楊果林，邱明明，申　權，林宇亮

(中南大學 土木工程學院，湖南 長沙　410075)

高速列車動力荷載是引發(fā)路基長期累積變形和振動的直接因素，明確路基各結構層間的相互作用及荷載傳遞特性是鐵路路基結構設計和變形控制的基礎，而路基結構的工作性能受各結構層性能和服役環(huán)境等因素的影響，相應的各結構層內的力學行為及其衰減特征也各不相同。膨脹土地區(qū)的鐵路地基常因干濕循環(huán)作用而產(chǎn)生不均勻脹縮變形，嚴重影響路基結構的安全及列車的正常運營[1-3]，因此，高速鐵路對膨脹土路塹基床結構功能的要求也更為嚴格。在既有南昆鐵路膨脹土路塹地段，采用復合防排水板封閉基床或膨脹土改性換填等方法進行了路基整治[4]，但運營后路基病害(如基床下沉、隔水層失效等)仍不斷，且屢治無效。新建云桂鐵路與既有南昆線走向基本一致，所經(jīng)之處存在大量的膨脹土路塹地段，為解決膨脹土病害難題，研發(fā)了1種半剛性復合防水材料，鋪設在膨脹土路塹基床中設置1道防排水結構層，以增強基床防排水性能及協(xié)調基底膨脹土產(chǎn)生的不均勻變形，從而提高基床結構的適應性和耐久性。

諸多學者基于層狀體系理論、數(shù)值模擬、現(xiàn)場測試和室內模型試驗等方法對路基動力響應進行了廣泛的研究[5-7]，取得了較多有益的成果，為進一步研究提供了理論基礎。梁波[8]對列車振動荷載進行了理論研究和模擬，提出了考慮不平順條件的列車荷載方程，并探討了路基在不平順條件下的動態(tài)響應；荊志東[9]通過足尺動態(tài)模型試驗，對紅層泥巖半剛性基床結構的動態(tài)變形特征進行了研究，結果表明該基床結構能大幅降低動荷載作用時的動變形；CAI[10]建立了考慮軌道不平順性的軌道—路基—地基耦合系統(tǒng)模型，對列車移動荷載作用下的路基動力響應進行了研究；孔祥輝[11]借助數(shù)值分析方法，建立了三維路基動力分析模型，分析了路基動力響應及列車行駛速度對土質路基動力性質的影響；Bian[12]基于全比尺路基模型試驗平臺，對列車移動荷載作用下高速鐵路板式軌道路基的振動和動應力特性進行了研究，提出了用于預測板式無砟軌道路基動應力的經(jīng)驗計算式；楊果林等[13]基于現(xiàn)場測試和模型試驗方法，探討了膨脹土路塹新型基床的動力特性，并對不同類型防水結構層基床在極端服役條件下的動力響應進行了對比研究。但這些成果大多是針對常規(guī)鐵路基床動力特性的，針對特殊地質條件下的典型基床結構動力響應的研究還鮮見報道。

本文基于已有的研究成果，以云桂膨脹土路塹新型基床結構為研究對象，借助現(xiàn)場試驗方法和數(shù)值模擬方法，研究列車振動荷載作用下防排水結構層對鐵路基床動力響應的影響。

1　現(xiàn)場試驗

1.1　試驗段概況

新建云桂高速鐵路是國家Ι級雙線鐵路，北起云南昆明，南至廣西南寧，全長710.3 km。南寧—百色段按250 km·h-1雙線有砟軌道設計，百色—昆明段按200 km·h-1(預留250 km·h-1客專條件)雙線有砟軌道設計。全線弱、中、強膨脹等級的膨脹土均有分布，且具有很大的不連續(xù)性。選取里程DK161+770—DK161+990為試驗段，該段內膨脹土呈褐紅、褐黃色，硬塑—堅硬狀，遇水易軟化、崩解，分布不均，間夾碎石、角礫，以弱膨脹土為主，局部分布有中膨脹土。圖1為該段采用的新型路塹基床結構示意圖，地基土類型為中—弱膨脹土，基床結構由上至下依次為：0.70 m基床表層(0.65 m級配碎石+0.05 m中粗砂)、0.20 m新型防排水結構層(半剛性改性瀝青混合料復合防水材料)和0.50 m基床底層(A，B組填料)，基床結構層沿線路中線向兩側設置不小于4%的橫向排水坡以加強防排水。

