陳罄超，唐　劍

(1.中鐵二院工程集團有限責任公司地下鐵道設計研究院，成都　610031；2.西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都　610031)

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水害條件下彈性道床墊減振軌道的性能研究

陳罄超1，唐劍2

(1.中鐵二院工程集團有限責任公司地下鐵道設計研究院，成都610031；2.西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都610031)

摘要：為研究彈性道床墊減振軌道在隧道遇水不利情況下的耐久性及穩(wěn)定性，通過設計室內原型試驗，測試分析泡水疲勞前后軌道結構部件的性能變化，并基于試驗結果和輪軌系統(tǒng)動力學理論，分析泡水疲勞前后彈性道床墊減振軌道的減振性能變化規(guī)律。研究結果表明：(1)疲勞后軌道結構各部件功能保持穩(wěn)定，該減振軌道具有良好的耐久性；(2)泡水疲勞試驗前后，扣件系統(tǒng)的剛度變化率為1.40%，道床墊剛度變化率為5.95%；(3)彈性道床墊減振軌道具有穩(wěn)定良好的減振性能，相比普通整體道床軌道結構，能夠有效降低車體、輪對及鋼軌在中心頻率為40～60 Hz區(qū)間內的振動加速度級。

關鍵詞：彈性道床墊；減振軌道；隧道水害；疲勞試驗；減振性能；穩(wěn)定性

截至目前，我國城市軌道交通的運營里程已超過3 100 km，在建里程接近4 000 km。城市軌道交通的建設為人們的生產、生活帶來便捷與舒適的同時，由車輛運行引起的環(huán)境振動問題卻成為制約我國軌道交通規(guī)模擴大的主要因素[1-2]。為此，近年來，在城市軌道交通建設中已使用多種新型減振軌道結構和減振降噪措施，但依然存在施工工序繁瑣、工期長、成本高、性價比低等不足[3-4]。

彈性道床墊減振軌道(圖1)，作為一種新引進的減振結構，因其具有構造簡單，施工速度快，支承面積大，道床受力均勻，減振降噪效果明顯等優(yōu)點，已在美國、韓國以及我國臺灣地區(qū)和香港地區(qū)得到應用推廣[3]。在我國大陸，深圳地鐵2號線于2009年底引進該技術并取得較好的減振效果后，已經(jīng)在鄭州、貴陽、杭州等地鐵設計中得到采納使用。

圖1　彈性道床墊減振軌道

目前，國內一些學者對彈性道床墊減振軌道開展了許多有意義的研究。張波[5]、劉錦輝[6]對彈性道床墊減振軌道的施工工藝進行了探討總結；周華龍[7]、王媛[8]對彈性道床墊減振軌道的減振效果進行了實測分析；王志強等[9]通過仿真與實測研究了該道床結構與不同扣件組合作用下的減振效果；余慶[10]、耿傳志[11]對該軌道結構進行了模態(tài)分析。但是，由于國內引進彈性道床墊減振軌道的時間較短，關于該減振軌道在特殊條件下(如隧道病害)的適應性及耐久性研究文獻鮮有報道。而隧道水害是一種常見的病害，開展彈性道床墊減振軌道遇水穩(wěn)定性的研究具有十分重要的理論和現(xiàn)實意義。

為此，首先結合地鐵線路條件設計了彈性道床墊減振軌道泡水下的室內疲勞加載原型試驗，通過疲勞前后軌道結構部件性能觀察、扣件系統(tǒng)及彈性道床墊靜剛度變化率測試，分析了軌道結構在泡水條件下的疲勞耐久性及彈性支承穩(wěn)定性。另外，基于實測軌道結構參數(shù)，結合車輛-軌道垂向耦合系統(tǒng)動力學模型，計算分析了彈性道床墊減振軌道泡水疲勞前后減振性能的變化。本文研究可為彈性道床墊減振軌道的應用推廣提供試驗和理論支撐。

