(四川建筑)无砟轨道路基基床垂向动应力分布规律探讨

无砟轨道路基基床垂向动应力

分布规律探讨

黄晶① 罗强① 李佳①

（①西南交通大学 成都 610031）

摘 要 通过动车测试试验结合理论计算分析，对CRH2动车组和C80重载货物列车分别以不同的速度通过遂渝铁路无砟轨道综合试验段桩板结构路基过渡段时的路基动应力沿深度分布规律进行了探讨。此外，本文的理论计算思路对无砟路基结构的计算理论有一定参考作用；但仍需依据大量的现场试验数据及理论计算分析而得到进一步完善。

关键词 无砟轨道 垂向动应力 现场测试 理论计算

先埋设（2006年3～6月）。土压力盒通过1 引言

YE3818动态应变仪、Cras数据采集仪连接本文根据该综合试验段运营前的动力

到计算机上。列车通过时，动态应变仪输出学实车试验中对桩板结构过渡段线路中心

的电压信号由数据采集仪采集，并转换为各

位置路基基床动土压力的测试数据，结合理

测点的土压力波形图。

论公式计算，分析了无砟轨道路基基床动土3400应力沿深度的分布规律。

2800内轨顶面±0.00动土压力盒2 试验概况

试验工点为桩板结构与路堤过渡段，长约33m，轨道结构为双块式无砟轨道。双块式无砟轨道的主要技术参数为：采用60kg/m钢轨，扣件间距0.625m；双块式轨枕采用C50混凝土；道床板采用C40混凝土，厚0.35m；混凝土支承层采用C20混凝土,厚0.3m；基床表层采用级配碎石，厚0.4m；基

[1]

床底层采用AB填料,厚2.3m。过渡段路基位于路堤地段，路堤高约7m。过渡段为二次过渡型，一次过渡为正梯形布置，填料为掺3～5%水泥稳定级配碎石，二次过渡为倒梯形布置，填料为级配碎石。同时，在桩板结构与路堤的交接部位，设有钢筋混凝土过渡搭板，板长10m，板宽4.4m，板厚0.5m。

2.1测试传感器布置情况

在4#断面附近（K132+468.5）路堤中心线位置沿路堤深度依次布置5个土压力传感器，距级配碎石表面的深度分别为0.38m、0.62m、1.63m、2.22m、2.78m。桩板结构路基过渡段动应力测点具体布置情况见图1[2]。

路基基床及支承层底面动应力测试的土压力盒在路基填筑施工和轨道铺设时预

C20混凝土支承层-1250-1490基床表层-2500-3090-3650基床底层图1 土压力盒横断面布置示意图

2.2 试验列车编组

试验列车为CRH2动车组与C80重载货物列车。

CRH2试验列车为动力分散型电力动车组，该车组由2个动力单元组成，每个动力单元由2辆动力车和2辆拖车组成“2M+2T”，全列编组为8辆车共32个轴，轴重约14t。动车组共行车40趟，其中速度为5km/h行车1趟，160km/h行车5趟，180km/h、190km/h、200km/h、210km/h均行车6趟，220km/h行车10趟。

重载货物试验列车由2辆SSE7电力机车牵引1辆空平车（NX17BK）＋2辆C70重车（蓬布敞车）+1辆自发电客车＋2辆C70重车（蓬布敞车）＋12辆C70重车+1辆试验车＋1辆C70重车（蓬布敞车）＋3辆C80重车,车辆编号顺序为下行方向，牵引质量约2100t，货物列车换长35.5m，总长390.5m。SSE7电力机车为6轴机车，轴重21t；C70重车载重68t，自重23～23.6t，

总重91～91.6t，轴重22.75～22.9t；C80重车载重76t，自重20.3t，总重96.3t，轴重24.075t。重载货物试验列车共行车26趟，其中速度为5km/h行车1趟，70km/h行车1趟，80km/h、90km/h、100km/h、110km/h均行车4趟，120km/h行车6趟、130km/h行车2趟。