圖1　膨脹土路塹新型基床結構示意圖(單位：m)

1.2　加載方案及測點布設

現(xiàn)場激振試驗設備采用高速鐵路路基原位動力試驗系統(tǒng)(DTS-1)，其主要由振動架、激振器、傳動系統(tǒng)、循環(huán)冷卻系統(tǒng)和電氣控制系統(tǒng)組成。該設備可實現(xiàn)5～50 Hz范圍內的平穩(wěn)調速，通過調整偏心塊組合，可產(chǎn)生最大166 kN的偏心力，設備靜重17.5 t。

在基床各結構層中分層布設監(jiān)測點，布設的傳感器包括：動土壓力盒和加速度計，監(jiān)測點位置與測試元器件布設如圖2所示。在測試過程中，模擬干燥和浸水2種服役環(huán)境，各服役環(huán)境條件下分別激振100萬次，通過對基床結構動力響應的測試，研究新型基床結構在不同服役環(huán)境條件下的動力特性。

圖2　現(xiàn)場測試布置圖(單位：m)

1.3　測試結果與分析

1.3.1動態(tài)土壓力分布

圖3給出了基床內不同深度處的豎向動土壓力。由圖3可知：干濕2種服役條件下，基床內動土壓力隨深度的增加而逐漸衰減，近似呈指數(shù)型分布；干燥條件下路基面、防排水結構層頂面和底面的動土壓力依次為36.7，26.5和20.3 kPa，浸水條件下路基面、防排水結構層頂面和底面的動土壓力值依次為48.9，32.8和22.5 kPa，比干燥條件下分別增加了33.2%，23.8%和10.8%，說明基床內動土壓力受服役環(huán)境的影響較為顯著，浸水會引起基床內動土壓力增大；干燥條件下防排水結構層頂面和底面的動土壓力較路基面處分別衰減了27.8%和44.7%，即在防排水結構層內衰減了16.9%，浸水條件下防排水結構層頂面和底面的動土壓力較路基面處分別衰減了32.9%和53.9%，即在防排水結構層內衰減了21.0%，說明在防排水結構層內動土壓力發(fā)生了較大程度的衰減，可見防排水結構層具有一定的減振、隔振作用。

圖3　動土壓力隨深度變化曲線

圖4給出了沿線路橫向各處防排水結構層頂面和底面的動土壓力。由圖4可知，防排水結構層頂面和底面的動土壓力隨其離開線路中線距離的增大先快速減小，而距線路中線超過5 m后趨于穩(wěn)定。

圖4　防排水結構層動土壓力隨橫向距離變化曲線

1.3.2振動加速度分布

圖5給出了基床內不同深度處的振動加速度。由圖5可知：干濕2種服役條件下，路基面的加速度分別為9.3和10.8 m·s-2，增加了16.1%；防排水結構層頂面的加速度分別為8.4 和9.5 m·s-2，增加了10.7%；防排水結構層底面的加速度分別為6.8 和7.1 m·s-2，增加了4.4%；防排水結構層內振動速度的衰減比基床表層和基床底層都快；浸水條件下，振動加速度變化曲線整體向右偏移，衰減趨勢與干燥條件下相同，且振動加速度在防排水結構層以上變化較為顯著，此變化與浸水狀態(tài)下動土壓力變化趨勢一致，說明浸水對新型基床動響應的影響主要表現(xiàn)在淺層，這是因為防排水結構層將水阻擋在基床表層內，在激振荷載作用下，基床表層內因產(chǎn)生超靜孔隙水壓力而使其消能作用相對減弱，故引起動應力和加速度稍有提高。

