高速鐵路路基不均勻凍脹變形對輪軌系統(tǒng)的動力影響研究

高建敏， 郭 毅， 郭 宇

(西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室， 四川 成都 610031)

我國凍土分布遼闊，已建、在建和擬建的高速鐵路與快速客運專線1/3以上位于深季節(jié)凍土地區(qū)[1-2]，位于凍土區(qū)域內的高速鐵路的運營里程已經超過3 000 km。地基和路基凍脹、融沉導致的路基不均勻變形是凍土區(qū)鐵路路基的主要病害，路基的不均勻凍脹變形會導致軌道結構平衡狀態(tài)及軌面平順狀態(tài)遭到破壞，進而影響到高速行車的動力性能。季節(jié)性凍土區(qū)域內高速鐵路路基凍脹的防治已成為寒區(qū)高速鐵路建設及其安全、平穩(wěn)運營管理必須解決的重大問題[3]。

雖然目前已釆取了多種防凍脹措施以減輕季節(jié)性凍土地區(qū)的路基凍脹問題，但在鐵路實際運營中，仍然存在一定程度的凍脹變形問題。哈大高速鐵路在建設之初便吸取了青藏鐵路、秦沈客專以及寒區(qū)無砟軌道試驗段等關于路基防凍脹的成功經驗和成果，對路基凍脹變形問題給予了高度重視，但是根據(jù)哈大高速鐵路2012年全線路基凍脹觀測數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，全線路基凍脹變形量大于零的測點數(shù)占總測點數(shù)的75.7%，凍脹量大于5 mm的測點數(shù)占總測點數(shù)的19.5%，而且個別地段甚至出現(xiàn)了接近20 mm的凍脹變形，已經遠遠超出有關規(guī)范規(guī)定的凍脹范圍[4]。吉琿客運專線在2013—2014年監(jiān)測到的數(shù)據(jù)顯示，路基凍脹量大于零的測點占總監(jiān)測點的80.12%，大于12 mm的監(jiān)測點占全部監(jiān)測點數(shù)的6.01%[5]。根據(jù)有關文獻的分析結果[1]，我國季節(jié)性凍土區(qū)域既有鐵路路基的凍脹量一般在30 mm以下，其中又以15～25 mm的凍脹變形居多，并且由于地質條件不同，路基凍脹量的變化也較大，將出現(xiàn)凍峰和凍谷。因此，嚴寒地區(qū)鐵路路基凍脹變形的首要特點是不均勻性[1]，即不同路段路基的凍脹變形量差異較大，路基凍脹變形量不均勻，由此會破壞軌道結構的整體平衡性和軌道的幾何平順性。目前，有關高速鐵路路基凍脹變形的研究工作主要集中在凍脹的形成機理、凍脹變形發(fā)展的影響因素，以及其相關防治、整治措施上[1,4-7]，而針對路基不均勻凍脹變形對高速鐵路軌面幾何狀態(tài)[8]、高速行車動力性能的影響以及凍脹變形管理限值[3,9]等方面的研究相對較少。路基不均勻凍脹變形一方面破壞軌道結構的接觸狀態(tài)，造成軌道結構受力和變形的改變，進而影響軌道結構的服役狀態(tài)和疲勞壽命；另一方面則會進一步影響軌面的幾何平順性，威脅行車安全、舒適性。因此，基于高速鐵路運營條件，開展路基不均勻凍脹變形對高速鐵路車輛、軌道系統(tǒng)運行動力性能的影響研究具有重要的理論和實際意義。

基于此，本文在總結分析季節(jié)性凍土區(qū)域高速鐵路路基不均勻凍脹變形測試資料、相關文獻資料基礎上，基于車輛-軌道耦合動力學理論[10]，開展路基不均勻凍脹變形對高速車輛-軌道耦合振動系統(tǒng)的動力學影響研究，分析了不同程度路基不均勻凍脹變形對高速車輛運行動力學性能指標的影響規(guī)律，以期為高速鐵路凍脹區(qū)行車動力學性能科學評估和凍脹區(qū)軌道的養(yǎng)護維修管理提供理論參考。

