任娟娟， 嚴(yán)曉波， 徐光輝， 徐 坤

（1.西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都610031；2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都610031；3.常州市軌道交通發(fā)展有限公司，江蘇常州213000）

底座板脫空對(duì)板式無砟軌道行車動(dòng)力特性的影響

任娟娟1，2， 嚴(yán)曉波3， 徐光輝2， 徐 坤1，2

（1.西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都610031；2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都610031；3.常州市軌道交通發(fā)展有限公司，江蘇常州213000）

采用有限元?jiǎng)恿W(xué)軟件ANSYS／LS-DYNA，建立了底座板脫空條件下車輛-軌道-路基垂向耦合振動(dòng)模型，以分析底座板脫空對(duì)車輛和軌道系統(tǒng)動(dòng)力性能的影響.計(jì)算結(jié)果表明：當(dāng)?shù)鬃逑驴v向脫空長(zhǎng)度小于3.125 m（脫空面積10 m2）時(shí)，對(duì)車輛及軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響較小；當(dāng)?shù)鬃逑驴v向脫空長(zhǎng)度超過3.125 m時(shí)，鋼軌垂向位移、轉(zhuǎn)向架及車體垂向加速度顯著增大，可能危及行車舒適性和安全性，因此建議底座板下縱向脫空長(zhǎng)度限值不超過3.125 m.

無砟軌道；單元板式軌道；底座板；脫空；動(dòng)力特性

板式軌道具有施工方便快捷、可修復(fù)性好及結(jié)構(gòu)高度低等優(yōu)點(diǎn)，在國(guó)內(nèi)外高速鐵路上廣泛使用［1］.控制基礎(chǔ)不均勻沉降和路基結(jié)構(gòu)均勻性是高速線路路基鋪設(shè)單元板式無砟軌道的難點(diǎn)之一.與有砟軌道相比，無砟軌道具有較高的穩(wěn)定性和耐久性，但由于路基填料的離散性及高頻列車荷載的反復(fù)作用，局部基床表層必然產(chǎn)生一定的塑性變形，底座板在局部范圍內(nèi)不再與基床表層保持連續(xù)接觸，導(dǎo)致底座板下局部脫空，從而降低軌道結(jié)構(gòu)的承載能力和軌道的動(dòng)態(tài)平順性，縮短其使用壽命.目前，國(guó)內(nèi)鋪設(shè)的CRTSⅠ型板式無砟軌道已出現(xiàn)較多脫空現(xiàn)象，因此，有必要研究單元板式無砟軌道底座板下脫空對(duì)行車動(dòng)力特性的影響.

本文根據(jù)車輛-軌道-路基系統(tǒng)耦合動(dòng)力學(xué)理論，借助有限元?jiǎng)恿W(xué)軟件ANSYS／LS-DYNA，建立了底座板脫空條件下的車輛-軌道-路基垂向耦合振動(dòng)模型，分析了脫空范圍對(duì)車輛和軌道部件動(dòng)力性能的影響，并提出了底座板下脫空范圍限值的建議.

1 底座板下脫空的原因及危害

底座板下脫空與路基填料、列車荷載、施工控制以及運(yùn)營(yíng)環(huán)境等因素密切相關(guān)［2］，主要包括結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和施工質(zhì)量?jī)煞矫?一方面，線路排水設(shè)計(jì)不合理，造成軌道結(jié)構(gòu)排水不暢，基床表層的級(jí)配碎石在列車動(dòng)荷載的反復(fù)作用下易形成翻漿冒泥；另一方面，目前路基施工中對(duì)壓實(shí)質(zhì)量缺乏過程控制，傳統(tǒng)的路基壓實(shí)度檢測(cè)指標(biāo)代表性差且受外界因素影響大，缺乏對(duì)壓實(shí)的整體質(zhì)量和均勻性的控制，易導(dǎo)致路基不均勻沉降.

