冷伍明， 梅慧浩， 聶如松， 趙春彥, 劉文劼， 粟 雨

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410075； 2.中南大學(xué) 高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410075；3.湖南省交通科學(xué)研究院，長(zhǎng)沙 410075)

貨運(yùn)重載化是當(dāng)今世界鐵路發(fā)展的大趨勢(shì)，重載列車(chē)由于其軸重大，編組長(zhǎng)，行車(chē)密度大的特點(diǎn)，對(duì)路基的要求非常高，研究重載列車(chē)作用下路基的動(dòng)力響應(yīng)特性受到廣泛重視且具有重要意義。

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)是研究路基動(dòng)態(tài)特性的基本手段。Sunaga等[1]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)路基動(dòng)應(yīng)力和下沉進(jìn)行了研究。詹永祥等[2]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，分析了路基動(dòng)力響應(yīng)和列車(chē)速度的關(guān)系以及動(dòng)應(yīng)力隨路基深度的變化規(guī)律?？蹈吡恋萚3]選取了大秦線(xiàn)5個(gè)軌道、1個(gè)路基和9個(gè)橋梁試驗(yàn)工點(diǎn)，進(jìn)行了20 000 t列車(chē)的運(yùn)行和制動(dòng)試驗(yàn)，對(duì)大秦線(xiàn)軌道、橋梁和路基的動(dòng)力性能進(jìn)行了研究。

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)雖然是最直接的手段，但影響路基動(dòng)態(tài)特性的因素很多，幾乎不可能一一通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)來(lái)進(jìn)行研究，室內(nèi)模型試驗(yàn)因邊界條件容易控制，能考慮多種因素的影響，已成為研究路基特性的有效手段。Shear等[4]構(gòu)建了1∶3有砟軌道模型，研究了路基沉降與軌枕振動(dòng)加速度的關(guān)系。Ishikawa等[5]開(kāi)展了1∶5有砟軌道模型試驗(yàn)，研究了移動(dòng)荷載作用下路基內(nèi)的應(yīng)力分布及沉降發(fā)展規(guī)律。邊學(xué)成等[6]開(kāi)展了全比尺高速鐵路路基動(dòng)力試驗(yàn)，研究了高速鐵路板式軌道與路基的動(dòng)力相互作用以及列車(chē)輪軸荷載在軌道結(jié)構(gòu)和路基中的傳遞規(guī)律。董云等[7]進(jìn)行了不同工況和不同壓實(shí)度土石混填路基的二維力學(xué)模型試驗(yàn)，再現(xiàn)了土石混填路基的沉降變形性狀。陳愛(ài)云等[8]構(gòu)筑了兩種填料級(jí)配和含水量情況下的小比例路基模型，對(duì)其進(jìn)行了較高荷載試驗(yàn)研究，分析了其變形破壞特征。詹永祥等[9]構(gòu)建了室內(nèi)縮尺模型，對(duì)無(wú)砟軌道路基基床動(dòng)力特性開(kāi)展了研究。目前，還沒(méi)有學(xué)者對(duì)重載鐵路路基開(kāi)展室內(nèi)模型試驗(yàn)研究，且上述開(kāi)展的室內(nèi)模型試驗(yàn)，列車(chē)荷載大多采用單點(diǎn)激振器進(jìn)行模擬，這與列車(chē)運(yùn)行時(shí)作用在路基上的荷載有很大差別，且構(gòu)建的路基模型為小比例縮尺模型，不符合路基實(shí)際情況。

本文以朔黃重載鐵路為工程背景構(gòu)建1∶1足尺路基模型，通過(guò)設(shè)置多個(gè)豎向作動(dòng)器來(lái)更準(zhǔn)確地模擬重載列車(chē)荷載，并開(kāi)展路基動(dòng)力響應(yīng)試驗(yàn)，分析了路基中動(dòng)應(yīng)力峰值隨列車(chē)軸重及深度的變化規(guī)律，并研究了軌枕頂面和路肩處動(dòng)位移峰值、路基邊坡穩(wěn)定性隨列車(chē)軸重的變化趨勢(shì)。

1 模型試驗(yàn)加載方法

常規(guī)的加載方法是靠單個(gè)激振器模擬列車(chē)荷載，這種方法只能模擬某點(diǎn)路基的加載情況，不能反映某段路基的動(dòng)力響應(yīng)特性。為此，通過(guò)技術(shù)改造，采用5個(gè)豎向作動(dòng)器來(lái)更準(zhǔn)確地模擬重載列車(chē)荷載，這需要解決兩個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題：荷載作用位置和加載參數(shù)。