1 動力學模型

基于車輛-軌道耦合動力學理論[10]和有限元分析方法，建立高速車輛板式無砟軌道垂向耦合動力學模型，模型考慮車輛和軌道子系統(tǒng)，兩個子系統(tǒng)通過輪軌相互作用關系[10]實現(xiàn)耦合，構成一個相互耦合、相互作用的整體大系統(tǒng)。

1.1 高速車輛-板式無砟軌道耦合動力學模型

以目前我國寒區(qū)高速鐵路采用的CRTSⅠ型板式無砟軌道為例，建立高速車輛-板式無砟軌道垂向耦合動力學模型，見圖1。模型中，由車體、前后轉向架構架以及4個輪對共7個剛體組成了車輛子模型，考慮了車體質量(Mc)和點頭慣量(Jc)，前后轉向架構架質量(Mt)和點頭慣量(Jt)以及輪對的質量(Mw)，一系懸掛剛度(Kpz)和阻尼(Cpz)，二系懸掛剛度(Ksz)和阻尼(Csz)。模型可計算車體的沉浮(Zc)、點頭(βc)，前后轉向架構架的沉浮(Zt1，Zt2)、點頭(βt1，βt2)以及4個輪對的沉浮運動(Zwi，i=1，2，3，4)，共計10個自由度[11]。軌道子模型中，鋼軌被視為連續(xù)彈性離散點支承基礎上的Euler梁，軌道板則被視為支承在連續(xù)分布的線性彈簧和阻尼上的兩端自由梁，底座板視為彈性地基梁，扣件系統(tǒng)和CA砂漿選用Combin14彈簧單元，軌道板和底座板選用Beam188梁單元[11]。由于路基為散體結構，只能承受壓應力而不能承受拉應力作用，且路基各層的受力、應力狀態(tài)不是本文分析的重點，故采用Combin40非線性彈簧單元模擬路基的單向支承作用，以節(jié)約模型計算時間，路基的不均勻凍脹變形則通過彈簧的變形曲線設置來實現(xiàn)[11]。根據(jù)相關統(tǒng)計分析結果，路基凍脹變形多發(fā)生在軌道板伸縮縫位置處[3]，故文中路基凍脹變形模擬曲線的中心亦設在軌道中心位置處兩軌道板間板縫的正下方。

輪軌耦合關系采用Hertz非線性接觸理論計算[10]，而輪軌接觸點處的鋼軌位移則采用Hermite插值函數(shù)計算。對于兩節(jié)點平面梁單元，每個節(jié)點有兩個自由度，見圖2。圖2中：l為梁單元長度，Z1、Z2和θ1、θ2分別為梁端兩節(jié)點的垂向位移和轉角位移。

設A、B為梁單元的兩個節(jié)點，則其位移列陣qe可表示為

( 1 )

已知梁單元兩個節(jié)點的4個位移條件，可假設其撓度為具有4個待定系數(shù)的位移函數(shù)形式，即

Z(x)=a0+a1x+a2x2+a3x3

( 2 )

式中：a0、a1、a2、a3為待定系數(shù)。

θ可由式( 2 )得到

( 3 )

已知兩節(jié)點處的位移和轉角

( 4 )

將式( 4 )代入到位移函數(shù)式( 2 )和函數(shù)式( 3 )，可以得到梁單元中任意一點的位移函數(shù)為

Z(x)=[1-3(x/l)2+2(x/l)3]Z1-

l[x/l-2(x/l)2+(x/l)3]θ1+

[3(x/l)2-2(x/l)3]Z2-l[(x/l)3-(x/l)2]θ2

( 5 )

通過獲取t時刻車輪所在鋼軌單元處的節(jié)點位移，就可利用函數(shù)式( 5 )計算得到輪軌接觸點處鋼軌的垂向位移，進而利用Hertz非線性接觸理論公式計算出輪軌垂向力，然后可將輪軌垂向力按照下式等效到節(jié)點的兩端[11](見圖3)

