雙塊式無(wú)砟軌道離縫對(duì)高速行車(chē)安全性影響及維修標(biāo)準(zhǔn)研究

余翠英，向俊，林士財(cái)，袁鋮，楊海明

雙塊式無(wú)砟軌道離縫對(duì)高速行車(chē)安全性影響及維修標(biāo)準(zhǔn)研究

余翠英1, 2，向俊1，林士財(cái)1，袁鋮1，楊海明1

(1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075；2. 華東交通大學(xué) 理學(xué)院，江西 南昌 330013)

為研究大范圍的雙塊式無(wú)砟軌道離縫對(duì)高速行車(chē)安全性的影響及其傷損等級(jí)評(píng)定，基于列車(chē)脫軌能量隨機(jī)分析理 論，提出一種無(wú)砟軌道典型病害的動(dòng)力影響評(píng)估方法。建立含離縫的高速列車(chē)-雙塊式無(wú)砟軌道系統(tǒng)損傷模型，分析不同程度的離縫和車(chē)速對(duì)此系統(tǒng)橫向振動(dòng)穩(wěn)定性及其振動(dòng)響應(yīng)的影響。研究結(jié)果表明：離縫條件下的列車(chē)抗脫軌系數(shù)隨著車(chē)速提高而逐漸下降，當(dāng)車(chē)速350 km/h和脫空長(zhǎng)度5 m時(shí)，抗脫軌系數(shù)1.908，列車(chē)安全運(yùn)行有保障；離縫寬度和長(zhǎng)度增加引起車(chē)軌系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)增加；車(chē)速300 km/h及以下，離縫長(zhǎng)度不超過(guò)5.0 m，寬度在1.0~2.0 mm時(shí)，傷損評(píng)定Ⅰ級(jí)，維修標(biāo)準(zhǔn)建議Ⅰ級(jí)；離縫寬度在2.0 mm以上，傷損評(píng)定Ⅱ級(jí)，維修標(biāo)準(zhǔn)建議Ⅱ級(jí)。上述機(jī)理和數(shù)據(jù)可為雙塊式無(wú)砟軌道離縫維修標(biāo)準(zhǔn)制定提供參考。

雙塊式無(wú)砟軌道；離縫；高速列車(chē)；安全性；評(píng)估方法；傷損分級(jí)；維修標(biāo)準(zhǔn)；能量隨機(jī)分析理論

現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)高速鐵路無(wú)砟軌道在其服役期內(nèi)，由于高溫和路基剛度不均等因素，容易出現(xiàn)大量離縫，影響結(jié)構(gòu)性能的使用和高速行車(chē)的舒適性，嚴(yán)重時(shí)甚至危及運(yùn)營(yíng)的安全性。已有大量學(xué)者研究板式無(wú)砟軌道離縫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)受力變形的影響[1?3]，或者分析小范圍離縫及脫空作用對(duì)軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的影響[4?6]。但是對(duì)離縫對(duì)高速行車(chē)的安全性影響和無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)性能的相關(guān)研究還不夠完善，尤其對(duì)雙塊式無(wú)砟軌道離縫傷損等級(jí)評(píng)定和養(yǎng)護(hù)維修標(biāo)準(zhǔn)的關(guān)鍵控制技術(shù)指標(biāo)，離縫限值及離縫對(duì)行車(chē)安全性影響等方面的理論研究，亟需進(jìn)一步深入研究[7?8]。目前，我國(guó)車(chē)輛安全性評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)大多采用傳統(tǒng)的脫軌系數(shù)和輪重減載率2個(gè)指標(biāo)[9?10]，但大量實(shí)測(cè)結(jié)果及研究結(jié)果表明[11]：脫軌系數(shù)和輪重減載率超過(guò)限值并不意味列車(chē)就一定脫軌，不能對(duì)高速行車(chē)的安全性進(jìn)行有效監(jiān)測(cè)和評(píng)判。為此，本文基于列車(chē)?軌道系統(tǒng)空間振動(dòng)分析理論和列車(chē)脫軌能量隨機(jī)分析理論[12?13]，以能量增量評(píng)判準(zhǔn)則作為安全性指標(biāo)，提出一種無(wú)砟軌道病害對(duì)高速行車(chē)安全性的影響評(píng)估方法，建立離縫作用下高速列車(chē)?無(wú)砟軌道系統(tǒng)(High-speed Train and Ballastless Track System，簡(jiǎn)稱：“HTBT”系統(tǒng)，下同)空間振動(dòng)分析模型，采用高速列車(chē)構(gòu)架人工蛇形波作為系統(tǒng)橫向振動(dòng)的激振源，高速鐵路無(wú)砟軌道豎向不平順作為系統(tǒng)豎向振動(dòng)激振源[14]，分別進(jìn)行離縫作用下HTBT系統(tǒng)橫向振動(dòng)穩(wěn)定性和隨機(jī)振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算，揭示離縫對(duì)高速行車(chē)安全性的影響規(guī)律，探討離縫在運(yùn)營(yíng)車(chē)速下對(duì)無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的影響性質(zhì)及程度，評(píng)定離縫傷損等級(jí)，并提出相應(yīng)的分級(jí)維修標(biāo)準(zhǔn)建議值。