1.1 荷載作用位置

經(jīng)過(guò)方案比選，確定在軌枕上設(shè)置5個(gè)豎向作動(dòng)器施加等效荷載來(lái)模擬列車(chē)運(yùn)行時(shí)對(duì)路基的動(dòng)態(tài)影響。這種加載方式能保障路基結(jié)構(gòu)完整性，含軌枕、道砟、路基等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)，同時(shí)荷載作用位置固定，可模擬出列車(chē)運(yùn)行時(shí)引起道砟和路基中的應(yīng)力疊加。

1.2 加載參數(shù)

將軌道結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為連續(xù)彈性支承梁模型[10]，根據(jù)連續(xù)彈性基礎(chǔ)梁的微分方程，列車(chē)運(yùn)行時(shí)作用在軌枕上的荷載R(軌枕反力)為：

(1)

式中：Pd為動(dòng)輪載；a為軌枕間距；k為鋼軌基礎(chǔ)與鋼軌的鋼比系數(shù)；u為軌道基礎(chǔ)彈性模量；φ(x)為反力系數(shù)。

動(dòng)輪載Pd通過(guò)靜輪載P0乘以荷載系數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)，即：

Pd=P0(1+α+β)

(2)

式中：α為速度系數(shù)，α=0.45v/100；v為車(chē)速(km/h)；β為偏載系數(shù)，β=0。

把列車(chē)荷載簡(jiǎn)化為一個(gè)動(dòng)輪載Pd以勻速v在鋼軌上移動(dòng)，當(dāng)荷載作用點(diǎn)與軌枕中心距離為x0時(shí)，φ(x)的表達(dá)式如下：

φ(x)=φ(vt-x0)

(3)

根據(jù)朔黃重載鐵路現(xiàn)場(chǎng)參數(shù)，取D=700 kN/cm，a=0.54 m，鋼軌為75 kg/m，E=210 GPa，水平軸慣性距I=4 489 cm4。由此，一個(gè)轉(zhuǎn)向架通過(guò)時(shí)軌枕反力系數(shù)φ的時(shí)程曲線(xiàn)可通過(guò)以上公式和參數(shù)計(jì)算得出。由于輪對(duì)作用力的疊加作用，軌枕承受的荷載還受列車(chē)車(chē)型的影響。目前，我國(guó)重載鐵路常見(jiàn)的列車(chē)車(chē)型參數(shù)，見(jiàn)表1。

表1 常見(jiàn)的列車(chē)車(chē)型參數(shù)

以軌枕一端為研究對(duì)象，當(dāng)x0=5 m，v=80 km/h，軌枕一端承受的模擬C96車(chē)型的荷載時(shí)程曲線(xiàn)見(jiàn)圖1。

圖1 軌枕一端動(dòng)力荷載時(shí)程曲線(xiàn)(兩組相鄰轉(zhuǎn)向架通過(guò))Fig.1 Time histories of dynamic loads that a sleeper bears simulating different vehicle model(passage of two bogies)

由于作動(dòng)器尺寸較大，在單根軌枕上無(wú)法安放，故選擇一個(gè)作動(dòng)器通過(guò)荷載分配梁同時(shí)對(duì)兩根軌枕加載。為了比較兩種作動(dòng)器的安裝方式對(duì)路基面動(dòng)應(yīng)力分布的影響，利用ABAQUS軟件將壓力時(shí)程曲線(xiàn)通過(guò)Load模塊施加在軌枕上，模擬23 t軸重列車(chē)運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的列車(chē)荷載，兩種加載方式得出的路基面鋼軌下方處的動(dòng)應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)見(jiàn)圖2。

由圖2可知，總體上兩種加載方式對(duì)路基面動(dòng)應(yīng)力的分布影響不大，兩者波形基本一致，動(dòng)應(yīng)力峰值也比較接近?？梢?jiàn)，采用一個(gè)作動(dòng)器對(duì)兩根軌枕進(jìn)行加載不會(huì)引起路基足尺模型動(dòng)力響應(yīng)失真，這種加載方式是可行的。每個(gè)作動(dòng)器之間相距1.08 m，見(jiàn)圖3，第二個(gè)作動(dòng)器比第一個(gè)作動(dòng)器滯后0.048 6 s輸出荷載(按列車(chē)時(shí)速為80 km/h計(jì))，依次類(lèi)推，作動(dòng)器輸出荷載的幅值相當(dāng)于該軸重下單根軌枕一端壓力峰值的4倍，由MTS控制系統(tǒng)控制各個(gè)作動(dòng)器輸出荷載的力幅和時(shí)間，這樣，可模擬出列車(chē)荷載在相鄰軌枕下路基中產(chǎn)生的應(yīng)力疊加，加載參數(shù)見(jiàn)表2。