( 6 )

式中：P為輪軌力；l為梁單元長度；a、b分別為梁端兩節(jié)點與輪軌力作用點間的距離；F1、F2和M1、M2分別為兩節(jié)點處所受的力和力矩。

1.2 路基凍脹變形模型

路基的不均勻凍脹變形將會引起軌道結構的非正常受力和變形，進而造成無砟軌道結構的傷損和軌面幾何狀態(tài)的惡化。理論上，路基不均勻凍脹波形有突變型和緩變性2種，文獻[3]基于嚴寒地區(qū)高速鐵路現(xiàn)場連續(xù)監(jiān)測數(shù)據(jù)資料，分析了高速鐵路凍脹區(qū)路基凍脹變形的波形特征，認為路基凍脹變形主要發(fā)生在基床范圍內，且最大凍脹峰值處的波形可以用波長為10 m左右的單波余弦函數(shù)曲線來描述。因此，本文在建模時，也采用單波余弦型曲線來描述路基的不均勻凍脹變形。模型示意見圖4。

在凍脹變形影響范圍內，路基凍脹沿軌道縱向的變形表達式為

( 7 )

式中：y為路基的凍脹變形值；A0為凍脹變形的峰值；x0為凍脹變形的起始發(fā)生位置；x為凍脹變形的發(fā)生位置；L0為凍脹變形的波長。

1.3 動力學性能評判指標

路基不均勻凍脹變形主要影響輪軌系統(tǒng)的垂向動力性能，在分析時，選取影響高速車輛運行安全、平穩(wěn)性以及軌道振動性能的主要垂向輪軌動力學性能指標[10]，包括輪軌垂向力、車體垂向加速度、輪重減載率、鋼軌和軌道板的垂向位移和垂向振動加速度，以及扣件的支反力等[10]。通過仿真計算，分析對比車輛運行速度、路基不均勻凍脹變形參數(shù)對上述輪軌系統(tǒng)動力學指標的影響規(guī)律。

輪軌垂向力、車體垂向振動加速度、輪重減載率和鋼軌垂向動態(tài)位移在相應規(guī)范[12-13]中均有明確的評定限值，在分析評判行車安全性、舒適性和軌道結構振動性能時，參考該4項指標的評定管理限值，其限值大小分別為170 kN、0.13g、0.8和2 mm。

1.4 數(shù)值求解方法

模型中，車輛子系統(tǒng)的動力響應和輪軌間的動作用力采用編程方式求解；軌道子系統(tǒng)的動力學響應則采用Ansys的瞬態(tài)動力學方法進行計算；路基不均勻凍脹變形作用則采用Ansys中的預應力選項進行計算[11]。對于車輛子系統(tǒng)，其動力學方程可寫成如下形式[10]

( 8 )

采用文獻[14]提出的新型快速顯示積分方法來計算系統(tǒng)的動力響應，其積分格式[14]為

( 9 )

式中：Δt為積分步長；n表示t=nΔt瞬時；(n+1)表示t=(n+1)Δt瞬時；φ、ψ為控制方法特性的獨立參數(shù)[14]。

將式( 9 )代入微分方程式( 8 ),得到在t=(n+1)Δt瞬時的形式

Kn+1Xn+1=Fn+1

(10)

可得

(11)

其中

(12)

根據(jù)初始條件

(13)

得到

(14)

根據(jù)積分遞推式( 9 )和式(10)，可逐次計算出系統(tǒng)對應于各步長的位移、速度和加速度的離散值。需要指出的是，起步時需令參數(shù)φ=ψ=0，從而使積分方法具有積分“自開始”的特性[14]。

1.5 模型驗證分析

本節(jié)基于相關文獻[3,8,13]中路基不均勻變形引起的軌面高低不平順變化特征，以及應用車輛-軌道耦合動力學模型[10]計算獲得的相應參數(shù)軌面高低不平順激起的輪軌動力響應結果，對上述模型的可行性和可靠性進行了間接驗證。

