高速铁路CRTSⅡ型板式无砟轨道路桥过渡段振动特性测试分析

陈 虎， 罗 强， 张 良， 刘 钢， 陈 坚

(西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室，成都 610031)

无砟轨道具有稳定性好、耐久性强、刚度均匀、维修量少等一系列优点，在国内外高速铁路上获得了较为广泛应用。但无砟轨道作为刚性结构对线下基础的不均匀变形适应能力较差，易产生开裂破损，致使服役性能大幅衰减，且难以修复，直接影响乘坐的舒适性和行车的安全性[1]。路桥连接处是铁路路基的薄弱环节，路基与桥台的工后沉降差异会引起轨面弯折变形；同时路桥结构的刚度差异也巨大，会导致轨道刚度发生突变，从而提高列车运行时与线路结构的相互作用，加速线路结构和车辆的损坏，影响设备的安全服役[2-3]。列车速度的提高和无砟轨道的运用，对轨下基础刚度的均匀性，以及沿线路纵向不均匀沉降的控制提出了更高的要求。

通过实车动态测试可以了解路桥过渡段范围线路结构的平顺性，验证并评价路桥过渡段技术处理措施的工程适应性。Koch等[4]研究表明过渡段动荷载超过的静荷载2倍。Coelho等[5]对带有过渡板的路涵过渡段进行了现场动态测试，发现过渡板有翘曲现象。Plotkin等[6]通过现场轮载力测试等得出轨道刚度的改变对路桥过渡段的乘车舒适性以及不均匀沉降影响不大。我国在秦沈客运专线对路桥过渡段进行了大量的动力响应测试试验，分析了动应力沿路桥过渡段纵向的分布规律、动应力沿路基深度方向的衰减规律以及行车速度对动应力的影响等[7-10]。刘林芽等[11]通过对京九线某路桥过渡段进行了动力响应测试，评价了提速线路设置轨道过渡段对于轨道结构动力响应的改善程度。许杰等[12]对金山铁路既有线路基行车振动特性也进行了分析。由于无砟轨道在我国的应用历史不长，对于无砟轨道结构形式的路桥过渡段现场振动响应测试研究也还处于初始阶段。

京沪高速铁路采用的CRTSⅡ型板式无砟轨道，在顶面无覆土且全长超过40 m的框构桥、刚构连续梁桥、高架桥及特大桥两端路基上均需设置摩擦板、过渡板和端刺等构成的纵向传力锚固体系[13-15]，锚固体系的设置改变了传统有砟轨道路基上部散粒体填料与刚性桥台直接连接的形式。论文结合京沪高速铁路综合科学试验，在京沪高速铁路先导段路桥过渡段进行了真车实路条件下的动力学试验，重点讨论了路桥过渡段范围端刺锚固体系与相邻桥路结构连接部位的不连续性引起振动响应在线路纵垂向的分布规律以及行车速度对其的影响，为系统掌握高速铁路无砟轨道路桥过渡段的振动特性、优化CRTSⅡ型板式无砟轨道端刺锚固体系与相邻桥路结构的连接方式、改善高速铁路不同结构间的均匀过渡性能积累基础试验数据。

1 试验概况

1.1 CRTSⅡ型板式无砟轨道路桥过渡段结构形式

试验工点位于京沪高速铁路安徽宿州濉河特大桥沪台端，桥台高7.5 m，相邻的路基过渡段为倒梯形型式，使用级配碎石掺水泥分层压实填筑。在路桥连接处的路基一侧设置有约束桥上无砟轨道结构温度应力的端刺锚固体系，主端刺为双柱式结构，如图1所示。锚固体系从桥台背至过渡板端全长59.5 m，其中摩擦板厚0.4 m，长度为42.35 m，沿线路横向宽均为12 m。摩擦板与混凝土底座板底面之间设置摩擦层，摩擦系数在0.5～0.8之间，板下设有1#，2#，…，9#共9个连体小端刺，1#～6#小端刺沿线路纵向宽1m，高1m；7#～9#小端刺沿线路纵向宽1 m，高1.5 m。10#主端刺中心设置在距桥台背43.5 m处，沿线路纵向宽2 m，高2 m；11#主端刺中心设置在桥台背52.5 m处，沿线路纵向宽4 m，高2.5 m，10#主端刺与11#主端刺之间净距为6 m；11#主端刺外侧设置有5 m长的过渡板，厚0.4 m，过渡板沿线路横向宽度与对接的路基支承层相同。主端刺与纵连式底座板、摩擦板及过渡板均刚性连接。摩擦板与桥台水平对接，中间为0.15 m厚的桥台背渗水墙，过渡板与支承层水平对接处理。为使基础支承刚度均匀过渡，在与摩擦板相连的桥台上设置有一层0.05 m厚的硬泡沫塑料板，在与支承层对接的过渡板下由过渡板端至11#主端刺方向设置了一层纵向长及厚度为1.5 m×0.05 m+1.5 m×0.03 m+1.5 m×0.015 m不等厚的硬泡沫塑料板。