圖2 路基面動(dòng)應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)Fig.2 Time histories of dynamic stresses at subgrade surface

圖3 重載列車(chē)模擬加載系統(tǒng)縱斷面圖Fig.3 Vertical section of simulated loading system of heavy haul train

表2 加載參數(shù)匯總表

2 足尺路基模型的建造

足尺路基模型的原型為朔黃鐵路170號(hào)橋與路基的過(guò)渡段路基。朔黃鐵路為雙線(xiàn)鐵路，為了減小路基橫斷面尺寸，足尺路基模型采用單線(xiàn)路軌道結(jié)構(gòu)，其他尺寸均與路基原型相同。足尺路基模型建造在一個(gè)大型模型槽內(nèi)，模型槽尺寸為長(zhǎng)28 m、寬13 m、深8 m。模型槽兩側(cè)壁按大噸位反力墻的要求設(shè)計(jì)施工，每個(gè)側(cè)壁各有兩條反力槽，用于安裝列車(chē)作用仿真試驗(yàn)加載系統(tǒng)中剛性反力梁的立柱。

路基模型軌枕采用J2型鋼筋混凝土枕，軌枕間距為0.543 m。道床厚度為0.5 m。道床頂面寬度為3.0 m，道床邊坡坡度為1∶1.75?；矊硬捎肁組填料填筑，基床表層厚0. 6 m，顆粒粒徑不大于150 mm，基床底層厚1.9 m，顆粒粒徑不大于200 mm。路基本體及地基填料采用朔黃鐵路沿線(xiàn)的粉質(zhì)黏土，其塑性指數(shù)Ip為7～17，粉粒含量達(dá)到47.9%～77.3%。

分層鋪土的最大壓實(shí)厚度為0.3 m，最小壓實(shí)厚度為0.1 m。邊坡兩側(cè)各加寬0.5 m，路基填筑完成后進(jìn)行刷坡整平。為了保證路基填筑質(zhì)量符合要求，在路基填筑過(guò)程中進(jìn)行了分層多點(diǎn)檢測(cè)試驗(yàn)，檢測(cè)結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 路基填筑檢測(cè)結(jié)果

足尺模型基床填料為礫石土，根據(jù)K30的檢測(cè)結(jié)果，依據(jù)對(duì)于路基壓實(shí)度的控制標(biāo)準(zhǔn)[11]，該路基模型的填筑質(zhì)量已達(dá)到壓實(shí)要求。

當(dāng)路基完全建造完成后，進(jìn)一步鋪設(shè)軌道結(jié)構(gòu)、反力和加載系統(tǒng)。反力及加載系統(tǒng)主要包括以下5個(gè)部分：①5套作動(dòng)器；②5套剛性反力梁；③5套荷載分配梁；④液壓動(dòng)力系統(tǒng)；⑤MTS控制系統(tǒng)。

5套作動(dòng)器對(duì)模型中部10根軌枕施加豎向荷載。文獻(xiàn)[8]指出軌道在某種脈沖激擾源作用下引起的振動(dòng)影響范圍為10跨軌枕左右，因此足尺路基模型動(dòng)力影響范圍的縱向長(zhǎng)度約16.5 m，而路基模型縱向長(zhǎng)度為20 m，基本可以消除固定邊界條件對(duì)路基中動(dòng)應(yīng)力分布的影響。

當(dāng)路基填筑到測(cè)試元件埋設(shè)位置且此層填筑質(zhì)量合格后，則在此指定位置開(kāi)挖合適的試坑和溝槽，然后布置測(cè)試元件和導(dǎo)線(xiàn)，路基動(dòng)應(yīng)力為本次動(dòng)力試驗(yàn)主要的測(cè)試數(shù)據(jù)，其測(cè)試元件為DYB-5型雙膜雙向受力電阻應(yīng)變式土壓力盒。同時(shí)，在路基邊坡及道床上設(shè)置了表面位移計(jì)以觀(guān)測(cè)試驗(yàn)過(guò)程中路基的沉降變形。圖4為最終建成的重載鐵路路基足尺模型試驗(yàn)系統(tǒng)全貌。