1 無(wú)砟軌道典型傷損對(duì)高速行車(chē)安全性影響的評(píng)估方法

圖1為無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)傷損對(duì)高速行車(chē)安全性影響評(píng)估方法。該評(píng)估方法特征在于：當(dāng)列車(chē)脫軌時(shí)，判定傷損等級(jí)為Ⅳ級(jí)；當(dāng)列車(chē)未脫軌時(shí)，根據(jù)動(dòng)力學(xué)指標(biāo)(車(chē)體振動(dòng)加速度和垂直Sperling指標(biāo))評(píng)定軌道結(jié)構(gòu)相應(yīng)的傷損等級(jí)(Ⅰ級(jí)，Ⅱ級(jí)和Ⅲ級(jí))。當(dāng)傷損等級(jí)為Ⅳ級(jí)時(shí)則判定軌道無(wú)法供列車(chē)正常運(yùn)行；若傷損等級(jí)為Ⅲ級(jí)，Ⅱ級(jí)和Ⅰ級(jí)時(shí)，通過(guò)傷損等級(jí)的分級(jí)維修來(lái)保證軌道的運(yùn)行可靠性。

圖1 無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)傷損對(duì)高速行車(chē)安全性影響的評(píng)估方法

由圖1可見(jiàn)評(píng)估方法流程：1) 準(zhǔn)備工作：依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研采集資料，確定無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)典型傷損的特征和機(jī)理；2) 建模及編程：基于列車(chē)?軌道(橋梁)系統(tǒng)空間振動(dòng)分析理論，輸入軌道結(jié)構(gòu)傷損信息，經(jīng)過(guò)力學(xué)合理簡(jiǎn)化，建立含傷損特征的HTBT系統(tǒng)振動(dòng)分析模型；3) 基于列車(chē)脫軌能量隨機(jī)分析理論，進(jìn)行HTBT 系統(tǒng)橫向振動(dòng)穩(wěn)定性分析，得到此系統(tǒng)極限抗力做功和輸入能量等參量；4) 基于步驟3的計(jì)算結(jié)果和能量增量脫軌判別準(zhǔn)則，判別列車(chē)是否脫軌；5) 進(jìn)行HTBT系統(tǒng)的振動(dòng)響應(yīng)分析，求出此系統(tǒng)的最大振動(dòng)響應(yīng)值，得到不同程度傷損作用下無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)各部件的位移，速度和振動(dòng)加速度，以及車(chē)輛系統(tǒng)各部件振動(dòng)加速度、Sperling指標(biāo)等；6) 基于上述步驟的計(jì)算結(jié)果，參考我國(guó)高速鐵路軌道不平順動(dòng)態(tài)管理標(biāo)準(zhǔn)建議值[15]確定軌道結(jié)構(gòu)傷損等級(jí)；7) 提出相應(yīng)的分級(jí)維修標(biāo)準(zhǔn)建議值。

