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高速鐵路路橋過渡段動力學特性分析及工程試驗研究

西南交通大學 博士學位論文 高速鐵路路橋過渡段動力學特性分析及工程試驗研究 姓名：羅強 申請學位級別：博士 專業(yè)：道路與鐵道工程 指導教師：蔡英 20030801

西南交通大學博士研究生學位論文

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摘

要

隨著行車速度的提高，對軌道的平順性要求愈加嚴格。由于路堤與

橋梁 的工程性質迥異，在路橋交界處極易產生嚴重的軌道不平順問題。本文根據
路橋過渡段的變形特性，以及車輛／線路相互作用的特點，在綜合參考了國內

外有關技術資料的基礎上，對高速鐵路路橋過渡段的動力學特性進行了理論
分析和工程試驗研究，主要工作及結論如下：

１．高速鐵路路橋過渡段動力學特性計算分析及評價 在國內最早應用車輛與線路相互作用的動力學理論，全面分析了路橋過
渡段軌面彎折變形、軌道基礎剛度變化、行車速度、車輛駛向等因素對高速

鐵路路橋過渡段動力學特性的影響規(guī)律。計算結果表明，由路橋結構的工后 沉降差引起的軌面彎折變形是影響高速列車安全與舒適運行的主要因素，應 重點處理：由路橋間剛度差引起的軌道基礎剛度的變化對高速行車的影響不
顯著，不成為控制條件；車輛進出路橋過渡段的動力學特性指標變化不大， 列車的駛向不起制約作用；以本文建立的動力學特性評價指標（初步）的控 制值為目標函數(shù)，可得不同速度等級的路橋過渡段不平順控制標準（軌面彎 折角）為：Ｖ＝１６０ｋｍ／ｈ、口≤５．５‰，Ｖ＝２５０ｋｍ／ｈ、臼≤３‰，Ｖ－３５０ｋｍ／ｂ、目≤

１．ｊ‰，該限值與Ｒ本等相關的研究成果吻合甚好。 ２．高速鐵路路橋過渡段結構設計與技術標準
根掘國內外路橋過渡段工程處理措施的有關資料，路橋過渡段動力學特 性分析結果，以及已有的工程實踐經驗和研究成果，提出了針對不同速度等 級的路橋過渡段結構設計與技術標準，其中的部分內容已納入了“時速２００

公里新建鐵路線橋隧站設計暫行規(guī)定”和“京滬高速鐵路線橋隧站設計暫行 規(guī)定”之中，在秦沈客運專線的建設中得到了應用，其工程效果Ｊ下在接受營 運檢驗。 ３．土工格柵加筋礫石土變形特性試驗研究
在一個長１．ＯｍＸ寬１．ＯｍＸ高２．Ｏｍ的剛性模型箱內，進行了七組改變土

工格柵鋪設間距和礫石土壓實密度的三向加載大比例模型試驗，測試了土工 格柵加筋礫石土試樣，在不同側向壓力（柔性水囊側向加載技術為國內首次

應用）作用下的豎向荷載與變形關系曲線。試驗結果表明，鋪設土工格柵能
顯著減小礫石土試樣在豎向荷載作用下的變形，其效果與土工格柵鋪設間距

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成反比；提高礫石土的壓實密度，能更加顯著減小礫石土試樣在豎向荷載作
用下的變形：在不易碾壓密實的過渡段狹窄區(qū)域內鋪設土工格柵，可利用土 工格柵加筋結構的抗變形能力，較顯著地降低路堤的壓密下沉，達到減小路 橋間沉降差的目的。

４．高速鐵路路橋過渡段不均勻沉降特性測試
為了研究高速鐵路路橋過渡段的不均勻沉降特性，檢驗提出的高速鐵路

路橋過渡段結構設計和技術條件（標準）的適用性，率先在新建鐵路濟邯線 和秦沈客運專線的４座橋臺位置進行了過渡段設計、施工、檢測技術，以及
沉降特性的實體測試。測試結果表明，設置過渡段對均化路橋間的不均勻沉 降有良好效果，能達到使路橋問的工后沉降差逐漸過渡的目的；良好地基條 件下（Ｐ．≥１．２ＭＰａ，Ｅ≥１５～２０ＭＰａ，Ｋ、�！荩叮啊罚埃停校幔恚�，過渡段路堤地基的 總沉降約為路堤高度的０．５％～１．５％，其中的８０％發(fā)生在旖工期間，工后沉降