現(xiàn)場檢測凍脹期間，某高速鐵路典型路段2012—2013年度路基的凍脹變形(波長8 m左右)及上方軌檢車檢測結果(檢測速度197 km/h)見圖5。由圖5可見，路基不均勻凍脹變形引起軌面產生明顯的高低不平順變化，該檢測路段最大凍脹量為8.5 mm，高低不平順最大值為4.7 mm。

應用本文模型，計算得到在上述凍脹條件下，輪軌力、輪重減載率和車體垂向振動加速度響應最大值分別為66.7 kN、0.08和0.014g。而應用車輛-板式無砟軌道垂向耦合動力學模型[10]計算獲得的單波余弦型高低不平順(波長8 m，幅值4.7 mm)激擾作用下的輪軌力、輪重減載率和車體垂向振動加速度最大值分別為67 kN、0.072和0.011g，兩者計算結果基本一致。

此外，根據(jù)相關文獻資料[9]中高速鐵路凍脹區(qū)實際行車檢測發(fā)現(xiàn)，檢測車輛通過凍脹區(qū)(凍脹變形波長約20 m)時，輪重減載率和車體垂向振動加速度較非凍脹時最大增大量分別約為0.1和0.025g，而應用本文計算模型和參數(shù)，10mm/20m(幅值/波長)凍脹變形條件下，計算得出的輪重減載率和車體垂向振動加速度最大值分別約為0.06和0.018g。該差異可能由車輛參數(shù)、凍脹條件等不同引起，但總體上，應用本文計算模型獲得的路基凍脹變形對輪軌系統(tǒng)動力響應的影響大小和規(guī)律與相關文獻的分析結果具有較高的吻合度。

由此可以得出，本文所建立的高速車輛-無砟軌道耦合動力學模型在研究路基不均勻凍脹變形影響下的輪軌系統(tǒng)動力學性能方面是可行的。

2 路基不均勻凍脹變形引起的輪軌系統(tǒng)動力學響應特征

應用本文建立的動力學分析模型，以300 km/h行車速度為例，分析了典型路基不均勻凍脹變形條件下高速車輛-軌道系統(tǒng)動力學響應特征。其中，典型路基不均勻凍脹變形波長和幅值的取值依據(jù)高速鐵路凍脹區(qū)路基凍脹變形的實際監(jiān)測結果[3-4,8]，凍脹變形波長和幅值分別取為10 m和10 mm，不考慮其他類型的軌面幾何不平順。高速車輛和軌道結構的基本參數(shù)見表1和表2[10-11]。

表1 高速車輛動力學模型基本變量及參數(shù)值

以輪軌垂向力和輪重減載率指標為例，圖6(a)、6(b)給出了10 mm/10 m(幅值/波長)路基不均勻凍脹變形作用下，輪軌系統(tǒng)垂向動力作用指標沿軌道縱向的變化情況。由圖6(a)仿真結果可以看出，當車輛由正常線路區(qū)段運行至路基不均勻凍脹變形區(qū)域時，輪軌垂向力出現(xiàn)明顯變化，尤其是在車輛進、出路基凍脹變形區(qū)域時，輪軌垂向力均出現(xiàn)明顯的沖擊振動特征，其值較正常路基地段的明顯增大；與正常路基條件下的輪軌垂向力大小相比，10 mm/10 m(幅值/波長)的不均勻路基凍脹變形條件下，輪軌垂向力增大了12 kN左右。進一步分析不均勻凍脹變形條件下的輪軌垂向力響應曲線還發(fā)現(xiàn)，當高速車輛輪對離開不均勻凍脹變形區(qū)域后，輪軌垂向力仍出現(xiàn)了較為明顯的沖擊振動特征，由此可以說明，在高速車輛通過路基不均勻凍脹變形區(qū)域時，各輪對與軌道之間的動力作用可能會相互影響和疊加，進而進一步惡化輪軌動力性能。由輪重減載率(圖6(b))的變化特征可見，輪對在進入路基不均勻凍脹變形區(qū)域時出現(xiàn)了明顯的增載，而在凍脹變形中心區(qū)域附近則出現(xiàn)明顯的減載情況，輪重減載率最大值約為0.14。由此說明，路基不均勻凍脹變形對高速行車的安全性有一定影響。

