曾志平，彭光釗，王衛(wèi)東，胡籍，李世業(yè)，陳卓

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2.中南大學(xué) 重載鐵路工程結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410075；3.中鐵第五勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，北京 102600)

由于優(yōu)秀的減振效果和良好的降噪性能，彈性支承塊式無砟軌道成為重載鐵路長大隧道內(nèi)一種適宜的軌道結(jié)構(gòu)形式[1-2]。但重載鐵路運(yùn)量大、軸重大、行車密度大，對軌道結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度、耐久性和穩(wěn)定性提出了更高的要求。中鐵五院對支承塊進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，提出了斜坡型支承塊結(jié)構(gòu)，具體結(jié)構(gòu)形式如圖1 所示(下文中對原彈性支承塊式無砟軌道統(tǒng)一簡稱為“傳統(tǒng)型”，改進(jìn)設(shè)計(jì)的彈性支承塊式無砟軌道統(tǒng)一簡稱為“改進(jìn)型”)。國內(nèi)外眾多學(xué)者對彈性支承塊式無砟軌道從動(dòng)力性能、靜力學(xué)性能和結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化等方面做了眾多研究[3-7]。針對斜坡型支承塊結(jié)構(gòu)，陳卓等[8]通過足尺模型開展落軸沖擊試驗(yàn)，研究了其減振性能。尤瑞林等[9]通過足尺模型試驗(yàn)和有限元模型分析了其動(dòng)力學(xué)性能。同時(shí)由于彈性支承塊式無砟軌道由2個(gè)獨(dú)立支承塊組成，且包裹橡膠套靴，使得軌道結(jié)構(gòu)變形增大，幾何形位保持能力較弱，威脅到行車的安全性。一些學(xué)者研究了支承塊尺寸及橡膠套靴和墊板剛度參數(shù)對軌距保持能力的影響。但斜坡型彈性支承塊式無砟軌道在軌道幾何形位方面尚待研究。因此，其成為改進(jìn)設(shè)計(jì)能否適應(yīng)重載列車運(yùn)行要求的一個(gè)關(guān)鍵問題。本文通過足尺模型靜力試驗(yàn)對此改進(jìn)設(shè)計(jì)進(jìn)行驗(yàn)證并通過建立有限元模型計(jì)算了30 t 軸重下2 種軌道結(jié)構(gòu)的幾何形位，為改進(jìn)型彈性支承塊式無砟軌道的現(xiàn)場鋪設(shè)提供了重要參考。

圖1 傳統(tǒng)型和改進(jìn)型彈性支承塊尺寸Fig.1 Elastic bearing block size of TLVT and ILVT

1 足尺模型對比試驗(yàn)

1.1 試件概況

根據(jù)隧道內(nèi)彈性支承塊式無砟軌道設(shè)計(jì)資料，本試驗(yàn)軌道模型長度按11 個(gè)支承塊設(shè)計(jì)，從板端支承塊開始編號為1 至11 號。每塊道床板長度為6.58 m，鋪設(shè)60 kg/m 鋼軌，配套采用彈條Ⅶ型重載扣件，扣件間距為600 mm[5]，足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D2所示。

圖2 足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.2 Full-scale test model

1.2 加載工況

采用2 種工況進(jìn)行加載。工況1 為在板中支承塊節(jié)點(diǎn)處(6 號)施加豎向荷載，以勻速加載至225 kN(注：以30 t 軸重重載列車為研究基礎(chǔ)，取1.5 倍靜輪載為225 kN 進(jìn)行加載)，如圖3 所示。同時(shí)采用位移計(jì)測量3 號～9 號支承塊豎向位移及鋼軌豎向位移。工況2 為在板中支承塊節(jié)點(diǎn)處(6 號)同時(shí)施加橫豎向荷載，以勻速加載至225 kN，如圖4 所示。同時(shí)采用位移計(jì)測量3 號～9 號支承塊橫豎向位移及鋼軌橫向位移。(注：同時(shí)施加橫豎向荷載時(shí)其比值為3.75[10]。豎向荷載取1.5 倍靜輪載為225 kN 進(jìn)行加載，同時(shí)橫向荷載取0.4倍靜輪載為60 kN進(jìn)行加載。)