1試驗概況

在彈性道床墊減振軌道系統(tǒng)泡水下的室內疲勞加載試驗的基礎上，通過觀察疲勞加載前后軌道系統(tǒng)的外觀及軌道系統(tǒng)各部件損傷情況，評價軌道系統(tǒng)的耐久性。彈性道床墊減振軌道的彈性主要由扣件系統(tǒng)及彈性道床墊提供，因此，通過測試比較疲勞前后扣件系統(tǒng)及彈性道床墊的剛度變化率來評價軌道系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

1.1試驗內容

整個試驗包含3部分內容，分別為疲勞加載試驗、疲勞前后扣件系統(tǒng)靜剛度測試、疲勞前后彈性道床墊靜剛度測試。各試驗的主要內容如下：

(1)對泡水條件下的彈性道床墊減振軌道進行疲勞加載，在疲勞前后檢查軌道板外部是否存在裂縫、掉塊現(xiàn)象，觀察軌道系統(tǒng)各部件是否出現(xiàn)變形、脫落等破壞現(xiàn)象；

(2)疲勞加載前后，利用萬能試驗機測試多組扣件系統(tǒng)靜剛度的大小，統(tǒng)計分析其剛度變化率；

(3)為便于試驗測量，取一定尺寸(200 mm×120 mm)的彈性道床墊單元試件，疲勞加載前后，利用萬能試驗機測試多組單元試件的靜剛度大小，統(tǒng)計分析其剛度變化率。

1.2試驗步驟

鑒于軌道板原型的尺寸大小(4 200 mm×2 400 mm)與需要模擬彈性道床墊受水浸泡的情況，擬將軌道結構設置于矩形凹槽(試驗池)中。另外，根據(jù)疲勞試驗機的荷載輸出方式(單軸輸出)及軌道結構的受力特點(兩股鋼軌同時受力)，專門設計了一套加載裝置，以確保循環(huán)激振荷載合理地作用到試驗軌道結構上，如圖2所示。待彈性道床墊減振軌道安裝到位后，分別進行以下試驗。

圖2　疲勞試驗機及加載工裝

1.2.1疲勞加載試驗

疲勞加載的步驟如下：

(1)試驗前，檢查軌道板外部是否存在裂縫、掉塊現(xiàn)象，觀察軌道系統(tǒng)各部件是否出現(xiàn)變形、脫落等破壞現(xiàn)象；

(2)注水：往試驗池中注水，直至水面高度超過彈性道床墊高度1 cm左右；

(3)安裝工裝：將疲勞試驗加載頭與鋼軌間的傳力工裝按要求安裝，調平；

(4)預加載：對軌道系統(tǒng)緩慢加載到340 kN(誤差±1 kN)，加載速率不超過200 kN/min，以第1次荷載循環(huán)相同的加載速率卸載和重復加載10次；保證在最后3次循環(huán)期間，最大荷載大小穩(wěn)定，否則重新調平工裝并進行預加載；

(5)正式加載：利用計算機控制疲勞試驗機對軌道系統(tǒng)施加280～340 kN(A型車在六級譜下算得的輪軌力范圍)的周期荷載，加載頻率為(5±1) Hz，加載次數(shù)為500萬次；

(6)疲勞加載后耐久性檢查：檢查軌道板外部是否存在裂縫、掉塊現(xiàn)象，觀察軌道系統(tǒng)各部件是否出現(xiàn)變形、脫落等破壞現(xiàn)象，并卸取3組扣件系統(tǒng)及彈性道床墊單元試樣以進行疲勞后的剛度試驗。

1.2.2扣件系統(tǒng)靜剛度試驗

扣件系統(tǒng)靜剛度的測試分別在疲勞前與疲勞后進行，其測試步驟如下：

(1)試驗環(huán)境溫度為(23±2) ℃，將試驗用所有部件和設備在(23±2) ℃的環(huán)境中至少靜置24 h；

(2)將試驗裝置安放在試驗機上，從上往下，安放順序為：短鋼軌(確保短鋼軌放置在被測軌下墊板起作用的區(qū)域)、軌下膠墊、鐵墊板、鐵墊板下膠墊、支承鋼板，如圖3所示；