图1 双柱型主端刺纵向传力锚固体系

1.2 试验设计及测试方案

CRTSⅡ型板式无砟轨道在与桥台相邻的路基侧设置的端刺结构锚固体系沿线路纵向长近60 m，覆盖了整个路桥过渡段的长度范围，在实现对桥上无砟轨道结构温度变形限位的同时，也相当于在路桥过渡段的路基面布置了一块巨大的刚性板，加上其底部的众多端刺支承，其本身就是一个很好的过渡结构。因此，路桥过渡段的薄弱环节主要集中在端刺结构两端与相邻路桥结构交界的不连续部位。

在桥台背位置，线路上部结构的轨道板和底座处于连续状态，只有线路下部结构的桥台和相邻摩擦板及路堤采用水平对接型式而处于不连续状态，如图2(a)所示；在过渡板端位置，上层的轨道板和下层的路基结构均处于连续状态，而中层的过渡板和相邻支承层采用水平对接方式也处于不连续状态，如图2(b)所示；同样，在路基均匀和支承层连续的条件下，轨道板间的交接部位也存在不连续性，如图2(c)所示。当然，由于CRTSⅡ型板式无砟轨道为纵联结构，轨道板端的接缝采用了钢筋混凝土进行联结处理。作为对比，在与过渡段相邻的路基地段，轨道板、支承层、路基均处于连续状态的线路结构如图2(d)所示。

图2 结构不连续及连续部位示意图

根据对CRTSⅡ型板式无砟轨道路桥过渡段结构特点的分析，并结合现场试验工点的具体情况，测试传感器主要布置在下行线过渡段范围结构不连续的A、B、C断面及作为对比分析的结构均匀D断面，如图3所示。其中：A断面为摩擦板与桥台连接处，B断面是过渡板与支承层连接处，C断面为路基上轨道板接缝处，D断面位于均匀路基上的轨道板中部。

4个断面的轨道板、底座(支承层、过渡板)、摩擦板、桥台等处共安装了11支DP型地震式低频振动位移传感器s1～s11，传感器型号DPS-0.5-2-V，量程5 mm，频响范围0.5～150 Hz；11支SD-1型磁电式垂直振动速度传感器v1～v11，传感器频响范围10～600 Hz，量程0.1～300 mm/s；10支ZFCJ01型低频固态振动加速度传感器a1～a2、a4～a11(桥台上未安装)，传感器量程±2 g，频响范围0～100 Hz。同时在桥台与摩擦板、过渡板端与支承层之间安装有DW-5型电涡流位移传感器y1和y2，传感器量程5 mm，频响0～1 kHz，测试不连续结构间的差异位移。

数据采集系统为CL-1032型动态采集仪，具有自动触发功能，采集频率设置为1 kHz。每一个测试单元在测试开始前进行了多次预调试，确认安装和设置无误后开始试验测试。

图3 传感器布置平面示意图

1.3 试验列车及行车速度

试验列车为CRH380AL动力分散性电力动车组，采用14动(M)2拖(T)的长编组方式，列车轴重≤15 t，头车长度25.7 m(前端至后端车钩连接面)，中间车长25 m(两端车钩连接面)，固定轴距2.5 m，同一车厢转向架中心距离17.5 m，车厢之间的铰接距离0.5 m，具体几何参数如图4所示。