只占２０％；采用優(yōu)質填料（以級配粒料為主），進行充分壓實的過渡段路堤，
其自身的工后沉降十分微小，路基面的沉降主要由地基下沉引起；在地基條

件、填料性質和壓實參數(shù)等滿足設計暫行規(guī)定技術標準的情況下，過渡段路
基面的沉降在竣工后的初期發(fā)展較快，０．ｊ～１年后就能基本穩(wěn)定。

５．高速鐵路路橋過渡段動力學特性測試
為了研究高速鐵路路橋過渡段的動力學特性，檢驗高速鐵路路橋過渡段

工程處理措施的有效性，首次在新建鐵路秦沈客運專線的：ｊ座橋臺位置，進 行了２種車型共１２７次高速行車條件下的過渡段動力學測試（最高速度達
：｛（）１

ｋｍ／ｈ）。測試結果表明，車輛軸重對路基動力學響應的影響十分顯著，列

車編組中軸重最大的車輛對路基的動力作用最強烈，成為路基（動力）設計 的控制條件；路基動應力的速度影響系數(shù)最大值為０．００２６９（ｋｍ／ｈ）。，平均值 的９９％上罨信限為０．００１１８（ｋｍ／ｈ）。，均小于０．００３（ｋｍ／ｈ）。的設計控制值；橋 臺背設有鋼筋混凝土過渡搭板和片石混凝土墩的加筋路堤過渡段結構型式的 過渡效果最好，其次為設有片石混凝土墩的加筋路堤過渡段結構型式，未設 鋼筋混凝土過渡搭板和片石混凝土墩的加筋路堤過渡段結構型式，在動應力、 動位移、加速度、動反應模量等方面均未達到理想的過渡形態(tài)；車輛的駛向 對過渡段路基的動力學響應無實質性影響。 關鍵詞高速鐵路；路基與橋梁過渡段：車輛與線路相互作用：動力學特性；

不均勻沉降；土工格柵加筋礫石土

西南交通大學博士研究生學位論文

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Ａｂｓｔｒａｃｔ

Ｗｉｔｈ

ｔｉｌｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｔｒａｉｎ ｒｕｎｎｉｎｇ ｓｐｅｅｄ，ｔｈｅ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ
ｎｌｏｒｅ
ａｒｅ

ｏｎ

ｔｈｅ ｓｍｏｏｔｈｎｅｓｓ

ｏｆ ｔｈｅ ｒａｉｌｓ ｈａｖｅ ｂｅｃｏｍｅ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ ａｎｄ ｂｒｉｄｇｅｓ

ａｎｄ ｍｏｒｅ ｓｔｒｉｃｔ．Ｓｉｎｃｅ ｔｈｅ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ
ｕｎｅｖｅｎｎｅｓｓ

ｑｕｉｔｅ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ，ｓｅｒｉｏｕｓ

ｉｓ ｐｒｏｎｅ ｔｏ

ｏｃｃｕｒ

ｉｎ

ｔｈｅ ｌｉｎｋｉｎｇ ｏｆ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ ａｎｄ ｂｒｉｄｇｅｓ．Ｏｎ ｔｈｅ ｂａｓｉｓ ｏｆ ｃｏｎｓｕｌｔｉｎｇ ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｖｅ

ｄｏｍｅｓｔｉｃ ａｎｄ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ

ｏｖｅｒｓｅａｓ

ｔｅｃｈｎｉｃａｌ ｍａｔｅｒｉａｌｓ，ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｃｏｎｄｕｃｔｓ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ
ｔｏ

ｔｅｓｔ
ｏｎ

ｓｔｕｄｉｅｓ

ｔｈｅ

ｄｙｎａｍｉｃ
ａｓ

ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ

ｏｆ ｔｈｅ

ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ
ｏｆ ｔｈｅ

ｈｉｇｈ—ｓｐｅｅｄ ｒａｉｌｗａｙ

ｐｅｒ ｔｈｅ

ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ

ｏｃｃｕｒｒｅｎｃｅｓ

ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ａｎｄ ｔｈｅ ｆｅａｔｕｒｅｓ ｏｆ ｖｅｈｉｃｌｅ—ｔｒａｃｋ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ． １．Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ，Ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ Ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ Ｄｙｎａｍｉｃ Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ
Ｂｒｉｄｇｅ／Ａｐｐｒｏａｃｈ Ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ
ｏｎ