圖1為底座板下脫空典型的理論分析簡(jiǎn)圖.底座板受力會(huì)因脫空而改變.特別是當(dāng)沿線路橫向完全脫空時(shí)，在列車荷載作用下，底座板的受力狀態(tài)類似于簡(jiǎn)支梁，較大的動(dòng)應(yīng)力以及變形容易導(dǎo)致底座板開裂.此外，底座板下脫空將劣化軌道的動(dòng)態(tài)平順性，增大輪軌及軌道部件的動(dòng)力作用，嚴(yán)重時(shí)甚至引起車輛的劇烈振動(dòng)，影響行車舒適性及安全性.

圖1 底座板下脫空示意Fig.1 Contact loss underneath concrete roadbed

2 模型及計(jì)算參數(shù)

2.1 脫空時(shí)的垂向耦合振動(dòng)模型

CRTSⅠ型單元板式軌道結(jié)構(gòu)主要由鋼軌、扣件、軌道板、CA砂漿、底座板及基礎(chǔ)等組成.模型中，將車輛的基本部件近似處理為剛體，即將車輛視為多剛體系統(tǒng)，采用全車模型.其中，車體、構(gòu)架各有3個(gè)自由度，分別是浮沉、側(cè)滾和點(diǎn)頭；輪對(duì)有沉浮和側(cè)滾2個(gè)自由度.整個(gè)車輛系統(tǒng)一共17個(gè)自由度.將輪軌踏面的接觸簡(jiǎn)化為赫茲接觸，并將輪軌接觸彈簧線性化［3-6］.

為消除邊界效應(yīng)，模型中包含31塊軌道板.圖2為底座板脫空條件下的車輛-軌道-路基垂向耦合振動(dòng)模型.

CRTSⅠ型板式軌道主要參數(shù)：鋼軌為60 kg／m鋼軌，用離散彈性點(diǎn)支承基礎(chǔ)上的Euler梁模擬；扣件垂向動(dòng)剛度50 kN／mm，垂向阻尼70 kN·s／m；軌道板、底座板均采用Shell163彈性薄板單元模擬，軌道板長(zhǎng)、寬、厚分別為4.93、2.40和0.19 m；底座板寬3.20 m、厚0.30 m；扣件、砂漿層和路基支承均考慮為彈簧-阻尼單元，采用Beam161垂向離散梁?jiǎn)卧M，其中CA砂漿厚50 mm，彈性模量300 MPa，阻尼34.58 kN·s／m；路基面支撐剛度120 MPa／m，阻尼100 MN·s／m.

僅考慮軌道垂向振動(dòng)，脫空區(qū)域路基單元簡(jiǎn)化為零剛度和零阻尼的彈簧-阻尼單元.

車輛系統(tǒng)參數(shù)按CRH2型動(dòng)車組取值［6-7］.

圖2 基于底座板下脫空的車輛-軌道-路基垂向耦合振動(dòng)模型Fig.2 Coupling dynamic model of vehicle-track-subgrade system with contact loss underneath concrete roadbed

2.2 輪軌赫茲接觸剛度與軌道不平順

輪軌赫茲接觸剛度根據(jù)式（1）計(jì)算.由CRH2型機(jī)車基本參數(shù)，得機(jī)車的靜輪載p0＝68.25 kN；取輪軌力最大值p1為靜輪載的1.45倍，即p1＝99.00 kN.車輪踏面錐形踏面，輪軌接觸常數(shù)G＝5.13×10－8m／N2／3.由此得等效線性接觸剛度KH＝（p1－p0）／［G（p2／31－p2／30）］＝1.275 GN／m.

底座板脫空會(huì)引起軌道動(dòng)態(tài)不平順，為真實(shí)地模擬實(shí)際情況，考慮了軌道長(zhǎng)、短波不平順的影響——短波不平順使振動(dòng)、噪音和沖擊荷載增大，長(zhǎng)波不平順影響行車舒適度.短波不平順采用焊接凹接頭不平順，焊縫低凹不平順用1.0 m長(zhǎng)的余弦波疊加長(zhǎng)度為0.1 m的短波不平順描述［7-8］，見圖3；長(zhǎng)波不平順采用德國(guó)低干擾譜，通過自編程序模擬產(chǎn)生，見圖4.