图4 CRH380AL列车几何参数(单位：m)

除去一次5 km/h准静态标定车速外，测试的有效行车次数为93列，行车速度在74～424 km/h之间，主要集中在300～400 km/h，其中超过300 km/h的车次为80列，平均速度约351 km/h。列车运行速度统计如图5所示。

图5 CRH380AL试验列车速度分布图

2 测试数据分析

由于车辆系统、线路系统及环境条件等众多不确定性因素的综合影响，高速列车与线路之间的相互作用是一个十分复杂的动力学过程，并伴随着列车运行速度提高，车辆与线路结构之间的动态相互作用将增强，且表现出较强的随机振动特性[16]，即使同一列车以相同的速度通过测试区域，所采集到的响应数据也具有一定的离散性。

为此，在分析振动响应沿线路结构纵垂向的分布规律时，使用了所测的93列动车组通过时的响应数据平均值进行分析。在分析振动响应与车速的关系时，依据车速每10 km/h归为一档的原则，将该范围的车速中值作为这一范围的代表车速，车速变化范围在10 km/h内的各次列车测试值的平均值作为代表测试值，使用代表车速与代表测试值分析两者之间的关系。

2.1 振动响应沿线路结构纵向变化特性

图6为测试各断面的振动响应平均值沿线路纵向分布统计图。4个测试断面的轨道板振动位移、振动速度、振动加速度平均值分别为0.129 mm、10.446 mm/s、1.244 m/s2，最大振动响应出现在B断面的过渡板端和支承层交接处，分别为0.176 mm、15.245 mm/s、1.497 m/s2。而A、C、D断面轨道板的振动响应差异不大，基本小于4个测试断面的平均值，其中振动位移、振动速度、振动加速度在0.108～0.117 mm、6.363～8.754 mm/s、1.090～1.225 m/s2之间小幅变化。

同样，在支承层和底座结构层位的振动响应最大值出现在B断面的过渡板端，其振动位移、振动速度、振动加速度平均值分别为0.120 mm、8.792 mm/s、1.366 m/s2，而A断面底座的振动响应次之，该两个断面的数值均大于4个测试断面的平均值，再其次为B断面的相邻路基支承层，路基地段的C、D断面支承层振动最小。

从图6中比较还可知，C断面的轨道板振动响应只略大于D断面，而支承层的振动响应几近相等，表明在路基地段且支承层连续条件下，经纵联化后的轨道板间接缝只略微增大了轨道板的振动响应，对支承层的振动指标几乎没有影响。可见，线路结构在纵向的不连续部位采用连接措施进行连续化处理后能有效改善结构的振动特性，减小对相邻部件的影响，提高线路结构的平顺性。

在A断面的桥台与摩擦板不连续处，轨道板的振动响应与路基地段C、D断面的相应部位差异不大，前者只略大于后者，但底座的振动响应则明显大于路基上C、D断面的对应位置。表明，桥台与相邻摩擦板及路基的不连续对无砟轨道底座的振动影响要显著大于对轨道板，影响程度与距离呈反比的关系。

B断面的过渡板端和相邻支承层间的不连续对轨道板的振动响应影响最为显著，且呈现出过渡板端位置的振动响应明显大于相邻支承层的现象，表明过渡板端的振动是造成此处轨道板振动响应显著增加的主要原因。

图6 振动响应沿线路纵向分布统计图

2.2 振动响应沿线路结构垂向变化规律

图7为测试各断面振动响应的平均值沿线路垂向变化规律统计分析。从图中可以看出，各测试断面振动响应沿线路垂向的总体变化特征为轨道板的振动响应明显大于底座和支承层，呈现出距离轮轨作用位置越近振动响应越大的基本规律，而线路各结构层位的纵向不连续条件对振动响应的影响则表现出随距离增大呈现降低的特性。

路基地段的轨道板间连接处(C断面)，轨道板与支承层的振动位移、振动速度、振动加速度等振动响应比值分别为1∶0.63、1∶0.42和1∶0.65，仅略大于同为路基地段结构连续的D断面振动响应比值，后者的振动响应比值分别为1∶0.67、1∶0.55和1∶0.77。表明路基地段的轨道板经纵联后的连续性与线路结构均匀路段基本无异。