2 模型建立及方程求解

2.1 考慮離縫的雙塊式無(wú)砟軌道振動(dòng)模型

雙塊式無(wú)砟軌道軌段單元模型見(jiàn)圖2，該模型結(jié)構(gòu)層依次為鋼軌，道床板和路基，將其離散為44個(gè)自由度，并將計(jì)算長(zhǎng)度的軌道結(jié)構(gòu)按扣件間距Δ劃分為(=Δ)個(gè)軌段單元。模型基本假定簡(jiǎn)述：1) 鋼軌和道床板層間采用離散支點(diǎn)彈簧及黏滯阻尼器模擬，其豎向、橫向彈性系數(shù)和阻尼系數(shù)分別為uv，ul，uv和ul；2) 依據(jù)此結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，將道床板與支承層視為一整塊板，并將其放置在彈性路基上，層間模擬為連續(xù)基礎(chǔ)彈簧及黏滯阻尼器，相應(yīng)的豎向、橫向彈性系數(shù)和阻尼系數(shù)分別為mv，ml，mv和ml。

依據(jù)上述假定，軌段單元節(jié)點(diǎn)位移如下示：

其中：

式(2)~(3)中：上標(biāo)R和S分別表示鋼軌(Rail)和道床板(Slab)；下標(biāo)R和L分別表示該軌段單元模型方向上的右邊(Right)和左邊(Left)；，，和分別為軌段單元模型沿，和方向的線位移及繞各坐標(biāo)軸的轉(zhuǎn)角；表示鋼軌扭轉(zhuǎn)角沿軸方向的變化率。

(a) 三視圖；(b) 端視圖

2.1.2 離縫模擬

圖3為含離縫的軌段單元模型示意圖。離縫單元的非線性彈簧采取函數(shù)表達(dá)式(4)模擬，斜率1為砂漿層離縫對(duì)應(yīng)的非線性彈簧剛度，程序中將此剛度1替換圖2的離縫單元模型彈性系數(shù)mv，重寫(xiě)離縫軌段單元的剛度矩陣。

“凝心聚力、超越自我”。蘇州人理性冷靜，向來(lái)以問(wèn)題導(dǎo)向?qū)徱曋\劃發(fā)展。無(wú)論是鄉(xiāng)鎮(zhèn)企業(yè)如日中天時(shí)，還是外向型經(jīng)濟(jì)形成國(guó)內(nèi)高地，年度引進(jìn)外資居全國(guó)城市首位時(shí)，或是經(jīng)濟(jì)總量連續(xù)進(jìn)位時(shí)，蘇州始終居安思危，在發(fā)展中看到了產(chǎn)業(yè)層次還較為低端，發(fā)展模式還較為粗放，質(zhì)量效益還不高，因而較早確定了轉(zhuǎn)型升級(jí)、創(chuàng)新驅(qū)動(dòng)的發(fā)展導(dǎo)向。十八大以來(lái)，對(duì)照新發(fā)展理念審視以往的發(fā)展方式，對(duì)照習(xí)近平總書(shū)記對(duì)江蘇提出的一系列重要指示精神找短板，每年組織市領(lǐng)導(dǎo)和市級(jí)機(jī)關(guān)開(kāi)展重大課題調(diào)研，形成的眾多成果，轉(zhuǎn)化為促進(jìn)高質(zhì)量發(fā)展的引導(dǎo)政策及措施。

2.2 列車(chē)空間振動(dòng)分析模型

以CRH2高速列車(chē)為例(1動(dòng)車(chē)+4拖車(chē))。車(chē)輛模型離散為26個(gè)自由度的二系懸掛的7剛體系統(tǒng)(1個(gè)車(chē)體+2個(gè)轉(zhuǎn)向架+4個(gè)輪對(duì))；車(chē)體與轉(zhuǎn)向架、轉(zhuǎn)向架與輪對(duì)間的采用線性彈簧和黏性阻尼模擬，車(chē)體、轉(zhuǎn)向架及輪對(duì)的位移模式見(jiàn)表1。