圖3 鋼軌焊接區(qū)軌面凹接頭不平順Fig.3 Concave irregularity of a welded rail joint

圖4 德國(guó)低干擾不平順Fig.4 German low disturbance irregularity

2.3 車輛-軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)評(píng)價(jià)指標(biāo)

采用動(dòng)態(tài)輪重減載率和車體垂向加速度評(píng)價(jià)車輛系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)，取動(dòng)態(tài)輪重減載率限值為0.9，車體垂向振動(dòng)加速度的舒適度標(biāo)準(zhǔn)為0.13g［9］（g為重力加速度）.

采用輪軌垂向力和軌道動(dòng)態(tài)幾何不平順評(píng)價(jià)軌道系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng).輪軌垂向力取值標(biāo)準(zhǔn)［10］：輪軌垂向力峰值Pmax≤170 kN時(shí)，為非沖擊荷載；輪軌垂向力峰值Pmax≤300 kN時(shí)，為鋼軌接頭等沖擊作用.軌道動(dòng)態(tài)不平順反映了軌道塑性變形和彈性變形的總和［11］，對(duì)列車行駛的安全性、乘客乘坐的舒適度、設(shè)備的使用壽命和養(yǎng)護(hù)有重要影響，不同管理等級(jí)動(dòng)態(tài)幾何不平順的容許偏差見表1和表2［12］.根據(jù)國(guó)內(nèi)外高速鐵路的經(jīng)驗(yàn)，一般取鋼軌最大垂向撓度為1.5～2.0 mm.

表1 200～250 km／h軌道高低動(dòng)態(tài)不平順容許偏差Tab.1 Allowable deviations of track dynamic vertical irregularity on 200 to 250 km／h railwaymm

表2 250（不含）～350 km／h軌道高低動(dòng)態(tài)不平順容許偏差Tab.2 Allowable deviations of track dynamic vertical irregularity on 250（not included）to 350 km／h railway mm

3 底座板脫空時(shí)的行車動(dòng)力特性

理論計(jì)算表明，底座板沿軌道橫向完全脫空時(shí)，對(duì)車輛及軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響最大［13］.圖5為底座板沿軌道橫向脫空示意，圖中La和Lb分別為底座板沿軌道縱、橫向脫空的長(zhǎng)度.主要分析底座板沿橫向全部脫空（即Lb＝底座板寬）時(shí)，縱向脫空長(zhǎng)度La對(duì)CRTSⅠ型單元板式無砟軌道行車動(dòng)力特性的影響.

圖5 底座板脫空范圍Fig.5 Contact loss area underneath concrete roadbed

3.1 考慮短波不平順時(shí)脫空程度的影響

焊接接頭處的軌面凹凸不平順是高速線路主要的短波不平順形式，當(dāng)列車高速通過焊接接頭時(shí)，焊縫處的高低、左右錯(cuò)位及彎曲等缺陷會(huì)引起較大的輪軌作用力和沖擊振動(dòng)，引起車輛和軌道結(jié)構(gòu)耦合振動(dòng)，導(dǎo)致軌面幾何平順性惡化，并進(jìn)一步加大輪軌系統(tǒng)的垂向作用，因此，分析焊接接頭不平順對(duì)車輛和軌道的影響有重要意義.

將底座板脫空及焊接接頭不平順作用于模型中部，計(jì)算時(shí)取Lb＝3.20 m，即沿底座板橫向全部脫空，脫空長(zhǎng)度La從1個(gè)扣件間距至13個(gè)扣件間距，增量為2個(gè)扣件間距.計(jì)算不同行車速度時(shí)底座板脫空長(zhǎng)度對(duì)行車動(dòng)力特性的影響，得到車體、轉(zhuǎn)向架垂向加速度的變化規(guī)律，見圖6.

從圖6可見，車體垂向加速度、轉(zhuǎn)向架垂向加速度隨脫空長(zhǎng)度增大呈不同程度增大的趨勢(shì).當(dāng)脫空長(zhǎng)度大于3.125 m（即La大于5個(gè)扣件間距）時(shí)，轉(zhuǎn)向架垂向加速度明顯增大，且行車速度越大，轉(zhuǎn)向架加速度增大得越快.不同車速下，車體垂向加速度隨脫空長(zhǎng)度增大而增大，當(dāng)脫空長(zhǎng)度不超過3.125 m時(shí)，車體垂向加速度的增大趨勢(shì)較緩和；當(dāng)脫空長(zhǎng)度大于3.125 m時(shí)，車體垂向加速度增大的趨勢(shì)較快；脫空長(zhǎng)度達(dá)到8.125 m（即La達(dá)到13個(gè)扣件間距）時(shí)，車體垂向加速度最大值為2.029 m／s2，最小值為1.58 m／s2，均超過舒適度標(biāo)準(zhǔn)0.13g.

