趙國堂，張魯順，趙 磊

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.中國鐵路總公司 科技與信息化部，北京 100844；3.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 鐵道建筑研究所，北京100081)

我國高速鐵路的建設(shè)成就舉世矚目，無砟軌道作為高速鐵路主要軌道型式，以其高精度、高穩(wěn)定等特點(diǎn)，為列車提供了可靠的高速運(yùn)行平臺[1].無砟軌道承受上部車輛的高頻沖擊荷載，并將其分布傳遞至下部基礎(chǔ)，是列車荷載傳遞的重要媒介，荷載在無砟軌道內(nèi)部的傳遞結(jié)果是路基、橋梁、隧道等下部基礎(chǔ)設(shè)計(jì)荷載取值的關(guān)鍵參數(shù)之一.

既有高速鐵路下部基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)，以路基為例，基床頂面設(shè)計(jì)荷載的取值考慮了軌道自重和列車荷載.其中列車荷載取值以ZK荷載的集中荷載及其分布間距為依據(jù)，并假定車輛荷載在荷載間距范圍內(nèi)傳遞至無砟軌道底部時(shí)是平均分布的，基于無砟軌道底部寬度制定了車輛荷載量值[2].以CRTSⅢ型板式無砟軌道為例，其底座板區(qū)域內(nèi)路基面設(shè)計(jì)荷載取54.1 kN/m2的均布荷載.該標(biāo)準(zhǔn)的制定尚無荷載分布規(guī)律的現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)支撐.

為研究無砟軌道底部荷載橫向分布規(guī)律，需研究車輛荷載在無砟軌道內(nèi)部的橫向傳遞規(guī)律.然而，目前的研究大多集中在車輛荷載從鋼軌傳遞至扣件，以及車輛動態(tài)荷載的振動特性傳遞兩個(gè)方面.在車輛荷載從鋼軌傳遞至扣件方面，蔣紅光[3]通過理論分析及模型試驗(yàn)得到路基上單元板式無砟軌道扣件荷載分擔(dān)比，并討論了影響因素；Javad等[4]通過測試不同軌道墊板剛度和行車速度下扣件的支承反力，得出軌道板的縱向荷載圖式.在無砟軌道振動垂向傳遞方面，現(xiàn)有研究多采用車輛-軌道耦合動力學(xué)等分析方法，對車輛引起的軌道振動[5]、道岔及岔區(qū)無砟軌道振動[6]、站區(qū)無砟軌道的振動傳遞規(guī)律[7]進(jìn)行研究.然而，針對車輛荷載在無砟軌道主體結(jié)構(gòu)中的傳遞規(guī)律鮮有研究.無砟軌道內(nèi)部荷載傳遞規(guī)律研究一般沿襲有砟軌道研究思路或取無砟軌道各結(jié)構(gòu)層表面最大壓應(yīng)力值的10%為有效荷載區(qū)域，得到荷載擴(kuò)散角度及分布范圍[8].總體看來，對無砟軌道車輛荷載的分析多集中于車輛荷載下無砟軌道結(jié)構(gòu)受力特性及振動傳遞，且以理論研究為主，尚無高速行車實(shí)測試驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐.

本文作者以CRTSⅢ型板式無砟軌道為例，基于新型壓電式壓力傳感測試系統(tǒng)，對不同行車速度下扣件荷載分擔(dān)比及車輛荷載傳遞至路基表面處的橫向分布規(guī)律進(jìn)行測試研究，通過建立多車-無砟軌道-路基動力分析模型對荷載傳遞規(guī)律進(jìn)行了理論驗(yàn)證，最終提出基于實(shí)測數(shù)據(jù)的基床頂面荷載設(shè)計(jì)建議值.

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 測試方法

為描述車輛荷載作用下無砟軌道不同結(jié)構(gòu)層內(nèi)壓力分布曲線，選取某新建高速鐵路路基段CRTS Ⅲ型板式無砟軌道線路開展試驗(yàn)研究.線路為直線平坡，軌道結(jié)構(gòu)布置如圖1所示.無砟軌道自上而下依次為鋼軌、扣件、軌道板、自密實(shí)混凝土、隔離層和底座板.基床表層為級配碎石，厚度為0.4 m，基床底層為A、B組填料，厚度為2.3 m.