表1 列車(chē)振動(dòng)分析模型位移模式

2.3 HTBT系統(tǒng)方程的建立及求解

基于彈性系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)總勢(shì)能不變值原理及形成系統(tǒng)矩陣的“對(duì)號(hào)入座”法[12?13]，將列車(chē)、軌道視為一個(gè)整體系統(tǒng)來(lái)建立此系統(tǒng)的空間振動(dòng)方程組的。設(shè)在時(shí)刻雙塊式無(wú)砟軌道計(jì)算長(zhǎng)度上有輛車(chē)，則HTBT系統(tǒng)在時(shí)刻的空間振動(dòng)總勢(shì)能為：

整個(gè)系統(tǒng)的總勢(shì)能的變分則等于每個(gè)單元(包括車(chē)輛)勢(shì)能的變分之和，其總勢(shì)能變分為：

考慮車(chē)輪懸浮和輪軌位移銜接條件以及輪軌“游間”的影響，形成HTBT系統(tǒng)在時(shí)刻的空間振動(dòng)矩陣方程。

2.4 計(jì)算參數(shù)及工況說(shuō)明

雙塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)采用CHN60鋼軌，扣件節(jié)點(diǎn)剛度取50 kN/mm，扣件間距0.625 m，道床板采用C60混凝土，道床板寬度2.8 m，厚度為0.26 m，支承層寬度3.4 m，厚0.3 m，車(chē)輛基本參數(shù)見(jiàn)表2。工況類(lèi)型考慮2類(lèi)：HTBT系統(tǒng)橫向振動(dòng)穩(wěn)定性分析和空間振動(dòng)響應(yīng)分析。

表2 車(chē)輛基本參數(shù)

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 離縫作用下HTBT系統(tǒng)橫向穩(wěn)定性分析

列車(chē)脫軌的前提是HTBT系統(tǒng)的橫向振動(dòng)喪失穩(wěn)定[13]。文獻(xiàn)[13]提出了當(dāng)極限抗力做功增量Δc大于輸入能量增量Δp，此系統(tǒng)橫向振動(dòng)是穩(wěn)定的；當(dāng)Δc<Δp，此系統(tǒng)橫向振動(dòng)是不穩(wěn)定的；列車(chē)是否脫軌的能量增量判別準(zhǔn)則為：

由圖4得出有、無(wú)離縫的HTBT系統(tǒng)最小抗力做功c均隨車(chē)速的增加而增大。同等車(chē)速下，有離縫的的極限抗力做功值均小于無(wú)離縫的極限抗力做功值，說(shuō)明離縫削弱了列車(chē)的抗脫軌能力。

圖4 有、無(wú)離縫的HTBT系統(tǒng)橫向振動(dòng)分析極限抗力作功σc，輸入能量σp與車(chē)速v的關(guān)系曲線

由表3可知：在脫空長(zhǎng)度5 m和車(chē)速不大于350 km/h的條件下，列車(chē)的抗脫軌安全系數(shù)均隨車(chē)速的提高而降低，當(dāng)車(chē)速350 km/h時(shí)，抗脫軌安全系數(shù)為1.908，仍有較大的抗脫軌安全度，且HTBT系統(tǒng)的能量增量Δ均大于0。根據(jù)列車(chē)是否脫軌的能量增量評(píng)判準(zhǔn)則，高速列車(chē)以350 km/h及以下車(chē)速在含離縫的雙塊式無(wú)砟軌道區(qū)間上走行時(shí)，此系統(tǒng)橫向振動(dòng)是穩(wěn)定的，列車(chē)不會(huì)脫軌。

表3 含脫空長(zhǎng)度5 m的HTBT系統(tǒng)橫向振動(dòng)穩(wěn)定性分析計(jì)算結(jié)果(200~350 km/h)

3.2 離縫作用下HTBT系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)分析

3.2.1 車(chē)速的影響

考慮支承層脫空長(zhǎng)度5.0 m，計(jì)算分析脫空狀態(tài)下，車(chē)速對(duì)HTBT系統(tǒng)空間振動(dòng)響應(yīng)的影響。