表2 高速鐵路軌道模型基本變量及參數(shù)值

路基不均勻凍脹變形對車體垂向振動加速度的影響見圖7。由圖7可見，高速車輛運行經過路基不均勻凍脹變形區(qū)域時，車體垂向振動加速度出現(xiàn)了一定程度的波動，加速度最大值為0.02g左右，由此說明，10 mm/10 m(幅值/波長)的路基不均勻凍脹變形對高速車輛的運行舒適性有一定程度的影響。與輪軌垂向力類似，由于車輛各輪對與軌道間動力作用的相互影響和疊加，致使高速車輛在經過路基不均勻凍脹變形區(qū)域后，車體仍存在明顯的振動響應，且車體振動響應衰減較為緩慢。分析表明，車體振動響應的衰減時間與車速呈正相關關系。

路基不均勻凍脹變形對軌道結構振動響應的影響特征見圖8。由圖8可以看出，由于路基不均勻凍脹變形的作用，車輛高速經過時，軌道結構亦產生明顯振動，尤其是在凍脹變形的起始位置，軌道結構呈現(xiàn)明顯的沖擊振動響應特征，扣件支反力、鋼軌和軌道板垂向振動加速度以及鋼軌垂向動態(tài)位移響應等均較凍脹變形中心位置處大。路基不均勻凍脹變形引起的軌道結構縱向變形云圖見圖9，凍脹下底坐板和路基表層接觸應力見圖10。由圖9、圖10可見：在路基不均勻凍脹變形的起始和結束位置處，路基表層與底座板間存在一定程度的局部脫空，導致路基結構對上部軌道的支承狀態(tài)和支承剛度發(fā)生變化，加之軌道受力、變形特征的改變，在輪軌動荷載作用下，軌道結構各層均表現(xiàn)出較明顯的振動；在路基不均勻凍脹變形中心位置，由于結構間變形協(xié)調性較好，車輛經過時不受軌道結構層間脫空的影響，在輪軌動荷載作用下，軌道結構的振動反而不明顯。

3 路基不均勻凍脹變形參數(shù)對輪軌系統(tǒng)動力響應的影響規(guī)律

高速鐵路輪軌系統(tǒng)動力響應大小與軌道的幾何狀態(tài)有直接關系，而路基不均勻凍脹變形參數(shù)不同時，受其影響而產生的軌道結構上拱變形及軌面幾何不平順狀態(tài)亦不相同，進而致使高速行車條件下的輪軌動力響應大小亦明顯不同。在第2節(jié)分析基礎上，本節(jié)進一步分析了不同路基不均勻凍脹變形參數(shù)(波長和幅值)條件下高速鐵路輪軌系統(tǒng)動力響應的變化規(guī)律，通過分析進一步明確了高速鐵路路基不均勻凍脹變形的動力效應及行車速度效應。分析時，車輛運行速度考慮200、250、300、350 km/h四種工況，路基不均勻凍脹變形初始波長和幅值分別取為10 m和10 mm，在分析凍脹變形波長的影響時，僅改變波長，幅值取10 mm不變；而在分析凍脹變形幅值的影響時，僅改變幅值，波長取10 m不變。