圖5　振動加速度隨深度變化曲線

圖6給出了防排水結構層的振動加速度沿線路橫向的變化情況。由圖6可知，隨著距線路中線水平距離的增大，振動加速度呈減小趨勢；防排水結構層頂面的振動加速度受服役環(huán)境影響較大，浸水后其加速度明顯增大；防排水結構層底面的振動加速度受服役環(huán)境影響較小，浸水后其加速度增大較小。

圖6　防排水結構層加速度隨橫向距離變化曲線

2　數(shù)值模擬研究

2.1　數(shù)值計算模型建立

綜上分析可知，由于新型基床結構中存在1層20 cm厚的防排水結構層，改變了基床結構的振動特性和荷載傳遞方式，且其在基床結構中不僅起到防排水的作用，還具有一定的減振作用。為進一步明確列車荷載作用下新型防排水結構層的力學行為及其對基床結構振動特性的影響，本文參照圖1所示的新型基床結構設計斷面圖，借助數(shù)值軟件FLAC3D模擬平臺，建立考慮防排水結構層參振的三維軌道—路基—地基系統(tǒng)動力分析模型，所建模型的寬(x)，長(y)和高(z)分別為9.0，6.24和5.25 m，整個模型共劃分77 520個單元，82 859個節(jié)點，如圖7所示。

在數(shù)值建模過程中，路基各結構層均采用實體單元模擬，除軌枕和新型防排水結構層外，考慮巖土體的非線性，材料強度準則均采用各向同性彈塑性Mohr-Coulomb本構模型，利用增量理論計算；軌枕和新型防排水結構層采用彈性本構模型。在動力計算時，通過設置靜態(tài)邊界減少波反射對計算結果的影響[14]，考慮列車荷載頻率較低，材料阻尼選用局部阻尼形式。模型材料參數(shù)見表1。

圖7　軌道—路基—地基系統(tǒng)動力計算模型(單位：m)

表1　計算模型材料參數(shù)

2.2　列車振動荷載的模擬

列車振動荷載的模擬是一個很復雜的問題，涉及到列車、軌道及路基的耦合作用，隨著計算機性能的大力發(fā)展，數(shù)值分析已成為研究列車—軌道—路基—地基系統(tǒng)動力分析的重要手段。國內外諸多學者對列車荷載的模擬進行了研究[5-11]，文獻[8]中提出了與高、中、低頻相應的反映行車平順性、線路上動力附加荷載以及軌面波形磨耗的正弦激勵力列車振動荷載，其表達式為

(1)

式中：F0為機車車輛軸重(按ZK活載取值)，kN；Fi為對應控制條件中某一典型值的振動荷載，kN；ωi為軌道振動圓頻率，Hz；t為時間，s；v為列車速度，m·s-1；Li為軌道不平順曲線的波長，m；m為簧下質量，kg；ai為軌道的幾何不平順矢高，mm。

為研究列車振動荷載對路基結構動力性能的影響，將鋼軌與軌枕結構簡化為無限連續(xù)彈性基礎梁，進而求得輪軌作用力經(jīng)鋼軌分布后軌枕處的反力F′，其表達式為

F′=

(2)

式中：λ為軌道結構系數(shù)；d為軌枕間距，文中取0.6 m；K為基礎彈性模量；E為鋼軌彈性模量；I為鋼軌截面慣性矩。

通過在軌枕支點處施加荷載實現(xiàn)列車振動荷載的模擬，此部分通過FLAC3D內置的fish語言編程實現(xiàn)加載。

2.3　計算結果分析

防排水結構層是新型基床結構的重要組成部分，其厚度對基床動響應、防排水效果、經(jīng)濟性等具有重要影響。選取防排水結構層的厚度分別為10，15，20和25 cm，建立三維有限差分動力分析模型，研究新型防排水結構層厚度對路塹基床動應力、動位移及振動加速度的影響。