圖3 工況1加載方式Fig.3 Loading mode of working condition 1

圖4 工況2加載方式Fig.4 Loading mode of working condition 2

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

在工況1 加載方式下，將225 kN 荷載作用下3～9 號處鋼軌及支承塊豎向位移測試結(jié)果繪制如圖5所示。在同一節(jié)點(diǎn)處，改進(jìn)型鋼軌及支承塊豎向位移均小于傳統(tǒng)型。在荷載作用點(diǎn)處鋼軌及支承塊豎向位移均最大，沿軌道結(jié)構(gòu)縱向向兩側(cè)逐漸減小。在荷載作用點(diǎn)處，傳統(tǒng)型鋼軌豎向位移為1.40 mm，改進(jìn)型為1.27 mm，改進(jìn)型鋼軌豎向位移相對于傳統(tǒng)型平均減少9%。傳統(tǒng)型支承塊豎向位移為0.81 mm，改進(jìn)型為0.61 mm，改進(jìn)型支承塊豎向位移相對于傳統(tǒng)型平均減少5%。在3 號和9號節(jié)點(diǎn)處，傳統(tǒng)型及改進(jìn)型鋼軌和支承塊豎向位移均較小，傳統(tǒng)型鋼軌豎向位移平均值約為0.16 mm，改進(jìn)型為0.12 mm，傳統(tǒng)型支承塊豎向位移平均值約為0.09 mm，改進(jìn)型為0.07 mm。傳統(tǒng)型和改進(jìn)型3 號和9 號處鋼軌及支承塊豎向位移約減小到荷載作用點(diǎn)處的10%，可知荷載影響范圍約在荷載作用點(diǎn)左右相鄰3 個(gè)支承塊間距范圍內(nèi)。由數(shù)據(jù)對比分析可知，改進(jìn)型設(shè)計(jì)可減小鋼軌及支承塊豎向位移，更好的控制軌道下沉量，提高彈性支承塊式無砟軌道的行車安全。

圖5 工況1鋼軌及支承塊豎向位移Fig.5 Vertical displacement of the rail and bearing block in working condition 1

在6 號處只受225 kN 豎向荷載時(shí)，通過測量3號～9 號鋼軌豎向位移推算豎向荷載縱向分配規(guī)律見表1[11]。

表1 豎向荷載縱向分配規(guī)律Table 1 Law of longitudinal distribution of vertical load

長軌在只承受豎向荷載作用下，2 種類型軌道結(jié)構(gòu)豎向荷載縱向分配規(guī)律基本相同。加載點(diǎn)處荷載分配值最大，傳統(tǒng)型為32%，改進(jìn)型為34%。改進(jìn)型設(shè)計(jì)對豎向荷載分配影響較小。

在工況2 加載方式下，將225 kN 豎向荷載作用下3～9 號處鋼軌及支承塊橫向位移測試結(jié)果繪制如圖7所示。軌距擴(kuò)大量由兩側(cè)軌頭橫向位移計(jì)算所得，支承塊橫向間距擴(kuò)大量由兩側(cè)支承塊橫向位移計(jì)算所得。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite element model

由圖6可知，在荷載作用點(diǎn)處鋼軌及支承塊橫向間距擴(kuò)大量均最大，沿軌道結(jié)構(gòu)縱向向兩側(cè)逐漸減小。在同一節(jié)點(diǎn)處，改進(jìn)型鋼軌及支承塊橫向間距擴(kuò)大量均小于傳統(tǒng)型。在荷載作用點(diǎn)處，傳統(tǒng)型軌距擴(kuò)大量為2.85 mm，改進(jìn)型為2.64 mm，改進(jìn)型相對于傳統(tǒng)型平均減少7%。傳統(tǒng)型支承塊橫向間距擴(kuò)大量為0.66 mm，改進(jìn)型為0.41 mm，改進(jìn)型相對于傳統(tǒng)型平均減少38%。在3 號和9 號節(jié)點(diǎn)處，傳統(tǒng)型及改進(jìn)型鋼軌和支承塊間距擴(kuò)大量均達(dá)到較小值，傳統(tǒng)型軌距擴(kuò)大量平均值約為0.24 mm，改進(jìn)型為0.16 mm，傳統(tǒng)型支承塊橫向間距擴(kuò)大量平均值約為0.08 mm，改進(jìn)型為0.03 mm。由數(shù)據(jù)對比分析可知，改進(jìn)型設(shè)計(jì)可減小軌距及支承塊橫向間距擴(kuò)大量，提高軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。軌距擴(kuò)大量一部分是由鋼軌及支承塊翻轉(zhuǎn)產(chǎn)生，由表2中數(shù)據(jù)可知，在同一節(jié)點(diǎn)處相同荷載作用下，改進(jìn)型鋼軌及支承塊翻轉(zhuǎn)角略小于傳統(tǒng)型。傳統(tǒng)型和改進(jìn)型的鋼軌及支承塊翻轉(zhuǎn)角在荷載作用點(diǎn)處均最大，改進(jìn)型鋼軌翻轉(zhuǎn)角相對于傳統(tǒng)型減少4%，改進(jìn)型支承塊翻轉(zhuǎn)角相對于傳統(tǒng)型減少13%，改進(jìn)型設(shè)計(jì)一定程度改善了橫向荷載作用下鋼軌及支承塊抗翻轉(zhuǎn)能力。