測試線路為新建高鐵線路，在施工階段將傳感器布設(shè)于無砟軌道內(nèi)部，在調(diào)試階段對無砟軌道在行車過程中的動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行采集，獲取不同速度下無砟軌道各層壓力分布情況.主要采集參數(shù)為無砟軌道豎向壓力.傳統(tǒng)壓力測試方法為在混凝土內(nèi)部埋設(shè)振弦式壓力盒傳感器，但振弦式壓力盒尺寸較大，通常在100 mm以上，如圖2(a)所示.

振弦式壓力盒大量埋入混凝土?xí)r，將降低無砟軌道結(jié)構(gòu)的承載力，而且由于振弦式傳感器鋼材與混凝土結(jié)構(gòu)之間粘結(jié)較差，加之溫度變化及混凝土收縮變形，極易使混凝土產(chǎn)生初始應(yīng)力甚至是開裂.本次混凝土內(nèi)部壓力測試采用自主研發(fā)的基于壓電復(fù)合材料的大理石基壓力傳感器，如圖2(b)所示，傳感器直徑25 mm，高20 mm，主體材料為大理石，與混凝土骨料相近，澆筑完成后與混凝土粘結(jié)緊密，大量布置時(shí)不影響無砟軌道結(jié)構(gòu)承載力.扣件支反力采用剪力法進(jìn)行測試，在鋼軌上粘貼應(yīng)變花.

測試車輛為CRH380B型車，各車軸軸重如圖3所示，其中最大軸重147.5 kN，平均軸重136.4 kN.測試行車速度涵蓋180～360 km/h范圍.

圖1 路基上CRTSⅢ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)組成圖(單位:mm)Fig.1 Structural composition of CRTS III ballastless track on subgrade(unit:mm)

圖2 壓力傳感器Fig.2 Pressure sensor

圖3 測試動車組軸重參數(shù)Fig.3 Parameters of the test EMU axle weight

1.2 測點(diǎn)布置

為獲取車輛荷載在CRTSⅢ型板式無砟軌道內(nèi)部荷載分布情況，于鋼軌、自密實(shí)混凝土底部(即復(fù)合板底部)和底座板底部布置傳感器，分別獲取扣件支反力、復(fù)合板底部及底座板底部荷載分布規(guī)律.無砟軌道各測點(diǎn)布置示意圖如圖4所示，各測點(diǎn)布置現(xiàn)場圖如圖5所示.

圖4 無砟軌道各測點(diǎn)布置示意圖Fig.4 Schematic diagram of each measuring point of ballastless track

圖5 無砟軌道各測點(diǎn)布置現(xiàn)場圖片F(xiàn)ig.5 Scene pictures of each measuring point of ballastless track

1.3 試驗(yàn)元器件標(biāo)定

扣件支反力采用剪力法進(jìn)行測試，測點(diǎn)布置完成后，采用速度為5 km/h的準(zhǔn)靜態(tài)行車進(jìn)行標(biāo)定，標(biāo)定時(shí)獲取各輪軸通過測試斷面時(shí)剪力和軸重的對應(yīng)關(guān)系，得到標(biāo)定曲線.壓電式壓力傳感器屬動態(tài)采集傳感器，靜態(tài)加載時(shí)不響應(yīng)，因此需要采用動態(tài)循環(huán)加載或者落錘沖擊加載的方式進(jìn)行標(biāo)定.本試驗(yàn)標(biāo)定工作在試驗(yàn)室內(nèi)完成，采用落錘沖擊加載方式.

1.4 有限元模型建立

依據(jù)現(xiàn)場試驗(yàn)情況，利用ABAQUS軟件建立包含車輛、無砟軌道、基床的有限元模型，見圖6.車輛為CRH380B型動車組兩節(jié)動車車廂，定距和軸距分別為17.375 m和2.5 m，軸重為13.64 t(測試車輛平均軸重).