过渡板端与支承层连接处的B断面，轨道板相对于过渡板端的振动位移、振动速度、振动加速度的振动响应比约为1∶0.68、1∶0.58和1∶0.91，而轨道板对支承层的振动响应比只有1∶0.49、1∶0.38和1∶0.65，且过渡板端对相邻支承层的振动响应比约为1∶0.73、1∶0.65和1∶0.71。对比线路结构均匀路段的C、D断面测试数据不难发现，B断面的支承层振动响应增加并不明显，造成轨道板与支承层振动响应比显著增大的主要原因是过渡板端与支承层的不连续，尤其是过渡板端的振动明显增加引起轨道板的响应提高所致。为此，需全面检讨端刺结构过渡板与相邻路基支承层的对接型式以及在过渡板下布设厚度不等硬泡沫塑料板等组成的结构体系，在实现轨道板下支承刚度由高至低逐渐过渡存在的前者振动位移大于后者的不合理现象。

在A断面的桥台背与摩擦板交接处，轨道板与底座之间的振动响应差异不大，其振动位移、振动速度的振动响应比分别为1∶0.81和1∶0.96。通过对比分析可知，该断面的轨道板振动响应与均匀路段C、D断面相应部位的测试数据基本一致，底座的振动响应因受桥台背与摩擦板交接处不连续的影响而较C、D断面的支承层有较明显提高。表明，无砟轨道的线路下部结构不连续对上部支承层或底座的振动响应影响较大，而对未直接相连的轨道板影响则不明显。对桥台与摩擦板的测试数据进行对比分析发现，即使在路基面铺设了材料强度和几何尺寸都十分巨大的摩擦板进行加强后，路基侧的振动响应仍明显大于桥台位置，表明面对工程性质差异巨大的路桥结构，采取简单对接型式的连接措施，难以实现结构间的平稳过渡，选择滑动搭接型式的结构化处置措施是一种合理的技术方案。

图7 振动响应沿线路垂向分布统计图

2.3 桥台与摩擦板、过渡板与支承层垂向相对动位移

试验工点处的桥台和相邻摩擦板、过渡板端和相邻路基支承层均采用水平对接的简单处理方式，由于两者的刚度不同，列车高速通过时，必然产生差异位移。测试数据显示，桥台与相邻摩擦板、过渡板端与相邻路基支承层间的垂向相对动位移平均值分别为0.055 mm和0.058 mm。

测试所用的电涡流位移计分别通过固定支架安装在摩擦板与过渡板端，感应板则分别粘帖在相邻的桥台和路基支承层上，如图8所示。相对动位移测试时程曲线如图9所示，显示出电涡流位移计和感应板之间的距离是减小的，从而可得出摩擦板与过渡板端的垂向动位移分别大于相邻桥台和路基支承层的测试结果，与采用振动位移计的测试数据一致。由于桥台的体积巨大接近刚性，摩擦板的动位移大于桥台符合常理，而过渡板端的垂向动位移大于相邻路基支承层，与过渡板下设置厚度不等硬泡沫塑料板的初衷是相悖的。

在进行CRTSⅡ型板式无砟轨道的端刺结构设计时，为实现线路结构的刚度由刚性的端刺至柔性路基的均匀过渡，特别采用了与端刺刚性连接的悬臂式过渡板型式、并在过渡板的底部布设了一层不等厚硬泡沫塑料板的结构体系。但测试数据反映出，端刺结构的过渡板设置及在过渡板下布设厚度不等硬泡沫塑料板的措施，已过量降低了过渡板端的支承刚度，致使过渡板端的垂向动位移出现大于相邻路基支承层的不合理现象，未能较好实现刚度由高至低的逐渐过渡。为此，需进一步优化端刺结构的过渡板设计，实现过渡板端的支承刚度不小于相邻路基支承层的基本目标，并考虑在过渡板端与支承层对接部位设置纵向传力钢筋，提高线路结构的纵向连续性。

图8 电涡流位移计安装示意图

图9 动变形时程曲线(行车速度400 km/h)