圖3　扣件系統(tǒng)試驗組裝

(3)將萬能試驗機的加載頭下降至離短鋼軌1 mm左右；

(4)加載到預壓靜載140 kN，卸載，停留1 min，再次加載到預壓載荷，卸載，停留1 min，而后正式進行試驗；

(5)以2 ～3 kN/s的速度勻速加載。當荷載加至20 kN和80 kN時各停留1 min，卸載；

(6)重復步驟(4)～(5) 3次；

(7)通過計算機保存測得的力-位移數(shù)據(jù)；

(8)取下膠墊，換下一組試樣，重復步驟(2)～(7)，直至所有試樣測試完成。

1.2.3彈性道床墊靜剛度試驗

彈性道床墊靜剛度的測試分別在疲勞前與疲勞后進行，其測試步驟如下：

(1)試驗環(huán)境溫度為(23±2) ℃，將試驗用所有部件和設備在(23±2) ℃的環(huán)境中至少靜置24 h；

(2)將試驗裝置安放在試驗機上，從上往下，安放順序為：支承鋼板、道床墊單元試樣、支承鋼板，如圖4所示；

圖4　道床墊試驗組裝

(3)將萬能試驗機的加載頭下降至離上部支承鋼板1 mm左右；

(4)加載到預壓靜載1 500 N，卸載，停留1 min，再次加載到預壓荷載，卸載，停留1 min，而后正式進行試驗；

(5)以20～30 N/s的速度勻速加載。當荷載加至170、890 N(單元板范圍內空載、滿載情況下道床墊單元試件所分擔的壓力)時各停留1 min，卸載；

(6)重復步驟(4)～步驟(5) 3次；

(7)通過計算機保存測得的力-位移數(shù)據(jù)；

(8)取下道床墊單元試樣，換下一組試樣，重復步驟(2)～步驟(7)，直至所有試樣測試完成。

1.3試驗數(shù)據(jù)處理與結果分析1.3.1減振軌道結構的耐久性分析

疲勞試驗結果表明：在整個疲勞加載過程中，軌道板自身的性能依然良好，板身未出現(xiàn)裂紋、掉塊現(xiàn)象，軌道系統(tǒng)其他部件均完好，未出現(xiàn)傷損變形情況，軌道系統(tǒng)結構耐久性能良好。試驗后軌道板的外觀如圖5所示。

圖5　500萬次疲勞加載后軌道板外觀

圖6　車輛-軌道垂向耦合動力學模型

1.3.2扣件系統(tǒng)靜剛度測試結果與分析

疲勞試驗前后扣件系統(tǒng)靜剛度結果如表1所示。

扣件系統(tǒng)靜剛度K的計算公式為

(1)

式中，F(xiàn)1為扣件彈條扣壓力(20 kN)；F2為工作條件下扣件系統(tǒng)承受的最大力(取80 kN)；S1為F1荷載作用下結構的位移；S2為F2荷載作用下結構的位移。

表1　扣件系統(tǒng)靜剛度測試結果

由表1可知，疲勞加載前后，扣件系統(tǒng)靜剛度的變化率為1.40%，遠小于規(guī)范[12]的限值，說明泡水疲勞前后減振軌道扣件系統(tǒng)的彈性保持穩(wěn)定。

1.3.3彈性道床墊靜剛度測試結果與分析

疲勞試驗前后道床墊單元試件(尺寸為200 mm×120 mm)靜剛度結果見表2。

表2　道床墊單元試件靜剛度測試結果

道床墊試件靜剛度同樣采用公式(1)的計算方法。式中，F(xiàn)1(F2)為單元板范圍內軌道空載(滿載)情況下道床墊單元試件所分擔的力，其數(shù)值根據(jù)道床墊層的受力大小及道床墊單元與道床墊整體的尺寸比例計算得到，其數(shù)值結果為170 N(890 N)；S1(S2)為F1(F2)荷載作用下結構的位移。

由表2可計算得到疲勞后道床墊剛度降低5.95%，分析其原因，很可能是由于高分子材料在長時間泡水后其含水率增大所致?？傮w而言，疲勞前后道床墊剛度變化率較小，說明彈性道床墊的彈性支承穩(wěn)定性較好。