曲线变化总体趋势相同；在相同深度处，货物列车的动应力值比动车组的动应力值大。

4理论计算分析

4.1叠合梁模型计算基本原理

在计算中，假设传递到路基面上的动应力在全部受荷面积上为均布。虽然路基面上的动应力实际上不均匀分布的；但是，计算路基面上动应力分布的一个重要目的时在设计基床结构时计算路基面的弹性变形，按均布矩形荷载计算弹性变形比较方便。 在本次遂渝动力测试试验中，其路基表层动应力测试数据显示，当轮载经过时，对双块式无砟轨道，动应力经轨道，道床板传播至支承层底面时，沿路基横断面方向基本上为均匀分布，支承层底面分布宽度为3.6m。对于路基面纵向的分布长度可采用多重叠合梁模型[4]进行计算。 表1 计算参数表 3测试结果分析

列车荷载以动力波的形式通过道床传递到基床表面，再向深层传播。由于土的阻尼作用吸收能量，以及土压力的扩散，路基动应力沿深度的增加而衰减。 动应力(kPa)0距支承层底面距离(m)[3]

510152000.511.522.53平均值95%置信99%置信 动应力(kPa)图2动车组动应力实测值沿深度变化曲线 051015202530构件材料 60Kg/m钢轨 弹簧扣件 C40道床板 C20支承层 级配碎石 长宽 高 E (MPa) （mm） （mm） （mm） 15000 15000 15000 15000 15000 15000 I=3.217e+7(mm4) 206000 2800 3200 8600 9800 16700 300 300 400 2300 3000 32500 27000 200 160 110 距支承层底面距离(m)00.511.522.53平均值95%置信99%置信（基床表层） A、B填料 图3货物列车动应力实测值沿深度变化曲线 （基床底层） 红层泥岩 （路堤） CRH2试验列车在5～220km/h行车速度条件下，桩板结构与路基过渡段中心线位置各测点动土压力平均值沿路堤深度变化范围为4.0～9.6kPa，95%的单边上波动界限变化范围为7.0～13kPa，99%的单边上波动界限变化范围为8.1～14.5kPa，具体变化曲线见图2。重载货物试验列车在5～131km/h行车速度条件下，桩板结构与路基过渡段中心线位置各测点动土压力平均值沿路堤深度变化范围为2.8～17.4kPa，95%的单边上波动界限变化范围为2.8～21.8kPa，99%的单边上波动界限变化范围为2.8～23.8kPa，具体变化曲线见图3。

图2、图3分别反映出动车组和重载货物列车沿深度方向上各测点的平均动应力随深度的变化特征，具体可以看出以下总体规律：动车组与货物列车在垂向上的动应力

一般情况下，路基上无砟轨道上部结构层宜简化成三层或四层弹性梁。对于轨枕埋

入式无砟轨道可简化为道床板、底座两层弹性梁，与钢轨组成三重梁模型；如果对上部结构层进行叠合处理，可以应用叠合梁模型进行计算。

假设地基E3之上的上部结构层为两层，可把厚度h1、弹性模量E1层以及厚度h2、弹性模量E2层，根据刚度相等原理换算成地基层，则其厚度为： h?h1?h2?C1h13***E1E3?C2h23E2E3 （1）

由于结构层结构与材质的影响，h*还要乘一修正系数。当结构层为沥青类或其他松散层时，修正系数为C=0.9；若为水硬性材料等紧密层时，修正系数为C=0.83。

4.2名义道床系数计算

把无砟轨道结构层都换算成相应厚度的地基层。由于无砟轨道的最上一层一般为混凝土结构，下层为混凝土结构或其他结构，可由式(1)换算成总厚度为h*。再根据道床系数的基本概念，无砟轨道下名义道床系数k为：