圖6 車輛動(dòng)力響應(yīng)隨脫空長(zhǎng)度的變化規(guī)律Fig.6 Vehicle dynamic responses vs.contact loss length

以上分析表明，當(dāng)?shù)鬃蹇v向脫空長(zhǎng)度不超過3.125 m時(shí)，影響車輛動(dòng)力響應(yīng)的主要激勵(lì)是焊接接頭不平順；當(dāng)?shù)鬃蹇v向脫空長(zhǎng)度超過3.125 m時(shí)，隨脫空長(zhǎng)度增大，軌道在列車荷載作用下將出現(xiàn)中、長(zhǎng)波不平順，影響車輛動(dòng)力響應(yīng)的主要因素是底座板脫空引起的動(dòng)態(tài)不平順，對(duì)車輛振動(dòng)的影響更大.因此，從減小路基結(jié)構(gòu)性能不均勻?qū)囕v及軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響出發(fā)，建議底座板縱向脫空長(zhǎng)度限值不應(yīng)超過3.125 m，相應(yīng)的脫空面積為10 m2，這與瑞典規(guī)范和德國(guó)規(guī)范中規(guī)定的路基壓實(shí)薄弱區(qū)域不超過10 m2一致［14］.

計(jì)算結(jié)果表明，La增大對(duì)輪軌垂向力和輪重減載率的影響不大，僅行車速度為350 km／h時(shí)相對(duì)明顯，因此給出行車速度350 km／h時(shí)的計(jì)算結(jié)果，見表3.可見，隨底座板縱向脫空長(zhǎng)度增大，輪軌垂向力最大值和減載率均呈增大趨勢(shì)，但變化幅度較小，且均未超過上面給出的限值.

鋼軌垂向位移隨縱向脫空長(zhǎng)度的變化見圖7.行車速度不同時(shí)，鋼軌垂向位移隨縱向脫空長(zhǎng)度增大而增大，當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度未超過3.125 m時(shí)，鋼軌垂向位移變化相對(duì)平緩，均在2 mm以下；當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度超過3.125 m時(shí)，鋼軌垂向位移隨急劇增大，且行車速度越大，其增幅越大.這與車輛系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的分析結(jié)果一致.過大的增幅將嚴(yán)重破壞軌道結(jié)構(gòu)的幾何平順性，進(jìn)而顯著影響行車的舒適度和安全性.對(duì)照表1的軌道動(dòng)態(tài)質(zhì)量容許偏差管理值可知，在行車速度200～250 km／h范圍內(nèi)，當(dāng)?shù)鬃蹇v向脫空長(zhǎng)度達(dá)到5.625 m（即La達(dá)到9個(gè)扣件間距）時(shí)，鋼軌垂向位移分別為4.584和4.667 mm，說明此時(shí)軌道的高低不平順接近Ⅰ級(jí)（經(jīng)常保養(yǎng)）標(biāo)準(zhǔn)；當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度達(dá)到6.875 m（即La達(dá)11個(gè)扣件間距）時(shí)，鋼軌垂向位移分別為7.303和7.650 mm，說明此時(shí)軌道的高低不平順接近Ⅱ級(jí)（舒適度）標(biāo)準(zhǔn)；當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度達(dá)到8.125 m（即La達(dá)13個(gè)扣件間距）時(shí)，鋼軌垂向位移分別為11.261和12.261 mm，說明此時(shí)軌道的高低不平順已達(dá)到Ⅲ級(jí)（臨時(shí)修補(bǔ)）標(biāo)準(zhǔn).此時(shí)，應(yīng)在規(guī)定時(shí)間內(nèi)安排補(bǔ)修計(jì)劃予以消除，如果脫空長(zhǎng)度繼續(xù)擴(kuò)大，須對(duì)列車實(shí)行降速慢行措施.