2.3.1動應力分布規(guī)律

圖8給出了不同防排水結構層厚度時基床動應力隨深度的變化曲線。由圖8可知，基床動應力的衰減主要發(fā)生在路基上部結構層(道床層和基床表層)，距路基面1.5 m深度以下，動應力衰減為路基面處的20%以下；4種不同厚度的防排水結構層基床動應力沿深度方向具有相同的衰減規(guī)律，均呈指數(shù)型衰減。

圖8　豎向動應力隨深度變化曲線

圖9給出了不同防排水結構層厚度時基床各層動應力。由圖9可知，隨著防排水結構層厚度的增加，防排水結構層底面動應力有明顯減小的趨勢，而基床表層頂面與防排水結構層頂面動應力略有增大。

圖9　不同防排水結構層厚度時的基床動應力變化關系

以基床表層頂面動應力為基準，得到的不同防排水結構層厚度時基床不同層位動應力及其衰減系數(shù)，見表2。由表2可知，隨著防排水結構層厚度的增加，防排水結構層頂面動應力從32.09 kPa增加到了34.02 kPa，對應的衰減系數(shù)從0.334增加到了0.353；防排水結構層底面動應力從25.19 kPa減小到21.62 kPa，對應的衰減系數(shù)從0.262減小到了0.224。說明增加防排水結構層厚度能夠減弱列車振動荷載對防排水結構層下部動應力的影響。

為進一步比較防排水結構層的參振作用程度，以厚度20 cm防排水結構層為例，采用Odemark理論和彈性理論計算基床動應力衰減系數(shù)隨深度的變化，計算結果如圖10所示。由圖10可知，理論計算結果與數(shù)值計算結果變化趨勢基本一致，但在防排水結構層以下，理論計算值偏小，原因是彈性理論視各結構層為均質彈性材料，且未考慮各結構層之間的相互作用；若不鋪設防排水結構層，其對應深度(0.7～0.9)m范圍內動應力衰減了約8%，而鋪設防排水結構層后，動應力衰減了約15%?？梢姡琅潘Y構層不僅參與了基床振動，還加快了基床內動應力的衰減，對提高列車振動荷載作用下基床結構的適應性和穩(wěn)定性具有積極作用。

表2　基床不同位置動應力比較

圖10　動應力衰減系數(shù)比較

圖11給出了基床不同位置處動應力沿橫斷面的變化曲線。由圖11可知，基床表層頂面動應力沿橫斷面均呈“馬鞍形”分布，峰值出現(xiàn)在軌道投影的正下方，見圖11(a)；新型防排水結構層頂面和底面豎向動應力沿橫斷面的分布均呈拋物線形，見圖11(b)和圖11(c)；隨著防排水結構層厚度的增加，防排水結構層頂面動應力有增大趨勢，但增大幅度不大，而防排水結構層底面動應力明顯減小。這主要是由于防排水結構層厚度的增加增強了對上部荷載的均布作用。由此再次說明，增加防排水結構層厚度能夠減小其底面的豎向動應力。同時，由圖11(a)和圖11(c)對比可知，基床表層頂面動應力遠大于防排水結構層底面動應力，隨著防排水結構層厚度的增大，防排水結構層底面動應力的分布曲線越來越扁平，動應力減小的范圍主要集中在兩軌道之間。

圖11　基床動應力沿橫斷面分布曲線

2.3.2動位移分布規(guī)律

圖12給出了不同防排水結構層厚度時基床不同深度位置處的豎向動位移。由圖12可知，豎向動位移隨深度的增加近似呈冪函數(shù)型衰減，但隨著防排水結構層厚度的增加，動位移變化曲線整體向左偏移，動位移值逐漸減小，而在防排水結構層范圍內的動位移值基本不變。

圖12　基床動位移隨深度的衰減曲線

圖13給出了不同防排水結構層厚度時基床各層動位移。由圖13可知，在列車振動荷載作用下，隨著防排水結構層厚度的增加，基床表層頂面動位移呈線性減小，說明鋪設新型防排水結構層能夠在一定程度上減弱列車振動荷載下基床表層的動位移。