圖6 多車-軌道-路基耦合動力分析模型Fig.6 Multi vehicle-track-subgrade coupling dynamics analysis model

車輛動力學(xué)模型建立時(shí)參照文獻(xiàn)[9]采用多剛體動力學(xué)建模方法，車體和轉(zhuǎn)向架考慮其沉浮、側(cè)滾、橫移、點(diǎn)頭及搖頭共5個(gè)自由度，輪對考慮其沉浮、橫移、側(cè)滾及搖頭共4個(gè)自由度，不考慮其旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，整個(gè)車輛共有31個(gè)自由度.輪對與轉(zhuǎn)向架間一系彈簧、轉(zhuǎn)向架與車廂間二系彈簧均采用三向彈簧阻尼單元進(jìn)行模擬.車輛質(zhì)量及彈性參數(shù)參照文獻(xiàn)[10].車輪-鋼軌間建立可分離的接觸，輪軌間切向摩擦效應(yīng)采用指數(shù)衰減模型來表征，摩擦系數(shù)取0.3.法向接觸力p(t)用赫茲非線性接觸模型予以表征:

(1)

式中：G為輪軌接觸常數(shù)，取3.86R-0.115×10-8m/N2/3；R為接觸點(diǎn)處車輪滾動半徑數(shù)值；δZ(t)為輪軌接觸點(diǎn)的彈性壓縮量.

圖7 無砟軌道-路基模型細(xì)部Fig.7 Details of ballastless track-subgrade model

建立CRTSⅢ型板式無砟軌道模型如圖7所示，自上而下依次為鋼軌、扣件、軌道板、自密實(shí)混凝土和底座板.自密實(shí)混凝土與軌道板間采用共節(jié)點(diǎn)建模；自密實(shí)混凝土與底座板間設(shè)置了隔離層，凸臺周圍設(shè)置了彈性緩沖墊層，對隔離層進(jìn)行建模時(shí)，法向采用硬接觸模擬，切向摩擦系數(shù)取0.5，對彈性緩沖墊層進(jìn)行建模時(shí)，法向?yàn)閺椥越佑|，切向摩擦系數(shù)取0.5.CRTSⅢ型板式無砟軌道模型各結(jié)構(gòu)層參數(shù)見表1.

表1 CRTSⅢ型板式無砟軌道模型各結(jié)構(gòu)層參數(shù)

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 扣件支承反力分布規(guī)律研究

2.1.1 行車過程中扣件支承反力分布規(guī)律

為研究實(shí)際行車過程中扣件支承反力分布規(guī)律，如圖8所示，分別選取行車速度為360 km/h時(shí)輪載前部(位置1)、單轉(zhuǎn)向架(位置2)和臨車臨軸(位置3)范圍內(nèi)，相應(yīng)扣件的支點(diǎn)壓力分布規(guī)律，采集4趟該速度下扣件支承反力的有效數(shù)據(jù)，取其平均值進(jìn)行研究.

位置1情況下，輪載前部扣件支點(diǎn)壓力實(shí)測結(jié)果如圖9所示.

圖8 3種行車位置示意圖Fig.8 Schematic diagram of three driving positions

圖9 輪載前部扣件支點(diǎn)壓力實(shí)測結(jié)果Fig.9 Test results of fastener reaction forces on the front of wheel load

可以看出，行車速度為360 km/h，車輪作用于扣件節(jié)點(diǎn)時(shí)，該扣件及與其相鄰的2個(gè)扣件承受主要的荷載，如將車前扣件反力在車輪位置處進(jìn)行鏡像處理，并假定該區(qū)域(10個(gè)扣件間距)所承受荷載即為單輪載作用下全部荷載，則可得到相鄰扣件所承擔(dān)的荷載比例，如圖9中括號內(nèi)數(shù)據(jù).車輪作用位置處承擔(dān)車輛荷載的33.5%，與其相鄰兩個(gè)扣件承擔(dān)荷載比例依次為27.0%和6.3%.