綜上所述，彈性道床墊減振軌道在泡水情況下的結構安全性、耐久性及彈性支承穩(wěn)定性較好。然而，軌道結構的局部支承參數(shù)的變化勢必會改變軌道支承系統(tǒng)的固有特性，而可能進一步的影響其減振性能。

2疲勞前后彈性道床墊減振性能分析

為深入了解彈性道床墊泡水疲勞前后減振性能的變化，有必要進行輪軌系統(tǒng)耦合動力學分析。通過建立車輛-軌道耦合系統(tǒng)動力學模型，計算彈性道床墊軌道結構支承作用下輪軌系統(tǒng)的動力響應，并以普通整體道床軌道結構支承條件為基準，分析彈性道床墊在泡水疲勞前后的減振性能。

2.1計算模型

根據(jù)輪軌系統(tǒng)動力學理論，建立車輛-軌道垂向耦合動力學模型，如圖6所示。在車輛模型中，考慮車體與轉向架的沉浮與點頭運動，車體與轉向架之間由二系彈簧和阻尼器連接，轉向架與輪對之間由一系彈簧和阻尼器連接。

軌道模型由鋼軌、扣件、軌道板、彈性道床墊及混凝土底座等組成，視鋼軌為連續(xù)彈性點支承基礎上的Euler梁，視軌道板為支承在連續(xù)分布的線性彈簧(ks)與線性阻尼(cs)上的有限長自由梁(兩端無約束)，則板式軌道結構在垂向被抽象為彈性基礎上的疊合梁[13，14]。

2.2計算參數(shù)

計算中，車輛采用地鐵A型車，其計算參數(shù)見文獻[15]。根據(jù)前面試驗可知扣件系統(tǒng)靜剛度變化較小，且考慮扣件系統(tǒng)動靜剛度比為1.25 (扣件系統(tǒng)動靜剛度比一般小于1.5[13])，因此，取扣件系統(tǒng)動剛度定值為30 kN/mm。重點比較彈性道床墊性能變化對軌道系統(tǒng)減振性能的影響。在試驗的基礎上，通過軌道板全截面換算，并考慮1.13[1]的動靜剛度比系數(shù)，得到疲勞前后單塊軌道板(4 200 mm×2 400 mm)下彈性道床墊的動剛度分別為186.45×106、166.79×106N/m。軌道結構其他參數(shù)見表3。

表3　軌道結構的計算參數(shù)

圖8　1/3倍頻未計權的輪軌系統(tǒng)豎向振動加速度級

3計算結果與分析

結合泡水疲勞前后彈性道床墊的實測參數(shù)，以美國六級高低不平順譜為不平順激勵，當?shù)罔F列車以80 km/h通過線路時，計算了不同軌道支承條件下的輪軌垂向力，1/3倍頻未計權的車體、輪對與鋼軌垂向隨機振動加速度級以及隧道基礎的受力。

3.1對輪軌垂向力的影響

不同軌道支承條件下輪軌垂向力的功率譜如圖7所示。

圖7　輪軌垂向力功率譜

從圖7可見，減振軌道能夠有效降低33～66 Hz頻域范圍內輪軌垂向力的功率譜大小，且泡水疲勞前后減振軌道的減振性能穩(wěn)定。特別是在50 Hz主頻附近，整體道床軌道，彈性道床墊泡水疲勞前后軌道條件下輪軌接觸力的功率譜密度分別為9.18×104，0.70×104，0.79×104N2/Hz，采用減振軌道后輪軌垂向力功率譜幅值大幅降低，傳遞至車輛、軌道系統(tǒng)的能量得到較好控制。