k?E3h* （2）

4.3把多重梁换算成单一梁

为便于计算，同样利用刚度相等原理，可把无砟轨道的多重梁换算成单一梁。于是可以把不同厚度和弹性模量的双重梁，换算成单一的弹性模量为E1的上层梁，则换算

后的单一梁的厚度为： 3 h'1h?E2h3121?3EE （3）

14.4叠合梁弹性长度计算

当把无砟轨道的多重梁换算成厚度为h'1的单一上层梁后，

就可按照弹性地基上的无限长梁理论，计算叠合梁弹性长度：

LE'3Eh1E?43k （4）

4.5垂向应力计算

当单个轮载力传播到路基面上，沿线路

纵向的动应力呈三角形对称分布，其最大值根据本工点测试情况，重载货物列车取26.3kPa，CRH2动车组取17.8kPa。由计算参数表1中数据及公式（1）、（2）、（3）、（4）得出叠合梁的弹性长度为1.92m，故可以假设路基面的荷载作用形式是1.92m×3.6m的矩形面积线性均布荷载,具体情况可见图4。

根据计算模型，线路中心位置路基基床动土压力可采用Boussinesq理论进行计算，

选用矩形面积受三角形分布的竖向荷载作用下地基中附加应力的计算方法[5]

来进行。

计算时，由于基床表层填料级配碎石层厚度较小，与基床底层填料A、B组填料的模量也相差不大，故可将其视为同种性质的填料。由角点法计算可得路基基床动土压力在不同深度的数值，其具体计算结果与实测数据列于表2中，计算值与实测数据沿深度的变化曲线可见图5。

表2 动土压力测试值与计算值

距路基 测试值 理论计算值 面距离CRH2 C80 CRH2 C80 （m） 动车组重车动车组重车（kPa） （kPa） （kPa） （kPa） 0.38 4.50 8.90 6.74 9.96 0.62 9.60 17.40 5.64 8.33 1.63 7.80 15.10 2.98 4.40 2.22 5.40 10.50 2.20 3.25 2.78 4.00 2.80 1.78 2.63 L=1.92mm6.3路基表层顶面（支承层底面） 图4 路基面荷载作用示意图

动土压力（kPa）051015200.0）m（0.5离1.0距面1.5基路2.0距2.53.0CRH2动车组测试值C80重车测试值CRH2动车组计算值C80重车计算值 图5 动土压力沿深度分布曲线图 从图5可以看出动应力无论计算值还是实测值总体上都呈现衰减趋势，其原因是随着深度增加，动应力在传播过程中能量产生消耗，故其值逐渐减小。此外，从曲线图中

可以看到计算值基本都小于实测值，具体的原因是叠合梁理论计算路基面荷载分布形式时考虑的因素并不全面，只是单纯的考虑叠合梁本身参数的影响，从而导致计算数值的偏小；其他外界因素（如轴重影响、叠合梁底面与路基面的相互作用情况等等）对荷载面积分布大小都有相应的影响，但具体的影响方式并不明确，因于以后的工作中加强研究来丰富叠合梁理论计算路基面荷载分布形式的方法。

5 结论与建议

（1）动车组与货物列车在垂向上的动应力曲线变化的总体衰减趋势相同；在相同深度处，货物列车的动应力值比动车组的动应力值大。

（2）理论计算值与现场测试值有一定的差异，但是两者的变化规律是大致相同的。 （3）无砟轨道路肩面上荷载分布形式的确定是本文理论计算的重点，也是无砟轨道路基结构计算理论的关键。要合理地得到无砟轨道路基面荷载分布形式，仍需进行大量的现场测试试验和理论计算分析。

参考文献

[1] 铁建设函[2005]754号，客运专线无砟轨道铁路设计指南[S].中国铁道出版社，2005 [2]何华武.无砟轨道技术[M].中国铁道出版社，2005

[3]王其昌.高速铁路土木工程[M].成都：西南交通大学出版社,1999.11

[4]赵国堂.高速铁路无碴轨道结构[M].北京：中国铁道出版社，2006.4:

[5]刘成宇.土力学[M].成都：西南交通大学出版社，1999.10

作者简介：黄晶（1983—），男，就读于西南交通大学道路与铁道工程系

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