利用本文所建立的模型，對360 km/h行車速度下位置1情況下扣件承擔(dān)荷載進(jìn)行仿真分析，得到輪載前部支點(diǎn)壓力實(shí)測與仿真對比如圖10所示.仿真結(jié)果中車輪作用位置處扣件承擔(dān)車輛荷載的35.6%，與其相鄰的2個(gè)扣件承擔(dān)荷載比例依次為25.5%和6.7%.可以看出，仿真數(shù)據(jù)與實(shí)測數(shù)據(jù)規(guī)律基本一致，主要承載范圍為荷載作用處扣件及與其相鄰的2個(gè)扣件，而仿真結(jié)果較實(shí)測結(jié)果中荷載分配略顯集中.

位置2情況下，轉(zhuǎn)向架下部被測扣件荷載分配情況如圖11所示.可以看出，行車速度360km/h時(shí)，輪軸作用處的扣件承受荷載量值與圖10基本一致；轉(zhuǎn)向架范圍內(nèi)⑧、⑨、⑩號扣件節(jié)點(diǎn)的荷載存在一定程度的疊加，圖11中⑨號扣件支反力為10.47 kN，與之相對稱的⑤、扣件支反力分別為7.06 kN和5.49 kN.

圖10 輪載前部扣件支點(diǎn)壓力實(shí)測與仿真結(jié)果對比Fig.10 Comparison of test and simulation results of fastener reaction forces on the front of wheel load

圖11 單轉(zhuǎn)向架范圍內(nèi)扣件支點(diǎn)壓力實(shí)測結(jié)果Fig.11 Test results of fastener reaction forces in single bogie range

對360 km/h行車速度下位置2情況下扣件支反力進(jìn)行仿真分析，單轉(zhuǎn)向架范圍內(nèi)扣件支點(diǎn)壓力仿真結(jié)果如圖12所示.仿真結(jié)果中車輪作用位置處扣件承擔(dān)荷載量值基本與實(shí)測數(shù)據(jù)一致，前輪所在處扣件支反力略大于后輪處，相差約9%左右；轉(zhuǎn)向架范圍內(nèi)⑧、⑨、⑩號扣件支反力也存在一定程度疊加，圖12中⑨號扣件支反力為6.57 kN，與之相對稱的⑤、號扣件支反力分別為1.4 kN和4.2 kN.

位置3情況下，臨車臨軸范圍內(nèi)扣件支點(diǎn)壓力實(shí)測結(jié)果如圖13所示.可以看出，行車速度360 km/h，臨軸間距4.95 m時(shí)，臨車臨軸范圍內(nèi)的扣件支反力疊加效應(yīng)不顯著，車軸荷載作用下扣件主要承載范圍仍為荷載作用扣件及與其相鄰的2個(gè)扣件，圖13中⑧、⑨、⑩號扣件支反力為受拉，且量值均較小.

對360 km/h行車速度下位置3情況下扣件支反力進(jìn)行仿真分析，臨車臨軸范圍內(nèi)扣件支點(diǎn)壓力仿真結(jié)果如圖14所示.仿真結(jié)果中車輪作用位置處扣件承擔(dān)荷載量值小于實(shí)測數(shù)據(jù)，前輪約小12.4%，主要原因在于實(shí)際車軸之間存在軸重差異，而仿真分析中軸重取為統(tǒng)一值；但車軸作用下扣件支反力影響范圍的規(guī)律與測試結(jié)果基本一致，車軸荷載作用下主要承載范圍仍為荷載作用處扣件及與其相鄰的2個(gè)扣件；圖中⑧、⑨、⑩號扣件支反力亦為受拉，且量值均較小.

圖12 單轉(zhuǎn)向架范圍內(nèi)扣件支點(diǎn)壓力仿真結(jié)果Fig.12 Simulation results of fastener reaction forces in single bogie range

圖13 臨車臨軸范圍內(nèi)扣件支點(diǎn)壓力實(shí)測結(jié)果Fig.13 Test results of fastener reaction forces in the adjacent axle range

圖14 臨車臨軸范圍內(nèi)扣件支點(diǎn)壓力仿真結(jié)果Fig.14 Simulation results of fastener reastion forces distribution in the adjacent axle range

2.1.2 行車速度對扣件支反力影響分析

選取行車速度分別為180、240、280、320、360 km/h，分析其對扣件支反力承載范圍的影響.不同行車速度下，位置1處輪載前部扣件支點(diǎn)壓力實(shí)測和仿真結(jié)果如圖15所示.