3.1 路基不均勻凍脹變形波長的影響

不同行車速度條件下，路基不均勻凍脹變形波長對高速車輛系統(tǒng)振動響應大小的影響規(guī)律見圖11。由圖11(a)可見：不同行車速度條件下，隨著路基不均勻凍脹變形波長的增大，輪軌垂向力響應逐漸減??；而當不均勻凍脹變形波長大于25 m后，隨著凍脹變形波長的進一步增大，輪軌力響應逐漸趨于靜輪重，幾乎不再變化。對比發(fā)現(xiàn)，在5～20 m波長范圍內，車輛運行速度越高，輪軌力響應隨路基不均勻凍脹變形波長增大而減小的趨勢越明顯。由圖11(b)可見:不同車輛運行速度條件下，路基不均勻凍脹變形波長對輪重減載率的影響規(guī)律與對輪軌垂向力的影響類似。路基不均勻凍脹變形波長越長，輪重減載率越小，當路基不均勻凍脹變形波長大于35m后，輪重減載率受路基不均勻凍脹變形波長的影響較小。由圖11(c)可見，在不同車輛運行速度條件下，隨著路基不均勻凍脹變形波長的增大，車體垂向振動加速度出現(xiàn)先略有增大而后逐漸減小的變化趨勢，在10～15 m凍脹變形波長段，車體垂向振動加速度指標達到最大值，分析發(fā)現(xiàn)，這可能與10～15 m波長諧波不平順易引起高速車輛系統(tǒng)結構的共振有關。從整體變化趨勢來看，當高速車輛運行速度在200～350 km/h時，高速車輛的車體垂向振動受路基不均勻凍脹變形波長的影響較小，高速車輛垂向運行舒適性良好。

在200～350 km/h行車速度范圍，路基不均勻凍脹變形波長對凍脹起始位置處軌道結構振動響應最大值的影響規(guī)律見圖12。由圖12可以看出：軌道結構振動響應隨路基不均勻凍脹變形波長的增大整體呈現(xiàn)出先減小而后趨于穩(wěn)定的變化趨勢；當路基不均勻凍脹變形波長小于20 m時，隨著凍脹變形波長的增大，扣件支反力、鋼軌動態(tài)位移和振動加速度等均迅速減??；而當路基不均勻凍脹變形波長達到20 m后，隨著凍脹變形波長的進一步增大，各項振動響應幾乎不再變化，行車速度越高，上述趨勢越明顯。由此說明，從高速鐵路軌道結構振動的有效控制來看，在進行凍脹區(qū)高速鐵路軌道的養(yǎng)護維修管理時，應重視20 m波長以下的路基不均勻凍脹變形，從而有效地減小因路基的不均勻凍脹變形引起的軌道結構動態(tài)位移，進而減小軌道的振動。

3.2 路基不均勻凍脹變形幅值的影響

在分析了路基不均勻凍脹變形波長對輪軌系統(tǒng)振動響應影響規(guī)律基礎上，本節(jié)進一步分析了高速鐵路輪軌系統(tǒng)振動響應指標隨路基不均勻凍脹變形幅值的變化規(guī)律。仿真計算時，路基不均勻凍脹變形的波長為定值不變，取為10m，凍脹變形幅值變化范圍為5～35 mm。

不同行車速度條件下，路基不均勻凍脹變形幅值對輪軌垂向力、輪重減載率和車體垂向振動加速度指標最大值的影響規(guī)律見圖13。由圖13的結果可以看出：不同車輛運行速度條件下，路基不均勻凍脹變形幅值對高速車輛振動響應的影響較為明顯，隨著凍脹變形幅值的增大，輪軌垂向力、輪重減載率和車體垂向振動加速度均出現(xiàn)明顯的增大，尤其是車體垂向振動加速度，隨著路基不均勻凍脹變形幅值的增加，近似呈線性增加；行車速度越高，路基不均勻凍脹變形幅值的影響越明顯。例如，200 km/h行車速度條件下，路基不均勻凍脹變形幅值從5 mm增大到35 mm時，輪軌垂向力、輪重減載率和車體垂向振動加速度指標分別由66.03 kN、0.05、0.008g增大到73.87 kN、0.18、0.05g，輪軌垂向力增大了近12%，而輪重減載率和車體垂向振動加速度指標則分別增大了3倍和5倍左右。而當行車速度提高到350 km/h時，路基不均勻凍脹變形幅值由5 mm增大到35 mm時，輪軌垂向力增大了約1.6倍，而輪重減載率和車體垂向振動加速度則均增大了6倍左右。