以基床表層頂面動位移為基準，得到的不同防排水結構層厚度時基床不同位置動位移和動位移衰減系數(shù)，見表3。由表3可知，當新型防排水結構層厚度大于15 cm時，基床表層頂面動位移均小于1.00 mm，能夠滿足TB 10621—2009《高速鐵路設計規(guī)范》(文中簡稱《規(guī)范》)關于路基面動位移小于1.00 mm的要求[15]，故新型防排水結構層的鋪設厚度建議不應小于15 cm。

圖13　基床動位移與防排水結構層厚度的關系

表3　基床不同位置動位移比較

圖14給出了基床動位移沿橫斷面的變化曲線。由圖14可知，防排水結構層頂面、底面動位移沿線路橫向呈近似拋物線型分布，最大值出現(xiàn)在軌道中線位置；防排水結構層頂、底面動位移隨防排水結構層厚度增加而減小，距線路中線5.0 m以外動位移受其影響較小。

2.3.3豎向振動加速度分布規(guī)律

圖15給出了不同防排水結構層厚度時基床不同深度處豎向振動加速度。由圖15可知，豎向振動加速度隨深度的增加而逐漸減小，其衰減主要發(fā)生在路基上部3.0 m范圍內；防排水結構層以上振動加速度的波動較大，路基面下3.0 m深度位置的振動加速度較路基面處衰減了約70%。

圖16給出了不同防排水結構層厚度時基床各層位的豎向振動加速度。由圖16可知，隨著防排水結構層厚度的增加，基床各位置的豎向振動加速度均變化不大。

圖14　基床動位移沿橫斷面分布曲線

圖15　豎向振動加速度隨深度的衰減曲線

圖16　豎向振動加速度與防排水結構層厚度的關系

以基床表層頂面的振動加速度為基準，得到的振動加速度和振動加速度衰減系數(shù)見表4。由表4可知，當防排水結構層厚度為10和15 cm時，防排水結構層底面振動加速度衰減系數(shù)均約為0.8；當防排水結構層厚度為20和25 cm時，防排水結構層底面振動加速度衰減系數(shù)均約為0.7。由此可看出，隨著防排水結構層厚度增加，基床結構層下部所受的振動影響有一定程度的減弱。

表4　基床不同位置振動加速度比較

圖17給出了基床振動加速度沿橫斷面變化曲線。由圖17可知，防排水結構層頂面、底面的豎向振動加速度沿橫向呈倒“V”型分布，且隨防排水結構層厚度的增加而減??；防排水結構層的振動加速度峰值約為5.0 m·s-2，出現(xiàn)在軌道中線位置，距線路中線5.0 m以外的振動加速度受其影響不顯著。

圖17　基床振動加速度沿橫斷面分布曲線

3　結　論

(1)基床動響應分布規(guī)律的數(shù)值計算結果與現(xiàn)場實測結果的變化趨勢基本一致；基床內動土壓力沿深度方向呈指數(shù)型衰減，鋪設防排水結構層可加快基床內動應力的衰減，且在20 cm厚的防排水結構層內動應力衰減了15%以上。

(2)基床表層頂面動應力沿橫斷面呈“馬鞍形”分布，峰值出現(xiàn)在軌道投影的正下方；隨著防排水結構層厚度的增大，防排水結構層底面動應力明顯減??；增加防排水結構層厚度能夠減弱列車振動荷載對防排水結構層下部動應力的影響。

(3)基床動位移沿深度方向近似呈冪函數(shù)型衰減，且隨著防排水結構層厚度增加，整體向左偏移；防排水結構層頂、底部豎向動位移沿線路橫向呈拋物線型分布；根據(jù)《規(guī)范》要求，考慮防排水結構層的參振作用，建議新型防排水結構層的鋪設厚度不應小于15 cm。

(4)振動加速度隨深度的加深而減小，其衰減主要發(fā)生在路基面下3.0 m范圍內，防排水結構層的振動加速度沿橫向呈倒“V”型分布；增加防排水結構層厚度對路基下部結構的振動加速度有一定程度的減弱作用。

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