2.4 行车速度对振动响应幅值的影响

线路结构的振动响应受到各种因素的影响，如机车车辆种类及性能状态、轴重、车速，线路结构类型及平顺状态，车/路系统的匹配性等[17]。在一次具体的试验过程中，由于试验列车和线路系统都处于基本稳定的状态，可通过分析振动响应的变化较好地掌握行车速度对线路结构振动特性的影响规律。

测试数据表明，行车速度在74～424 km/h范围内，过渡段范围内各测点振动位移极值范围为0.003～0.303 mm，均值为0.096 mm；振动速度极值范围为0.222～30.899 mm/s，均值为6.532 mm/s；振动加速度极值范围为0.002～6.639 m/s2，均值为1.199 m/s2。

典型的振动位移、振动速度、振动加速度与车速关系曲线如图10、图11、图12所示。根据测试数据，振动响应随车速增加总体呈增大趋势。其中，行车速度对振动位移影响相对较小，振动位移幅值随车速增加基本呈线性平稳增大的趋势；行车速度对振动速度和振动加速度影响显著，振动速度及振动加速度随车速提高呈非线性加速增大的基本趋势，在高速段尤为明显。

图10 振动位移均值与行车速度关系

图11 振动速度均值与行车速度关系

图12 振动加速度均值与行车速度关系

振动位移与行车速度符合公式(1)的关系。

sd=s0(1+αv)

(1)

式中：sd为振动位移，mm；s0为静轴重作用下的位移，mm；v为行车速度，km/h，α为速度影响系数，(km/h)-1。

对每个测点的振动位移分别进行统计分析得速度影响系数α如表1所列。轨道板(测点s1、s5、s8、s10)的速度影响系数α平均值为0.014 930 (km/h)-1，底座和支承层(测点s2、s6、s7、s9、s11)的影响系数α平均值为0.004 970 (km/h)-1，前者约为后者的3倍，表明距轮载作用处较近的轨道板振动响应对行车速度的敏感性要明显强于其下部的底座和支承层。同时也发现，相对于结构连续的轨道板中间部位(s10)，轨道板的速度影响系数α在轨下结构不连续部位更大，并呈现出轨下结构不连续部位距离轮轨作用处越近，α越大的现象，即：轨道板的振动位移速度影响系数α在桥台和路基不连续部位(s1)、底座和支承层不连续部位(s5)、轨道板不连续部位(s8)依次增大。

表1 振动位移的行车速度影响系数 单位：(km/h)-1

3 结 论

CRTSⅡ型板式无砟轨道作为一种纵联式的轨道类型已在我国多条高铁线路得到了应用，为约束其在长大桥梁上产生的温度变形而在桥头路基中设置的端刺结构锚固体系是一种新型的特殊复杂结构。论文结合京沪高铁先导段综合试验，分析了端刺结构与相邻桥路结构的不连续性对过渡段范围线路结构振动特性的影响以及随行车速度的变化规律，有以下结论：

(1)垂向多层的线路结构各层位在水平方向的不连续性对线路结构振动特性的影响显著，并表现出影响程度与距离成反比的基本关系。端刺结构过渡板端与相邻路基支承层的不连续，对上部轨道板的振动影响最为明显；桥台与摩擦板之间的不连续对未直接相连的轨道板振动响应影响则不大，仅显著加大了与其直结相连的底座的振动；轨道板端经纵联后的振动特性有显著改善，其表现与线路结构均匀路段基本无差异。

(2)特别设置的端刺悬臂式过渡板及在板下布设不等厚硬泡沫塑料板的结构体系，呈现出过渡板端的垂向动位移大于相邻路基支承层的不合理现象，显著增加了线路结构的振动响应。宜对端刺结构的过渡板作优化设计，并可通过增设接缝处的纵向传力钢筋等措施，进一步改善线路结构的振动特性。

(3)线路结构的振动响应随车速增加总体呈增大的趋势。其中，振动位移受行车速度的影响呈现出线性平稳增加的关系，且当轨下结构不连续部位距离轮轨作用处越近，轨道板的振动位移的速度影响系数越大。振动速度及振动加速度对车速的敏感度相对较大，表现出非线性加速增加的规律。

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