圖15 行車速度對輪載前部扣件支點(diǎn)壓力的影響規(guī)律Fig.15 Effect of driving speed on fastener reaction forces on the front of wheel load

實(shí)測數(shù)據(jù)表明，不同行車速度對扣件承載范圍影響較小，行車速度從180 km/h增加至360 km/h，扣件主要承載范圍均為車輪作用扣件及與其相鄰的2個(gè)扣件；不同速度時(shí)，車輪作用位置處扣件支反力變化最大，變化范圍在23.0～29.0 kN之間，但與速度變化的關(guān)聯(lián)性較差.仿真分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)論基本一致，扣件主要承載范圍不受行車速度的影響，車輪作用位置處扣件支反力變化范圍在23.8～25.6 kN之間，相比于實(shí)測結(jié)果,仿真結(jié)果變動范圍略小.

不同行車速度下，位置2和位置3處扣件支點(diǎn)壓力的實(shí)測和仿真結(jié)果分別如圖16和圖17所示.

圖16 行車速度對轉(zhuǎn)向架范圍內(nèi)扣件支點(diǎn)壓力的影響規(guī)律Fig.16 Effect of driving speed on fostener reaction forces in single bogie range

圖17 行車速度對臨車臨軸范圍內(nèi)扣件支點(diǎn)壓力的影響規(guī)律Fig.17 Effect of driving speed on fostener reaction forces in the adjacent axle range

從圖16和圖17可見，行車速度從180 km/h增加至360 km/h，扣件主要承載范圍基本無變化，輪軸作用處扣件支反力量值稍有變化，尤其是轉(zhuǎn)向架后軸位置處，實(shí)測扣件支反力變化范圍在24.2～36.1 kN之間，但與速度無明顯相關(guān)性.另外，仿真分析中不同速度下扣件支反力變化范圍略小于實(shí)測結(jié)果，原因在于實(shí)際行車過程中影響因素更為復(fù)雜，測試結(jié)果更加離散.

2.2 軌道結(jié)構(gòu)荷載橫向分布規(guī)律研究

2.2.1 荷載橫向分布規(guī)律

行車速度為360 km/h時(shí)，列車多個(gè)轉(zhuǎn)向架通過測試斷面處，無砟軌道各層壓力橫向分布實(shí)測結(jié)果見圖18，統(tǒng)計(jì)車軸數(shù)量為16個(gè)，均為轉(zhuǎn)向架后車軸，橫坐標(biāo)“橫向位置”為0 m處為軌道結(jié)構(gòu)橫向中心.

測試結(jié)果表明，復(fù)合板底部荷載在橫向上呈典型的雙峰型分布，峰值點(diǎn)位于2條鋼軌下方，最大壓應(yīng)力為131.3 kPa，軌道板側(cè)邊壓應(yīng)力基本為0，中部壓應(yīng)力最大為20.7 kPa.底座板底部荷載在橫向上呈M型分布，鋼軌下部壓應(yīng)力最大，最大值為15.19 kPa;板中部略小于鋼軌下部，最大值為8.9 kPa;側(cè)邊壓應(yīng)力最小，最大值為3.4 kPa.不同車軸經(jīng)過時(shí)引起的復(fù)合板和底座板下荷載分布曲線間差異較小，分布規(guī)律基本一致.

對360 km/h行車速度下復(fù)合板底部和底座板底部荷載橫向分布規(guī)律進(jìn)行仿真分析，結(jié)果如圖19所示.其中，復(fù)合板底部最大壓應(yīng)力為120.7 kPa，軌道板側(cè)邊最大壓應(yīng)力為38.2 kPa，中部最大壓應(yīng)力為13.2 kPa.底座板下峰值點(diǎn)最大壓應(yīng)力為19.7 kPa，板中最大壓應(yīng)力為12.2 kPa，側(cè)邊壓應(yīng)力最小，最大值為10.1 kPa.