3 路基動(dòng)力響應(yīng)測(cè)試試驗(yàn)

路基模型建造完成后，分別進(jìn)行了在軸重為23 t、25 t、27 t、30 t，時(shí)速為80 km/h的重載列車(chē)作用下的路基動(dòng)力響應(yīng)試驗(yàn)。

圖4 重載鐵路路基足尺模型試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.4 Full scale model test system of heavy haul railway subgrade

對(duì)試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行可靠性驗(yàn)證是利用試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析的前提和基礎(chǔ)。圖5(a)為模擬23 t軸重列車(chē)荷載時(shí)，路基模型中路基面中心處的土壓力盒測(cè)得的路基面動(dòng)應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)，圖5(b)為遂渝鐵路過(guò)渡段路基頂面動(dòng)應(yīng)力現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)曲線(xiàn)。比較兩波形可知，室內(nèi)模型試驗(yàn)波形與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)波形特征一致。將路基面動(dòng)應(yīng)力峰值的測(cè)試結(jié)果與Boussinesq公式理論計(jì)算解、部分現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)表4。

(a) 模型試驗(yàn)

(b) 遂渝鐵路過(guò)渡段圖5 路基面動(dòng)應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)Fig.5 Time history curve of dynamic stress of subgrade surface

由表4可知，對(duì)于路基面軌道中心處，模型試驗(yàn)結(jié)果整體比理論解偏小，但該偏差隨著列車(chē)軸重的增加而逐漸減小，當(dāng)列車(chē)軸重為30 t時(shí)，二者結(jié)果基本一致。這可能是由于測(cè)試元件埋設(shè)后土體重新壓實(shí)不足，導(dǎo)致元件在試驗(yàn)初期未與土體充分接觸，隨著試驗(yàn)的進(jìn)行和軸重的增加，土體逐漸被壓實(shí)，測(cè)試元件與土體接觸越來(lái)越緊密，測(cè)試結(jié)果越來(lái)越準(zhǔn)確。路基面軌枕端下方模型試驗(yàn)的結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值比較接近。經(jīng)合分析，可說(shuō)明室內(nèi)足尺路基模型、重載鐵路列車(chē)模擬加載系統(tǒng)及土壓力盒的測(cè)試結(jié)果都是有效和可信的。

表4 路基面動(dòng)應(yīng)力峰值對(duì)比

3.1 動(dòng)應(yīng)力分析

圖6為模擬行車(chē)速度v=80 km/h，不同列車(chē)軸重條件的動(dòng)應(yīng)力試驗(yàn)得出的路基內(nèi)不同位置的動(dòng)應(yīng)力峰值(如未特別說(shuō)明，本文中的動(dòng)應(yīng)力為豎直方向的動(dòng)應(yīng)力)。

(a) 23 t軸重

(b) 25 t軸重

(c) 27 t軸重

(d) 30 t軸重圖6 路基中不同位置的動(dòng)應(yīng)力峰值(kPa)Fig.6 Dynamic stress amplitudes at different locations in subgrade(kPa)

由圖6可知，隨著軸重的增加，路基中各位置的動(dòng)應(yīng)力峰值均增加，且越靠近基床表層和核心區(qū)(軌枕正下方區(qū)域)，動(dòng)應(yīng)力峰值增加的幅度越大。動(dòng)應(yīng)力在沿橫截面方向不均勻分布，在基床表層，道心處的動(dòng)應(yīng)力峰值最大，而在深度為2 500 mm和6 000 mm處，道心處的動(dòng)應(yīng)力峰值小于軌枕兩端正下方處的動(dòng)應(yīng)力峰值，可見(jiàn)不同位置處動(dòng)應(yīng)力衰減程度不同，道心處衰減的程度最劇烈。部分測(cè)點(diǎn)由于測(cè)試元件故障而未測(cè)出數(shù)據(jù)，軌枕右端正下方的測(cè)試值普遍小于軌枕左端正下方的測(cè)試值，這可能是由于測(cè)試元件未與路基土充分接觸所致。

不同軸重(23 t、25 t、27 t、30 t)列車(chē)作用下，軌枕正下方路基面的動(dòng)應(yīng)力范圍分別為：30.7～56.2 kPa、35.3～64 kPa、39.5～74.9 kPa、44.9～90.1 kPa。不同軸重列車(chē)作用下，路基核心區(qū)不同深度最大動(dòng)應(yīng)力的分布見(jiàn)圖7，圖中縱坐標(biāo)零點(diǎn)為路基頂面。