3.2對輪軌系統(tǒng)振動加速度的影響

圖8分別給出了不同軌道支承條件下1/3倍頻未計權的車體、輪對、鋼軌豎向隨機振動加速度級。

圖8(a)～(b)顯示，軌道結構對于中心頻率40 Hz以下及63 Hz以上車體、輪對的豎向振動影響很小，重點分析40～63 Hz區(qū)間內車體、輪對豎向振動加速度級的變化情況，其統(tǒng)計結果見表4。以整體道床軌道結構支承條件為參照，減振軌道泡水疲勞前后，車體(輪對)在中心頻率40 Hz的豎向振動加速度級分別降低了6.47 dB(6.96 dB)，7.41 dB(7.71 dB)；中心頻率50 Hz的豎向振動加速度級分別降低了9.22 dB(8.69 dB)，9.87 dB(9.34 dB)；中心頻率63 Hz的豎向振動加速度級分別降低了4.74 dB(4.36 dB)，3.94 dB(3.57 dB)。

圖8(c)顯示，中心頻率40 Hz以下范圍內，整體道床軌道結構支承作用下鋼軌振動加速度更??；中心頻率63 Hz以上時，軌道結構對于鋼軌加速度的影響較小，可忽略不計。由于鋼軌振動加速度最大值出現(xiàn)在40～60 Hz區(qū)間，從而重點分析不同軌道支承條件對于鋼軌加速度的影響，不同支承條件下40～63 Hz區(qū)間內鋼軌的豎向振動加速度級統(tǒng)計見表4。具體的，減振軌道泡水疲勞前后，鋼軌在中心頻率40 Hz的豎向振動加速度級分別降低了1.33，2.57 dB；中心頻率50 Hz的豎向振動加速度級分別降低了10.41，10.8 dB；中心頻率63 Hz的豎向振動加速度級分別降低了6.29，5.98 dB。

表4　不同軌道支承條件下40～63 Hz范圍內車體、輪對及鋼軌的豎向振動加速度級　dB

3.3對隧道基礎受力的影響

降低環(huán)境振動是地鐵減振的主要目的之一，可通過分析不同軌道支承條件下隧道基礎的受力特性來研究減振軌道對環(huán)境振動的影響。不同軌道支承條件下隧道基礎的受力如圖9所示。

分析圖9可知，減振軌道使得隧道基礎受力的第二主頻向低頻轉移，不同軌道支承條件下隧道基礎受力的第二主頻分別出現(xiàn)在53.51 Hz(整體道床)，29.52 Hz(減振軌道疲勞前)及29.27 Hz(減振軌道疲勞后)。此外，疲勞前后傳遞至隧道基礎的振動強度與頻域分布保持穩(wěn)定。

圖9　隧道基礎受力功率譜

綜上，減振軌道相對于普通整體道床結構在控制輪軌垂向力，降低輪軌系統(tǒng)振動加速度級的性能較強，且泡水疲勞前后減振軌道的減振性能具有較好的穩(wěn)定性。

4結論

本文通過室內原型試驗模擬了彈性道床墊減振軌道受雨水侵蝕的現(xiàn)場情況，并根據(jù)線路情況施加疲勞荷載，觀察疲勞前后軌道結構的外觀完整性及部件的受損情況并評價其耐久性，測試了扣件及道床墊疲勞前后的剛度變化率以評價軌道結構彈性支承的穩(wěn)定性。最后以室內試驗測取的靜剛度參數(shù)為基礎，結合車輛-軌道垂向耦合系統(tǒng)動力學模型，計算分析了減振軌道相對于普通整體道床的減振能力及泡水疲勞前后減振軌道減振性能的穩(wěn)定性。得到如下結論。

(1)減振軌道在泡水疲勞前后，結構并未出現(xiàn)裂縫、掉塊等現(xiàn)象，軌道部件未出現(xiàn)傷損變形情況，減振軌道在泡水情況下的耐久性能良好。

(2)泡水疲勞前后，扣件系統(tǒng)靜剛度的變化率為1.40%，道床墊剛度變化率為5.95%，減振軌道在泡水情況下其彈性保持良好。

(3)減振軌道能夠有效降低33～66 Hz頻域范圍內特別是能夠降低50 Hz主頻處輪軌接觸力大小，且疲勞前后輪軌接觸力基本相等，未出現(xiàn)增大現(xiàn)象；

(4)減振軌道能夠有效降低車體、輪對及鋼軌在中心頻率為40～60 Hz區(qū)間內的振動加速度級，且泡水疲勞前后彈性道床墊的減振效果保持較好。

(5)減振軌道使得隧道基礎受力向低頻轉移，從而引起低頻環(huán)境振動響應。

參考文獻：

[1]何況.道床隔振墊的阻尼減振性能分析及應用研究[J].材料開發(fā)與應用，2014，29(6):27-33.