對比仿真和實(shí)測結(jié)果可以看出，二者荷載分布規(guī)律基本一致，而峰值有所差異，實(shí)測復(fù)合板下壓應(yīng)力峰值較仿真分析結(jié)果大9%左右，實(shí)測底座板下壓應(yīng)力峰值較仿真分析結(jié)果小23%左右.同時(shí)可以看出，相比于測試結(jié)果而言，仿真分析結(jié)果中荷載在鋼軌下方位置處略為集中，主要原因在于仿真分析中的車輛軸重與路基剛度等參數(shù)與實(shí)際工程間存在差異，這種差異對無砟軌道車輛荷載分布范圍有一定程度的影響，另外，測試誤差也有可能導(dǎo)致實(shí)測與仿真結(jié)果之間的差異.總體來看，偏差在可接受的范圍內(nèi)，所建立的仿真分析模型能夠較好地描述無砟軌道荷載橫向分布規(guī)律.

2.2.2 行車速度對荷載橫向分布影響分析

選取行車速度分別為180、240、280、320、360 km/h，分析其對荷載橫向分布規(guī)律的影響.不同行車速度下，復(fù)合板下壓力橫向分布規(guī)律見圖20.

圖18 無砟軌道各層壓力橫向分布實(shí)測結(jié)果Fig.18 Test results of lateral distribution of pressure in each layer of ballastless track

圖19 無砟軌道各層壓力橫向分布仿真結(jié)果Fig.19 Simulation results of lateral distribution of pressure in each layer of ballastless track

圖20 行車速度對復(fù)合板下壓力橫向分布的影響規(guī)律Fig.20 Effect of driving speed on lateral distribution of pressure under composite plates

不同速度級下均對比第一個(gè)轉(zhuǎn)向架的后軸經(jīng)過時(shí)的測試數(shù)據(jù).

實(shí)測數(shù)據(jù)表明，不同速度級下復(fù)合板底部荷載橫向分布均呈雙峰型，鋼軌下方壓應(yīng)力最大，行車速度從180 km/h增加至360 km/h，最大壓應(yīng)力變化范圍在149.5～129.9 kPa之間，和速度變化無直接相關(guān)性.仿真分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果規(guī)律一致，最大壓應(yīng)力變化范圍在121.1～106.7kPa之間，實(shí)測結(jié)果的離散性大于仿真結(jié)果.

不同行車速度下，底座板下壓力橫向分布規(guī)律如圖21所示.

實(shí)測數(shù)據(jù)表明，不同速度級下底座板下荷載橫向分布均呈M型，鋼軌下方壓應(yīng)力最大，行車速度從180 km/h增加至360 km/h，最大壓應(yīng)力變化范圍在8.2～16.2 kPa之間，和速度變化無直接相關(guān)性.仿真分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果規(guī)律一致，最大壓應(yīng)力變化范圍在18.2～20.5 kPa之間.

圖21 行車速度對底座板下壓力橫向分布的影響規(guī)律Fig.21 Effect of driving speed on the lateral distribution of pressure under the base plate

3 基床頂面荷載設(shè)計(jì)建議值

根據(jù)前文測試與仿真分析結(jié)果，得到車輛以不同車速行駛過程中，各扣件荷載分擔(dān)比與規(guī)范建議值對比見表2.

表2 扣件荷載分擔(dān)比

對比結(jié)果表明，CRTSⅢ型板式無砟軌道上實(shí)測和仿真所得各扣件荷載承擔(dān)比與規(guī)范建議值略有差異，與輪軸相鄰的第一個(gè)扣件實(shí)際承擔(dān)荷載比例較建議值大5%左右，而與輪軸相鄰的第二個(gè)扣件實(shí)際承擔(dān)荷載比例較建議值小5%左右，說明高速行車荷載經(jīng)由扣件傳遞至無砟軌道的影響范圍較規(guī)范建議值更為集中.