表3 350 km／h時(shí)輪軌垂向力和減載率隨脫空長(zhǎng)度的變化Tab.3 Wheel-rail vertical force and wheel load reduction rate vs.contact loss length under running speed of 350 km／h

對(duì)照表2的軌道動(dòng)態(tài)質(zhì)量容許偏差管理值可知，行車速度為300～350 km／h時(shí)，底座板縱向脫空長(zhǎng)度達(dá)到5.625 m后，鋼軌垂向位移分別為4.809和4.968 mm，表明此時(shí)軌道的高低不平順已達(dá)到Ⅰ級(jí)（經(jīng)常保養(yǎng)）標(biāo)準(zhǔn)；當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度達(dá)到6.875 m時(shí)，鋼軌垂向位移分別為7.937和8.375 mm，表明此時(shí)軌道的高低不平順已分別達(dá)到Ⅱ級(jí)（舒適度）標(biāo)準(zhǔn)和Ⅲ級(jí)（臨時(shí)修補(bǔ)）標(biāo)準(zhǔn)；縱向脫空長(zhǎng)度達(dá)到8.125 m時(shí)，鋼軌垂向位移分別為12.780和12.719 mm，表明此時(shí)軌道的高低不平順已達(dá)到Ⅳ級(jí)，列車必須限速，并立即消除不平順.

圖7 鋼軌垂向位移隨縱向脫空長(zhǎng)度的變化Fig.7 Vertical displacements of rail vs.contact loss length

3.2 考慮長(zhǎng)波不平順時(shí)脫空長(zhǎng)度的影響

軌面幾何不平順是輪軌系統(tǒng)的激擾源，是引起車輛系統(tǒng)振動(dòng)和輪軌作用的重要原因.軌道不平順波長(zhǎng)對(duì)應(yīng)的激擾頻率與車體自振頻率一致或接近時(shí)，會(huì)引起車體的諧振，長(zhǎng)波不平順會(huì)嚴(yán)重影響高速列車的行車舒適度和安全性.選取具有代表性的德國(guó)低干擾譜計(jì)算了列車以250、300、350 km／h的速度通過縱向脫空長(zhǎng)度不同的底座板時(shí)，轉(zhuǎn)向架和車體垂向加速度的變化規(guī)律，見圖8.可見，行車速度為250和300 km／h，縱向脫空長(zhǎng)度不大于3.125 m時(shí)，轉(zhuǎn)向架垂向加速度隨縱向脫空長(zhǎng)度增大而緩慢增大；當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度大于3.125 m時(shí)，其增大趨勢(shì)明顯加快，即3.125 m是轉(zhuǎn)折點(diǎn).而當(dāng)行車速度為350 km／h時(shí)，1.875 m處就出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn).可見，行車速度越高，底座板下脫空對(duì)轉(zhuǎn)向架振動(dòng)的影響越大，轉(zhuǎn)折點(diǎn)的出現(xiàn)表明底座板下脫空引起的動(dòng)態(tài)不平順將對(duì)轉(zhuǎn)向架的振動(dòng)起控制作用.

當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度小于3.125 m時(shí)，車體垂向加速度隨脫空面積增大而緩慢增大；當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度大于3.125 m時(shí)，車體垂向加速度增大較快，這與短波不平順的情況一致.當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度達(dá)到5.625 m時(shí)，車體垂向加速度最大值為1.567 m／s2，最小值為1.376 m／s2，均超過舒適度標(biāo)準(zhǔn)0.13g.因此，從保證行車舒適性出發(fā)，建議底座板下縱向脫空長(zhǎng)度不應(yīng)超過4.375 m（即La不超過7個(gè)扣件間距）.