[2]周虎利.城市軌道交通軌道結構的選型研究[J].鐵道標準設計，2009 (11):17-21.

[3]王相文.杭州地鐵1 號線減振道床新技術施工研究[J].石家莊鐵道大學學報：自然科學版，2014，27(5):234-241.

[4]陳伯靖，周建，李成輝.浮置式梯形軌枕軌道減振器剛度[J].鐵道標準設計，2013(1):5-7.

[5]張波，張濤.城市軌道交通工程聚氨酯浮置板減振道床技術應用研究[J].鐵道標準設計，2014(7):45-48.

[6]劉錦輝，周華龍，陳冶.隔離式道床墊浮置板道床施工工藝的探討[J].環(huán)境工程，2012，30(13):84-88.

[7]周華龍.深圳地鐵2 號線軌道減振降噪技術的應用[J].地下工程與隧道，2011(4):7-11.

[8]王媛，曹廣忠，匡如華.深圳地鐵軌道減振性能測試與分析[J].鐵道標準設計，2013(7):29-32.

[9]王志強，王安斌，魏軍光，等.新型組合式道床系統(tǒng)靜動態(tài)特性試驗研究[J].噪聲與振動控制，2014(4):109-114.

[10]余慶.隔離式道床墊仿真分析[J].地下工程與隧道，2011(4):51-54.

[11]耿傳志，曲騰飛，王媛.三種浮置式軌道結構的振動模態(tài)對比分析[J].城市軌道交通研究，2012(9):38-42.

[12]EN13146—4：2012. Railway applications-Track-Test methods for fastening systems-Part 2: Determination of torsional resistance[S].

[13]翟婉明.車輛-軌道耦合動力學[M].4版.北京:科學出版社， 2015.

[14]翟婉明，韓衛(wèi)軍，蔡成標，等.高速鐵路板式軌道動力學特性研究[J].鐵道學報，1999，21(6):65-69.

[15]韋凱，楊帆，王平，等.扣件膠墊剛度的頻變性對地鐵隧道環(huán)境振動的影響[J].鐵道學報，2015，37(4):80-86.

Study on Performance of Vibration Damping Track with Ballast Damping Pad Subject to Water Leakage

CHENG Qing-chao1， TANG Jian2

(1.Metro Design and Research Institute of China Railway Eryuan Engineering Group Co. Ltd.， Chengdu 610031, China;2.MOE Key Laboratory of High speed Railway Engineering， Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China)

Abstract：In order to study the durability and stability of the vibration damping track with ballast damping pad under the condition of tunnel water leakage， the performance changes of track structure before and after water-immerged fatigue are tested and analyzed based on the design of indoor prototype tests， and the changing law of vibration damping performance of the vibration damping track before and after water-immerged fatigue is analyzed on the basis of the test results and the wheel/rail system dynamics theory. The results show that: (1)after fatigue， the function of each component is stable， the vibration damping track has good durability; (2)before and after water-immerged fatigue test， the stiffness change rate of the fastener system is 1.40% and the stiffness change rate of ballast damping pad is 5.95%; (3) the vibration damping track has stable performance of shock absorption compared with general monolithic roadbed structure， and can effectively reduce the vibration acceleration level of car body， wheel and rail in the center frequency range of 40～60 Hz.

Key words：Vibration damping track; Ballast damping pad; Tunnel water leakage; Fatigue test; Vibration damping performance; Stability

中圖分類號：U213.2+4

文獻標識碼：A

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.04.008

文章編號：1004-2954(2016)04-0030-06

作者簡介：陳罄超(1971—)，男，高級工程師，E-mail:1348737241@qq.com。

基金項目：國家自然科學基金(51378439)

收稿日期：2015-08-07； 修回日期：2015-09-06