由表4和圖5及圖6可得：支承層脫空條件下，車(chē)速200 km/h時(shí)，Sperling 指數(shù)超過(guò)2.75，舒適性合格；車(chē)速為300 km/h時(shí)，車(chē)體豎向振動(dòng)加速度超過(guò)0.12，Sperling 指數(shù)超過(guò)3.0，舒適性不滿足要求；當(dāng)車(chē)速?gòu)?00 km/h提高到350 km/h 時(shí)，車(chē)體豎向加速度由0.736 m/s2增大到1.357 m/s2，上升了84.38%；輪軌豎向力最大值從77.351 kN增大到104.749 kN，上升了35.42%。可見(jiàn)，車(chē)速對(duì)有離縫的車(chē)輛振動(dòng)響應(yīng)影響較大，說(shuō)明車(chē)速是影響列車(chē)運(yùn)行舒適性的關(guān)鍵控制指標(biāo)。

表4 車(chē)速對(duì)含離縫的HTBT系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)最大值影響

圖5 有、無(wú)脫空的車(chē)體豎向加速度最大值比較

圖7為在支承層脫空條件下，當(dāng)車(chē)速?gòu)?00 km/h 提高到350 km/h 時(shí)，鋼軌豎向位移最大值從4.415 mm 增大到6.759 mm，上升了53.09%；道床板豎向位移最大值從4.007 mm增大到6.184 mm，上升了54.33%。鋼軌豎向加速度最大值8.836 m/s2增大到40.147 m/s2，上升了3.54倍；道床板豎向加速度最大值從5.205 m/s2增大24.380 m/s2，上升了3.68倍。可見(jiàn)，車(chē)速對(duì)鋼軌和道床板豎向振動(dòng)加速度影響大于對(duì)應(yīng)的豎向位移。當(dāng)車(chē)速350km/h 時(shí)，脫空狀態(tài)下的鋼軌和道床板豎向加速度最大值分別是其正常狀態(tài)下的64.67%和15.95倍。可見(jiàn)，車(chē)速對(duì)道床板豎向振動(dòng)加速度影響極大，是影響有離縫的軌道結(jié)構(gòu)性能的關(guān)鍵控制性指標(biāo)。

圖6 有、無(wú)脫空的豎向Sperling 指標(biāo)最大值比較

(a) 鋼軌和道床板豎向位移；(b) 鋼軌和道床板豎向加速度

圖8為不同車(chē)速條件下輪軌豎向力時(shí)程曲線，可見(jiàn)在離縫區(qū)走行時(shí)，速度越大，輪軌豎向力越大，離縫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)傷害越大。

3.2.2 離縫長(zhǎng)度的影響

軌道結(jié)構(gòu)和其他參數(shù)不變，考慮支承層脫空和車(chē)速300 km/h條件下，探討離縫長(zhǎng)度對(duì)HTBT系統(tǒng)空間振動(dòng)響應(yīng)的影響，計(jì)算結(jié)果如表5所示。

由表5可知：當(dāng)離縫長(zhǎng)度達(dá)到3.75 m時(shí)，豎向Sperling 指標(biāo)超過(guò)2.75，舒適性評(píng)定合格；當(dāng)離縫長(zhǎng)度超過(guò)5.0 m時(shí)，車(chē)體豎向振動(dòng)加速度大于0.12， Sperling 指標(biāo)最大值超過(guò)3.0，舒適性不滿足要求。

由圖9可知：在支承層脫空狀態(tài)下，當(dāng)離縫長(zhǎng)度從無(wú)擴(kuò)展到6.25 m 時(shí)，鋼軌的豎向位移由0.996 mm上升到11.767 mm，上升了10.81倍；道床板的豎向位移由0.329 mm上升到11.325 mm，上升了33.42倍；鋼軌和道床板的豎向加速度分別由13.359 m/s2和0.856 m/s2增加到34.469 m/s2和30.104 m/s2，分別上升了1.58和34.17倍?？梢?jiàn)，離縫長(zhǎng)度對(duì)鋼軌和道床板的位移和振動(dòng)加速度影響很大，長(zhǎng)度大于5.0 m時(shí)尤其明顯，說(shuō)明離縫長(zhǎng)度是影響軌道結(jié)構(gòu)性能的關(guān)鍵控制技術(shù)指標(biāo)。