圖8 車輛動(dòng)力響應(yīng)隨縱向脫空長(zhǎng)度的變化Fig.8 Vehicle dynamic responses vs.contact loss length

4 結(jié) 論

本文針對(duì)CRTSⅠ型單元板式無砟軌道底座板下脫空對(duì)行車動(dòng)力特性的影響進(jìn)行了研究，建立了考慮底座板下脫空的車輛-軌道-路基垂向耦合振動(dòng)模型，分析了不同行車速度下，分別考慮焊接接頭不平順、德國(guó)長(zhǎng)波不平順激勵(lì)時(shí)，脫空程度對(duì)車輛和軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響，得到以下結(jié)論：

（1）短波不平順情況下，當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度小于3.125 m（小于5個(gè)扣件間距）時(shí)，焊接接頭不平順對(duì)車輛動(dòng)力響應(yīng)起主導(dǎo)作用；縱向脫空長(zhǎng)度超過3.125 m時(shí)，脫空引起的動(dòng)態(tài)不平順對(duì)車輛動(dòng)力響應(yīng)起主導(dǎo)作用，車輛和軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)隨縱向脫空長(zhǎng)度增大迅速增大，不利于行車舒適性和安全性.從減小脫空對(duì)車輛和軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響出發(fā)，參考軌道動(dòng)態(tài)質(zhì)量容許偏差管理值，并考慮影響軌道幾何形位的其他因素，底座板下縱向脫空長(zhǎng)度不應(yīng)超過3.125 m，此時(shí)相應(yīng)的脫空面積為10 m2，與瑞典規(guī)范和德國(guó)規(guī)范中規(guī)定的路基壓實(shí)薄弱區(qū)域不超過10 m2一致.

（2）在長(zhǎng)波不平順情況下，轉(zhuǎn)向架垂向加速度隨縱向脫空長(zhǎng)度增大而增大，對(duì)于不同的行車速度，在1.875～3.125 m之間出現(xiàn)迅速增大的轉(zhuǎn)折點(diǎn).車體垂向加速度隨縱向脫空長(zhǎng)度的變化規(guī)律與短波不平順情況下大體一致，當(dāng)縱向脫空長(zhǎng)度達(dá)到5.625 m時(shí)，車體垂向加速度超過了舒適度標(biāo)準(zhǔn)0.13g，故從保證行車舒適性出發(fā)，縱向脫空長(zhǎng)度應(yīng)小于4.375 m.

綜合長(zhǎng)、短波不平順條件下的分析結(jié)果，建議底座板下縱向脫空長(zhǎng)度限值不應(yīng)大于3.125 m（即小于5個(gè)扣件間距）.

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（中、英文編輯：付國(guó)彬）

Effects of Contact Loss underneath Concrete Roadbed on Dynamic Performances of Slab Track-Subgrade System

REN Juanjuan1，2， YAN Xiaobo3， XU Guanghui2， XU Kun1，2
（1.MOE Key Laboratory of High-Speed Railway Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China；2.School of Civil Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China；3.Changzhou Rail Transit Development Company Limited，Changzhou 213000，China）

ANSYS／LS-DYNA，a large general finite element software，was used to establish a vertical vibration model for vehicle-track-subgrade coupling system，and the dynamic responses of a vehicletrack system caused by contact loss underneath concrete roadbed were analyzed.The research results show that contact loss length less than 3.125 m（corresponding to a contact loss area of 10 m2）has a negligible effect on the dynamic responses of a vehicle-track system.The dynamic responses of the vertical displacement of rail and vertical accelerations of bogie and car body will increase significantly when the contact loss is longer than 3.125 m，being unfavorable to the ride comfort and safety，so contact loss length underneath concrete roadbed should be less than 3.125 m.

ballastless track；prefabricated slab track；concrete roadbed；contact loss；dynamic performance

U213

：A

0258-2724（2014）06-0961-06

10.3969／j.issn.0258-2724.2014.06.005

2013-09-28

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51208438）；鐵路總公司科技開發(fā)重點(diǎn)項(xiàng)目（2013G008-C）；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金科技創(chuàng)新項(xiàng)目（2682013CX046）

任娟娟（1983－），女，副教授，博士，研究方向?yàn)楦咚僦剌d軌道結(jié)構(gòu)與軌道動(dòng)力學(xué)，電話：13540805240，E-mail：

renjuanjuan1983＠hotmail.com

任娟娟，嚴(yán)曉波，徐光輝，等.底座板脫空對(duì)板式無砟軌道行車動(dòng)力特性的影響［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，49（6）：961-966.