圖6 工況2鋼軌及支承塊橫向間距擴(kuò)大量Fig.6 Expansion of lateral spacing of rail and bearing blocks in working condition 2

表2 鋼軌及支承塊翻轉(zhuǎn)角Table 2 Turning angle of rail and bearing block

在板中6 號處加載225 kN 豎向荷載和60 kN 橫向荷載時(shí)，通過測量3 號～9 號鋼軌軌頭橫向位移推算橫向荷載縱向分配規(guī)律見表3。

表3 橫向荷載縱向分配規(guī)律Table 3 Law of longitudinal distribution of lateral load

長軌在承受豎向1.5 倍靜輪載和橫向0.4 倍靜輪載作用下，2 種類型軌道結(jié)構(gòu)橫向荷載縱向分配規(guī)律基本相同。加載點(diǎn)處荷載分配值最大，傳統(tǒng)型為40%，改進(jìn)型為44%，改進(jìn)型荷載分配值略大于傳統(tǒng)型。

2 有限元模擬和室內(nèi)試驗(yàn)對比驗(yàn)證

為探究設(shè)計(jì)荷載在單軸和轉(zhuǎn)向架2種加載方式作用下2種彈性支承塊式無砟軌道幾何形位，建立單板有限元模型(如圖7 所示)和足尺模型試驗(yàn)進(jìn)行對比分析，驗(yàn)證模型的可靠性。模型中鋼軌、支承塊、橡膠套靴、道床板、底座板均采用與足尺模型相同尺寸的實(shí)體單元進(jìn)行模擬?？奂捎每v橫垂向及扭轉(zhuǎn)彈簧進(jìn)行模擬。支承塊與橡膠套靴、橡膠套靴與道床板、道床板和底座板之間均采用接觸分析[12-13]。荷載取值及加載方式與足尺模型試驗(yàn)相同。有限元參數(shù)見表4。

表4 有限元參數(shù)Table 4 Finite element parameter

有限元模型值和足尺模型試驗(yàn)值對比結(jié)果見表5。通過對比試驗(yàn)值與有限元模型值，軌道結(jié)構(gòu)各項(xiàng)指標(biāo)結(jié)果基本一致，該?？蓱?yīng)用于彈性支承塊式無砟軌道幾何形位研究。

表5 模型值與試驗(yàn)值對比Table 5 Comparative analysis of geometric shape from finite element and experiment

3 有限元模型分析

3.1 荷載工況

為降低單塊道床板邊界效應(yīng)，建立3塊道床板有限元模型，板間伸縮縫設(shè)置為20 mm。荷載采用單軸及轉(zhuǎn)向架2種方式在中間一塊道床板的板中加載，對比分析2 種加載方式下2 種軌道結(jié)構(gòu)的鋼軌及支承塊豎向位移和軌距擴(kuò)大量。在參考《普速鐵路線路修理規(guī)則》和國內(nèi)一些學(xué)者研究建議值，支承塊的最大豎向位移為2.5 mm，鋼軌的最大豎向位移為4 mm[14]。參考《普速鐵路線路修理規(guī)則》，關(guān)于軌道靜態(tài)幾何尺寸容許偏差管理值的規(guī)定，在Vmax≤120 km/h 的正線及到發(fā)線，軌距容許偏差值為+6 mm(作業(yè)驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn))[15]。轉(zhuǎn)向架采用我國C96列車進(jìn)行分析，軸距為1 860 mm，本文按3個(gè)支承塊間距取值為1 800 mm。根據(jù)文獻(xiàn)[10]，30 t 軸重重載列車豎向設(shè)計(jì)荷載為3 倍靜輪載故豎向荷載取值450 kN(作用單股鋼軌荷載點(diǎn)處)，橫向設(shè)計(jì)荷載為0.8倍靜輪載故橫向荷載取值120 kN(作用單股鋼軌荷載點(diǎn)處)。板中單軸荷載作用于6 號支承塊處，板中轉(zhuǎn)向架荷載作用于6 號和9 號支承塊處。分別繪制單軸荷載和轉(zhuǎn)向架荷載作用下傳統(tǒng)型和改進(jìn)型豎向位移曲線如圖9所示。