(a) 車(chē)速200 km/h；(b) 車(chē)速250 km/h；(c) 車(chē)速300 km/h；(d) 車(chē)速350 km/h

表5 離縫長(zhǎng)度對(duì)HTBT系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)峰值影響(v=300 km/h)

(a) 鋼軌和道床板豎向位移；(b) 鋼軌和道床板豎向加速度

3.2.3 離縫寬度的影響

離縫長(zhǎng)度5.0 m和寬度0.1~5 mm，其他參數(shù)不變，分析車(chē)速300 km/h下離縫寬度對(duì)HTBT系統(tǒng)動(dòng)力特性的影響，計(jì)算結(jié)果如表6和圖10所示。

表6 不同離縫寬度的HTBT系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)峰值(v=300 km/h)

由表6可知:當(dāng)離縫寬度1.0 mm及以下時(shí)，Sperling指標(biāo)小于2.75，舒適性良好；當(dāng)離縫寬度1.0~2.0 mm時(shí)，Sperling指標(biāo)小于3.0，舒適性合格；當(dāng)離縫寬度2 mm以上時(shí)，車(chē)體豎向振動(dòng)加速度大于0.10，Sperling指標(biāo)大于3.0，不滿足舒適性要求。

圖10可知，當(dāng)離縫寬度由0.1 mm逐漸增加到5 mm，鋼軌豎向加速度18.494 m/s2增加到26.479 m/s2，增加了43.18%，鋼軌豎向位移由1.125 mm增加到5.069 mm，增加了3.51倍；軌道板豎向加速度由1.143 m/s2增加到17.555 m/s2，增加了14.36倍，軌道板豎向位移由0.568 mm增加到5.592 mm，增加了8.85倍?？梢?jiàn)，離縫寬度對(duì)軌道結(jié)構(gòu)的振動(dòng)響應(yīng)影響較大。

(a) 鋼軌和道床板豎向位移；(b) 鋼軌和道床板豎向加速度

4 無(wú)砟軌道傷損等級(jí)評(píng)定及維修標(biāo)準(zhǔn)建議

參考我國(guó)高速鐵路軌道不平順動(dòng)態(tài)管理標(biāo)準(zhǔn)建議值[15]，提出無(wú)砟軌道傷損等級(jí)分級(jí)依據(jù)，見(jiàn)表7。根據(jù)第1節(jié)評(píng)估方法和第3節(jié)的計(jì)算結(jié)果以及表7的傷損評(píng)判依據(jù)，進(jìn)行無(wú)砟軌道傷損評(píng)級(jí)和提出分級(jí)維修標(biāo)準(zhǔn)建議，見(jiàn)表8。

表7 基于動(dòng)力分析的無(wú)砟軌道傷損等級(jí)分級(jí)依據(jù)(建議)

表8 雙式無(wú)砟軌道離縫傷損等級(jí)判定及維修標(biāo)準(zhǔn)建議值(v≤300 km/h)

5 結(jié)論

1) 基于既有的列車(chē)?軌道系統(tǒng)空間振動(dòng)分析理論，建立了含離縫的高速列車(chē)?雙塊式無(wú)砟軌道系統(tǒng)空間振動(dòng)分析模型和相應(yīng)的系統(tǒng)方程。

2) 基于列車(chē)脫軌能量隨機(jī)分析理論，以能量增量評(píng)判準(zhǔn)則作為安全性指標(biāo)，提出了無(wú)砟軌道傷損對(duì)高速行車(chē)安全性影響評(píng)估方法，并以此方法進(jìn)行了雙塊式無(wú)砟軌道離縫傷損等級(jí)評(píng)估，初步提出了相應(yīng)的分級(jí)維修標(biāo)準(zhǔn)建議值。