圖7 路基核心區(qū)最大動(dòng)應(yīng)力-深度關(guān)系曲線(xiàn)Fig.7 Effect of depth on the maximum dynamic stress

由圖7可知，不同軸重列車(chē)作用下，路基核心區(qū)最大動(dòng)應(yīng)力均隨深度的增加而逐漸衰減。在距離路基面1.25 m深度范圍內(nèi)動(dòng)應(yīng)力衰減速率明顯大于其他區(qū)域，隨著深度的增加，衰減速率逐漸降低，不同軸重列車(chē)荷載作用下最大動(dòng)應(yīng)力間的差異也逐漸縮小。在基床底面處(2.5 m深度)最大動(dòng)應(yīng)力衰減了60%以上，可見(jiàn)基床層受列車(chē)動(dòng)荷載影響最明顯，是最易發(fā)生路基病害的區(qū)域。若以路基中動(dòng)應(yīng)力小于10 kPa的起始深度作為列車(chē)荷載作用下動(dòng)應(yīng)力的影響深度，則不同軸重列車(chē)作用下路基動(dòng)應(yīng)力的影響范圍如下：軸重23 t時(shí)約3.9 m，軸重25 t時(shí)約4.3 m，軸重27 t時(shí)約5.6 m，軸重30 t時(shí)約6.5 m?？梢?jiàn)，軸重越大，動(dòng)應(yīng)力的影響深度越大。

動(dòng)應(yīng)力衰減系數(shù)η[15]可以更準(zhǔn)確的描述路基土動(dòng)應(yīng)力隨深度增加的變化規(guī)律。圖8為不同軸重列車(chē)作用下動(dòng)應(yīng)力衰減系數(shù)與路基深度的關(guān)系曲線(xiàn)。由圖8可知，不同軸重的重載列車(chē)荷載作用下動(dòng)應(yīng)力衰減系數(shù)的變化曲線(xiàn)基本重合，衰減系數(shù)η均隨深度的增加而降低，降低速率逐漸減小。動(dòng)應(yīng)力衰減系數(shù)與深度的關(guān)系可近似用負(fù)指數(shù)關(guān)系曲線(xiàn)進(jìn)行擬合：

η=-0.51+9.36e-2.99z

(4)

式中：z為路基面以下深度。

圖8 動(dòng)應(yīng)力衰減系數(shù)-深度的關(guān)系曲線(xiàn)Fig.8 Effect of depth on attenuation coefficient of dynamic soil stress

將本次模型試驗(yàn)的動(dòng)應(yīng)力衰減規(guī)律與國(guó)內(nèi)外有砟軌道實(shí)車(chē)測(cè)試的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)圖9。在同一深度處，模型試驗(yàn)測(cè)得的動(dòng)應(yīng)力衰減系數(shù)均大于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，說(shuō)明模型試驗(yàn)測(cè)得的動(dòng)應(yīng)力沿深度方向的衰減速率小于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，由于現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試列車(chē)的軸重均小于20 t，可見(jiàn)，在大軸重列車(chē)作用下(軸重≥23 t)，動(dòng)應(yīng)力沿深度方向衰減較慢，由于路基面動(dòng)應(yīng)力大小與列車(chē)軸重基本呈正比例線(xiàn)性關(guān)系，故大軸重列車(chē)作用下路基中不同深度處動(dòng)應(yīng)力大小較普通列車(chē)作用下有明顯提高，路基更容易產(chǎn)生病害。由圖9中已有資料的平均趨勢(shì)線(xiàn)可知，在距路基面約3.5 m深度處，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的動(dòng)應(yīng)力衰減系數(shù)為0.1，而根據(jù)本次模型試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)應(yīng)深度約為6 m?？梢?jiàn)，大軸重列車(chē)作用下，動(dòng)應(yīng)力在路基中的影響范圍更深。

圖9 不同條件下動(dòng)應(yīng)力衰減系數(shù)-深度的關(guān)系曲線(xiàn)Fig.9 Effect of depth on attenuation coefficient of dynamic soil stress under different condition