3.2 結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

由圖8(a)可知，在單軸荷載作用下，同一節(jié)點(diǎn)處改進(jìn)型鋼軌及支承塊豎向位移均小于傳統(tǒng)型。在荷載作用點(diǎn)處鋼軌及支承塊豎向位移均最大，傳統(tǒng)型鋼軌豎向位移為2.37 mm，改進(jìn)型為2.17 mm，改進(jìn)型鋼軌豎向位移相對于傳統(tǒng)型平均減少8%。傳統(tǒng)型支承塊豎向位移為1.35 mm，改進(jìn)型為1.09 mm，改進(jìn)型支承塊豎向位移相對于傳統(tǒng)型平均減少19%，傳統(tǒng)型和改進(jìn)型的鋼軌及支承塊豎向位移均未超過允許偏差值。

對比圖8(a)和圖8(b)可知，在荷載作用點(diǎn)處，傳統(tǒng)型轉(zhuǎn)向架荷載下鋼軌豎向位移為2.67 mm，較之單軸荷載下增長11%；改進(jìn)型為2.42 mm，較之單軸荷載下增長10%。傳統(tǒng)型轉(zhuǎn)向架荷載下支承塊豎向位移為1.51 mm，較之單軸荷載下增長11%；改進(jìn)型為1.22 mm，較之單軸荷載下增長11%。轉(zhuǎn)向架荷載下傳統(tǒng)型和改進(jìn)型的鋼軌及支承塊豎向位移均未超過允許偏差值。

圖8 鋼軌及支承塊豎向位移Fig.8 Vertical displacement of the rail and bearing block

由圖9(a)可知，在單軸荷載作用下，同一節(jié)點(diǎn)處改進(jìn)型鋼軌及支承塊橫向間距擴(kuò)大量均小于傳統(tǒng)型。在荷載作用點(diǎn)處，傳統(tǒng)型軌距擴(kuò)大量為5.01 mm，改進(jìn)型為4.55 mm，改進(jìn)型相對于傳統(tǒng)型平均減少9%，傳統(tǒng)型和改進(jìn)型的軌距擴(kuò)大量均未超過允許偏差值。傳統(tǒng)型支承塊間距擴(kuò)大量為1.15 mm，改進(jìn)型為0.71 mm，改進(jìn)型相對于傳統(tǒng)型平均減少38%。

圖9 鋼軌及支承塊橫向間距擴(kuò)大量Fig.9 Expansion of lateral spacing of rail and bearing blocks

對比圖9(a)和圖9(b)可知，在荷載作用點(diǎn)處，傳統(tǒng)型轉(zhuǎn)向架荷載下軌距擴(kuò)大量為5.74 mm，較之單軸荷載下增長13%；改進(jìn)型為5.1 mm，較之單軸荷載下增長11%。傳統(tǒng)型轉(zhuǎn)向架荷載下支承塊橫向間距擴(kuò)大量為1.28 mm，較之單軸荷載下增長10%；改進(jìn)型為0.78 mm，較之單軸荷載下增長9%。轉(zhuǎn)向架荷載下傳統(tǒng)型和改進(jìn)型的鋼軌及支承塊橫向間距擴(kuò)大量均未超過允許偏差值。

4 結(jié)論

1)改進(jìn)型設(shè)計(jì)可減小鋼軌及支承塊豎向位移，更好地控制軌道下沉量，提高彈性支承塊式無砟軌道的行車安全。改善了橫向荷載作用下鋼軌及支承塊抗翻轉(zhuǎn)能力，減小了軌距及支承塊橫向間距擴(kuò)大量，提高軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

2) 只受豎向荷載作用下，加載點(diǎn)處豎向荷載縱向分配值傳統(tǒng)型為32%，改進(jìn)型為34%。在受豎向1.5 倍靜輪載和橫向0.4 倍靜輪載作用下，加載點(diǎn)處橫向荷載縱向分配值傳統(tǒng)型為40%，改進(jìn)型為44%。

3)施加豎向3倍靜輪載，采用一組轉(zhuǎn)向架加載方式。傳統(tǒng)型鋼軌豎向位移為2.67 mm，改進(jìn)型為2.42 mm。傳統(tǒng)型支承塊豎向位移為1.51 mm，改進(jìn)型為1.22 mm。豎向設(shè)計(jì)荷載作用下傳統(tǒng)型和改進(jìn)型的鋼軌及支承塊豎向位移均未超過允許偏差值。

4) 施加豎向3 倍靜輪載，橫向0.8 倍靜輪載，采用一組轉(zhuǎn)向架加載方式。傳統(tǒng)型軌距擴(kuò)大量為5.74 mm，改進(jìn)型為5.1mm。傳統(tǒng)型支承塊橫向間距擴(kuò)大量為1.28 mm，改進(jìn)型為0.78 mm。橫豎向設(shè)計(jì)荷載作用下傳統(tǒng)型和改進(jìn)型的軌距擴(kuò)大量未超過允許偏差值。