3) 通過(guò)含離縫的HTBT系統(tǒng)橫向振動(dòng)穩(wěn)定性分析，揭示了雙塊式無(wú)砟軌道離縫對(duì)高速列車(chē)運(yùn)行安全性的影響規(guī)律。以車(chē)速350 km/h運(yùn)行在脫空長(zhǎng)度5 m及以下的直線路段，CRH2高速列車(chē)不脫軌，傷損等級(jí)小于Ⅳ級(jí)。

4) 通過(guò)含離縫的HTBT系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)分析，可知運(yùn)營(yíng)車(chē)速不超過(guò)300 km/h，離縫長(zhǎng)度不超過(guò)5 m，離縫寬度在1.0 mm~2.0 mm時(shí)，Sperling指標(biāo)大于2.75，傷損評(píng)定Ⅰ級(jí)，維修標(biāo)準(zhǔn)建議Ⅰ級(jí)；離縫寬度在2.0 mm以上，Sperling指標(biāo)大于3.0，傷損評(píng)定Ⅱ級(jí)，維修標(biāo)準(zhǔn)建議Ⅱ級(jí)。

[1] ZHANG Nan, ZHOU Shuang, XIA He, et al. Evaluation of vehicle-track-bridge interacted system for the continuous CRTS-II non-ballast track slab[J]. Science China Technological Sciences, 2014, 57(10): 1895?1901.

[2] 張重王, 蘇成光, 劉學(xué)毅, 等. 溫度梯度與板下脫空對(duì)列車(chē)軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 2017, 39(4): 85?93. ZHANG Chongwang, SU Chengguang, LIU Xueyi, et al. Influence of temperature gradient and void beneath slab beneath slab on dynamic response of high speed track system[J]. Journal of the China Railway Society, 2017, 39(4): 85?93.

[3] ZHU S Y, CAI C B. Interface damage and its effect on vibrations of slab track under temperature and vehicle dynamic loads[J]. International Journal of Non-Linear Mechanics, 2014, 58(1): 222?232.

[4] 李培剛, 劉學(xué)毅, 黎國(guó)清. CA砂漿脫空對(duì)橋上單元板式軌道動(dòng)力特性的影響研究[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué), 2014, 35(3): 20?27. LI Peigang, LIU Xueyi, LI Gouqing. Influence of CA mortar void on dynamic characteristics of unit slab track on bridge[J]. China Railway Science, 2014, 35(3): 20?27.

[5] 楊榮山, 段玉振, 劉學(xué)毅. 雙塊式無(wú)砟軌道軌枕松動(dòng)對(duì)輪軌系統(tǒng)動(dòng)力性能影響研究[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué), 2014, 35(5): 13?18. YANG Rongshan, DUAN Yuzhen, LIU Xueyi. Influence induced by sleeper looseness of bi - block slab track on dynamic property of wheel-track system[J]. Journal of China Railway Science, 2014, 35(5): 13?18.

[6] 趙國(guó)堂, 高亮, 趙磊, 等. CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道板下離縫動(dòng)力影響分析及運(yùn)營(yíng)評(píng)估[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 2017, 39(1): 1?10. ZHAO Guotang, GAO Liang, ZHAO Lei, et al. Analysis of dynamic effect of seam under CRTS II track slab and operation evaluation[J]. Journal of the China Railway Society, 2017, 39(1): 1?10.

[7] YU C Y, XIANG J, MAO J H, et al. Influence of slab arch imperfection of double-block ballastless track system on vibration response of high-speed train[J]. Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences & Engineering, 2018, 40(2): 109?123.

[8] 余翠英, 向俊, 毛建紅. 道床板上拱對(duì)高速列車(chē)-雙塊式無(wú)砟軌道系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)影響[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2018, 15(7): 1631?1640. YU Cuiying, XIANG Jun, MAO Jianhong. Influence of vibration response of high-speed train and double-block ballastless track system due to slab upwarp[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2018, 15(7): 1631? 1640.

[9] XIAO X, JIN X, WEN Z, et al. Effect of tangent track buckle on vehicle derailment[J]. Multibody System Dynamics, 2011, 25(1): 1?41.