3.2 動(dòng)位移分析

圖10為軌枕頂面和路肩處動(dòng)位移峰值與列車(chē)軸重的關(guān)系曲線(xiàn)。在相同軸重列車(chē)作用下，軌枕頂面的動(dòng)位移峰值(1.5～2.4 mm)遠(yuǎn)大于路肩處的動(dòng)位移峰值(0.13～0.26 mm)，后者僅為前者的十分之一，可見(jiàn)道砟的存在對(duì)于減小路基的動(dòng)位移有積極的作用。軌枕頂面動(dòng)位移峰值隨軸重的增加呈非線(xiàn)性增加趨勢(shì)，且當(dāng)軸重超過(guò)27 t后，增幅明顯加大，該變化趨勢(shì)與路基頂面動(dòng)應(yīng)力峰值隨列車(chē)軸重的變化趨勢(shì)相同，見(jiàn)圖11。

圖10 動(dòng)位移峰值與列車(chē)軸重的關(guān)系曲線(xiàn)Fig.10 Effect of axle load on dynamic displacement peak

圖11 路基頂面動(dòng)應(yīng)力峰值與列車(chē)軸重的關(guān)系Fig.11 Effect of axle load on dynamic stress peak at the top surface of subgrade

3.3 路基邊坡穩(wěn)定性分析

在路基動(dòng)力試驗(yàn)過(guò)程中，如前所述，當(dāng)軸重從23 t增加到25 t、27 t的過(guò)程中，軌道和路基體系的動(dòng)應(yīng)力、動(dòng)位移均隨軸重逐漸增加，但路基整體穩(wěn)定性并無(wú)異?，F(xiàn)象。當(dāng)軸重增加到30 t時(shí)，不僅動(dòng)應(yīng)力、動(dòng)位移增幅明顯加大，而且動(dòng)力試驗(yàn)僅運(yùn)行2 h后，路基邊坡下方就明顯外鼓、開(kāi)裂，產(chǎn)生邊坡下滑出口，路肩混凝土硬化層出現(xiàn)了明顯裂縫，如圖12所示。這些現(xiàn)象都表明路基達(dá)到了臨界破壞狀態(tài)，可見(jiàn)按照原朔黃鐵路路基建造標(biāo)準(zhǔn)，其最大運(yùn)行列車(chē)軸重約為27 t，如再增加列車(chē)軸重，路基需預(yù)先采取強(qiáng)化措施。

圖12 路基模型整體穩(wěn)定性反應(yīng)圖Fig.12 Reaction of subgrade model stability

4 結(jié) 論

本文根據(jù)朔黃重載鐵路現(xiàn)場(chǎng)路基條件，建造了重載列車(chē)模擬加載系統(tǒng)及重載鐵路路基足尺模型，開(kāi)展了動(dòng)力響應(yīng)試驗(yàn)，分析了重載鐵路路基在不同軸重列車(chē)荷載作用下的動(dòng)態(tài)特性，得出以下結(jié)論：

(1)路基中各個(gè)位置的動(dòng)應(yīng)力峰值均隨軸重的增加而增加，越靠近基床表層和核心區(qū)(軌枕正下方區(qū)域)，動(dòng)應(yīng)力峰值增加的幅度越大。

(2)不同軸重列車(chē)作用下，路基核心區(qū)最大動(dòng)應(yīng)力均隨深度的增加而逐漸衰減，在基床底面(2.5 m深度)處最大動(dòng)應(yīng)力衰減了60%以上，可見(jiàn)基床層受列車(chē)動(dòng)荷載影響最明顯，是最易發(fā)生路基病害的區(qū)域。且不同軸重列車(chē)作用下，動(dòng)應(yīng)力衰減系數(shù)與深度的關(guān)系可近似用負(fù)指數(shù)關(guān)系來(lái)描述。

(3)將模型試驗(yàn)結(jié)果與已有現(xiàn)場(chǎng)國(guó)內(nèi)外有砟軌道實(shí)車(chē)測(cè)試的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，與普通軸重列車(chē)相比，大軸重列車(chē)作用下(軸重≥23 t)，動(dòng)應(yīng)力沿深度方向衰減較慢，路基中不同深度處動(dòng)應(yīng)力大小有明顯提高，動(dòng)應(yīng)力在路基中的影響范圍更深，路基更容易產(chǎn)生病害。

(4)當(dāng)軸重增加到30 t后，軌枕頂面動(dòng)位移峰值和路基頂面動(dòng)應(yīng)力峰值增幅明顯加大，且動(dòng)力試驗(yàn)運(yùn)行一定時(shí)間后，路基達(dá)到了臨界破壞狀態(tài)，可見(jiàn)按照原朔黃鐵路路基建造標(biāo)準(zhǔn)，其最大運(yùn)行列車(chē)軸重約為27 t，如再增加列車(chē)軸重，路基需預(yù)先采取強(qiáng)化措施。

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