車輛不同車速行駛過程中，復(fù)合板、底座板底部壓應(yīng)力實(shí)測、仿真結(jié)果與規(guī)范建議值對比見表3.

表3無砟軌道各層壓應(yīng)力

Tab.3 Pressure of each layer of ballastless track kPa

對比結(jié)果表明，底座板下壓應(yīng)力實(shí)測結(jié)果小于規(guī)范建議值，對于測試結(jié)果，其設(shè)計(jì)安全系數(shù)在2.5以上，對于仿真結(jié)果，其設(shè)計(jì)安全系數(shù)在2.0以上.規(guī)范建議值考慮了ZK荷載中的荷載量值和荷載間距，假定200 kN集中荷載作用下，1.6 m間距內(nèi)無砟軌道底部應(yīng)力分布是平均的.然而本文測試及仿真結(jié)果均表明，CRTSⅢ型板式無砟軌道底座板底部荷載在鋼軌正下方較大，呈M型分布，軌下位置處壓應(yīng)力峰值較其他位置高出1倍左右.對比復(fù)合板下壓應(yīng)力和底座板下壓應(yīng)力測試結(jié)果可以看出，無砟軌道結(jié)構(gòu)層厚度對于荷載量值取值影響較大，無砟軌道頂面以下0.3 m和0.6 m處荷載量值相差一個(gè)數(shù)量級，可見，對不同厚度的無砟軌道均采用同一種處理方式是不合理的.另外，各扣件承擔(dān)荷載比測試結(jié)果表明，車輛荷載主要影響輪軸作用扣件及與其相鄰的一個(gè)扣件，累計(jì)影響范圍為1.26 m，較規(guī)范中采用的1.6 m影響范圍略小.

總體而言，目前規(guī)范中推薦的計(jì)算方法存在以下不足：1)荷載分布未考慮鋼軌正下方的峰值效應(yīng)影響；2)缺乏對無砟軌道厚度及結(jié)構(gòu)布置影響的考慮(目前僅考慮支承層寬度)；3)荷載影響間距取值略大于實(shí)測結(jié)果.

4 結(jié)論

以路基上CRTSⅢ型板式無砟軌道為例，對不同行車速度影響下扣件支反力和無砟軌道結(jié)構(gòu)底部荷載分布規(guī)律進(jìn)行了現(xiàn)場實(shí)測，并建立了多車-無砟軌道-路基耦合動力分析模型，與實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比驗(yàn)證，主要結(jié)論如下：

1)行車速度對CRTSⅢ型板式無砟軌道扣件支反力分布范圍的影響較小，實(shí)測和仿真結(jié)果建議車輪作用點(diǎn)處扣件荷載承擔(dān)比例選取40%，與其相鄰的2個(gè)扣件由近及遠(yuǎn)分別選取25%和5%.

2)同一轉(zhuǎn)向架上兩輪軸荷載對轉(zhuǎn)向架區(qū)域內(nèi)扣件支反力存在一定程度疊加，主要體現(xiàn)在兩輪軸之間的扣件支反力有所增加，而對輪軸作用位置處的扣件支反力基本無影響.兩轉(zhuǎn)向架臨車臨軸對扣件支反力的影響可以忽略.

3)行車速度對CRTSⅢ型板式無砟軌道復(fù)合板下和底座板下荷載分布特性影響較小，實(shí)測和仿真結(jié)果表明，復(fù)合板底部荷載在橫向上呈典型的雙峰型分布，底座板底部荷載在橫向上呈M型分布，復(fù)合板底部最大壓應(yīng)力為149.5 kPa，底座板底部最大壓應(yīng)力為16.2 kPa.

4)規(guī)范中推薦的扣件支反力分布和無砟軌道結(jié)構(gòu)底部荷載取值和測算方法尚有改進(jìn)空間，建議考慮扣件支反力影響范圍、各型無砟軌道厚度及結(jié)構(gòu)特征、基礎(chǔ)剛度、各動車組參數(shù)等因素開展有針對性的研究，以提出合理安全的荷載分布建議值.