[10] Nicholas Wilson, RobertFries, Matthew Witte, et al. Assessment of safety against derailment using simulations and vehicle acceptance tests: a worldwide comparison of state-of-the-art assessment methods[J]. Vehicle System Dynamics, 2011, 49(7):1113-1157.

[11] ORE. Derailment tests at Derby: office of research and experiments of the international union of railways, utrecht[R]. Report No. DT63 (C138) E, 1997.

[12] ZENG Qingyuan, LOU Ping, XIANG Jun. The principle of total potential energy with stationary value in elastic system dynamics and its application to the analysis of vibration and dynamic stability[J]. Journal of Hua zhong University of Science & Technology (Urban Science Edition), 2002, 19(1): 7?14.

[13] 曾慶元, 向俊, 周志輝, 等. 列車(chē)脫軌分析理論與應(yīng)用[M]. 長(zhǎng)沙: 中南大學(xué)出版社, 2006: 193?276. ZENG Qingyuan, XIANG Jun, ZHOU Zhihui, et al. Analysis theory and application of train derailment[M]. Changsha: Central South University Press, 2006: 102?140.

[14] 徐磊, 陳憲麥. 車(chē)輛?軌道系統(tǒng)激振源隨機(jī)分析[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 2018, 40(4): 120?126. XU Lei, CHEN Xianmai. Random analysis on vibration sources of train-track system[J]. Journal of the China Railway Society, 2018, 40(4):120?126.

[15] 中華人民共和國(guó)鐵道部. 高速鐵路無(wú)砟軌道線路維修規(guī)則(試行)[M]. 北京: 中國(guó)鐵道出版社, 2012. Railway Ministry of the People’s Republic of China. Rules for maintenance of high-speed railway ballastless tracks (Trial)[M]. Beijing: China Railway Press, 2012.

Influence of double-block ballastless track seam on high-speed train operation safety and maintenance standard research

YU Cuiying1, 2, XIANG Jun1, LIN Shicai1,YUAN Cheng1, YANG Haiming1

(1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 2. School of Science, East China Jiaotong University, Nanchang 330013, China)

In order to study the influence of large-scale seam within double-block ballastless track on high-speed train driving safety and its damage grade evaluation, a dynamic effect assessment method for typical damage of ballastless track was proposed based on the theory of energy random analysis for train derailment. A damage model of high-speed train and double-block ballastless track system with seam was established. And the influence of different degree of seam and speed on lateral vibration stability of the system was analyzed as well as its vibration response. The results show that the anti-derailment coefficient decreases gradually with the increase of speed under the influence of seam. The anti-derailment coefficient is 1.908 at speed 350 km/h and void length 5 m, which ensures the safe operation of train. The vibration response of rail-track system augments with increased seam width and length. Under the speed 300 km/h, when seam length is less than 5.0 m and the width is between1.0 to 2.0 mm, its damage classification is rated as I, the grade of maintenance standard is recommendedas I; and when the seam width is above 2.0 mm, its damage classification is rated as II, and grade II as maintenance standard is recommended. The mechanism and data above can be provided as a reference of drafting maintenance standard for double-block ballastless track seam.

double-block ballastless; seam; high-speed train; safety; assessment method; damage classification; maintenance standard; energy random analysis theory

U213. 2

A

1672 ? 7029(2019)08? 1865 ? 110

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.08.001

2018?10?29

國(guó)家自然科學(xué)基金委員會(huì)與神華集團(tuán)有限公司聯(lián)合資助項(xiàng)目(U1261113)；高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專(zhuān)項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20100162110022)；牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放課題資助項(xiàng)目(TPL0901，TPL1214)；江西省教育廳科技資助項(xiàng)目(GJJ151173，GJJ151175)

向俊(1968?)，男，湖南溆浦人，教授，博士，從事列車(chē)脫軌控制、列車(chē)?軌道(橋梁)系統(tǒng)空間振動(dòng)及鐵路軌道結(jié)構(gòu)等研究；E?mail: jxiang@csu.edu.cn

(編輯 蔣學(xué)東)