綜上分析可見：高速行車條件下，路基不均勻凍脹變形幅值的增大對高速車輛行車動力性能的影響較大，對于幅值較大的路基不均勻凍脹變形若不及時控制，極易對高速行車的安全性造成威脅；而適當?shù)慕档蛙囕v運行速度可以有效減小因路基不均勻凍脹變形引起的輪軌系統(tǒng)的振動響應，進而減小其對車輛運行安全性的影響。然而，在路基不均勻凍脹變形區(qū)域，降低車輛的運行速度，對改善車輛乘坐舒適性的效果不明顯，只有通過嚴格控制不均勻凍脹變形的幅值，才能有效降低其影響。

200～350 km/h行車速度條件下，路基不均勻凍脹變形幅值對無砟軌道結構振動響應最大值的影響規(guī)律見圖14。需要指出的是，圖14的軌道結構振動響應結果取自凍脹變形起始位置處。由圖14的計算結果可以看出，與對高速車輛振動響應指標的影響類似，高速行車條件下，路基不均勻凍脹變形幅值對高速鐵路軌道結構振動響應的影響也較明顯；隨著路基不均勻凍脹變形幅值的增大，軌道各結構層振動響應均出現(xiàn)不同程度地增大，行車速度越高，其增大趨勢越明顯。分析可知，路基不均勻凍脹變形易引起軌道結構層間脫空或離縫，在輪軌動荷載作用下，易導致產生較大的軌道結構動態(tài)位移和振動。因此，從降低系統(tǒng)動力作用角度而言，要盡量避免或減少路基不均勻凍脹變形可能引起的軌道結構的層間脫空或離縫，從而減少軌道結構在服役期間因較強的振動而誘發(fā)的疲勞損傷或破壞。

綜合上述分析可見，高速行車條件下路基不均勻凍脹變形對高速車輛行車動力性能和軌道結構振動的影響受凍脹變形波長和幅值的綜合作用，尤其是凍脹變形幅值對輪軌系統(tǒng)振動性能的影響是遞增關系，且行車速度越高，影響越明顯。因此，對于嚴寒地區(qū)高速鐵路路基不均勻凍脹變形區(qū)域，應嚴格控制路基不均勻凍脹變形的幅值，凍脹變形程度較大的區(qū)域可適當降低行車速度，以保證高速行車的安全性、舒適性以及減輕軌道結構的振動。

4 結論

基于現(xiàn)代車輛-軌道耦合動力學理論和有限元分析方法，建立了高速車輛-CRTSⅠ型板式無砟軌道垂向動力相互作用模型，應用此模型，開展了高速行車條件下路基不均勻凍脹變形對輪軌系統(tǒng)的動力學影響研究，分析了不同程度的路基不均勻凍脹變形對高速車輛、軌道系統(tǒng)振動響應指標的影響規(guī)律，探討了行車速度效應。主要研究結論如下：

(1) 路基不均勻凍脹變形會惡化輪軌動力性能，進而影響高速車輛運行的安全性和乘坐舒適性，同時也易導致軌道結構產生較大的動態(tài)位移，增強軌道的振動。

(2) 高速車輛-軌道系統(tǒng)垂向動力學性能指標的動力響應隨著路基不均勻凍脹變形波長的增加而減小。從輪軌系統(tǒng)動力學性能控制角度而言，應重點關注波長20 m以下的路基不均勻凍脹變形。

(3) 高速車輛-軌道系統(tǒng)垂向動力學性能指標的動力響應隨著路基不均勻凍脹變形幅值的增加而逐漸增大；車輛運行速度越高，路基不均勻凍脹變形幅值的影響效應越明顯。車輛高速通過路基不均勻凍脹變形區(qū)域時，若不及時控制凍脹變形的幅值，易對行車安全性造成威脅；同時，較大幅值的路基不均勻凍脹變形也易引起軌道結構產生較大的振動。

(4) 對于嚴寒地區(qū)高速鐵路路基不均勻凍脹變形程度較大的區(qū)域，可適當降低行車速度，以減輕輪軌系統(tǒng)的動態(tài)相互作用，進而減小其對高速行車安全性以及軌道結構振動的影響。但是，限速對于改善行車舒適性的作用不大。