Ｈｉｇｈ—Ｓｐｅｅｄ Ｒａｉｌｗａｙ

’Ｆｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｈａｓ ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅｌｙ ａｎａｌｙｚｅｄ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｐａｇｅｍｓ ｏｆ ｔｉｌｅ ｔｈｃｔｏｒｓ ｓｕｃｈ
ａｓ

ｔｈｅ

ｂｅｎｄｉｎｇ

ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ

ｏｆ

ｔｈｅ

ｒａｉｌ

ｔｏｐ，ｔｈｅ

ｒｉｇｉｄｉｔｙ

ｃｈａｎｇｅ

ｏｆ

ｔｈｅ

ｒａｉｌ
Ｏｉｌ

ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ，ｔｈｅ ｔｒａｉｎ ｒｕｎｎｉｎｇ ｓｐｅｅｄｓ，ｔｈｅ ｔｒａｉｎ ｒｕｎｎｉｎｇ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｏｔｈｅｒ ｆａｃｔｏｒｓ

ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｏｆ ｈｉｇｈ—ｓｐｅｅｄ ｒａｉｌｗａｙ

ｌｂｒ ｔｈｅ ｆｉｒｓｔ ｔｉｍｅ ｉｎ Ｃｈｉｎａ．Ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ｈａｖｅ ｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｉｌｅ ｒａｉｌ ｔｏｐ ｂｅｎｄｉｎｇ ｄｅｔｂｒｍａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ａｎｄ
ｂｒｉｄｇｅ ｉｓ ｔｈｅ ｍａｉｎ ｆａｃｔｏｒ ｔｈａｔ ｅｆｆｅｃｔｓ ｔｈｅ ｓａｆｅ ａｎｄ ｃｏｍｆｏｒｔａｂｌｅ ｒｕｎｎｉｎｇ ｏｆ ｈｉｇｈ ｓｐｅｅｄ

ｔｒａｉｎｓ，ｔｈｅ ｈａｎｄｌｉｎｇ ｏｆ ｗｈｉｃｈ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｅｍｐｈａｓｉｚｅｄ；ｔｈｅ ｒｉｇｉｄｉｔｙ ｃｈａｎｇｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｒａｃｋ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓ ｒｅｓｕｌｔｉｎｇ ｆｒｏｍ ｔｈｅ ｒｉｇｉｄｉｔｙ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ａｎｄ
ｂｒｉｄｇｅ

ｓｈｏｕｌｄ

ｎｏｔ

ｂｅｃｏｍｅ ｔｈｅ ｃｏｎｔｒｏｌ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ．Ｔｈｅ ｃｈａｎｇｅｓ ｉｎ ｔｈｅ ｉｎｄｅｘｅｓ ｏｆ
ａｒｅ

ｄｙｎａｍｉｃｓ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ

ｎｏｔ

ｂｉｇ ｗｈｅｎ ｔｒａｉｎｓ ｐａｓｓ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ
ａ

ｅｌ。ｎｂａｎｋｍｅｎｔ ｏｆ ｈｉｇｈ－ｓｐｅｅｄ ｒａｉｌｗａｙ ａｎｄ ｔｈｅ ｒｕｎｎｉｎｇ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｒａｉｎｓ ｗｉｌｌ ｎｏｔ ｐｌａｙ ｒｅｓｔｒｉｃｔｉｎｇ ｒｏｌｅ．Ｔａｋｉｎｇ ｔｈｅ ｃｏｎｔｒｏｌ ｖａｌｕｅｓ ｏｆ ｄｙｎａｍｉｃｓ
ａｓ

ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ

ａｓｓｃｓｓｍｅｎｔ
ｕｎｅｖｅｎｎｅｓｓ

ｉｎｄｅｘｅｓ ｐｒｅｌｉｍｉｎａｒｉｌｙ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｂｙ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ
ｃｏｎｔｒｏｌ

ｔｈｅ ｔａｒｇｅｔ ｆｕｎｃｔｉｏｎ，ｔｈｅ

ｓｔａｎｄａｒｄｓ（ｒａｉｌ

ｔｏｐ ｂｅｎｄｉｎｇ

ａｎｇｌｅ）ｏｆ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｐｅｅｄ ｇｒａｄｅｓ

ａｒｅ：Ｖ＝１６０ｋｍ／ｈ，０≤５．５％０，Ｖ＝２５０ｋｍ／ｈ，０≤３‰，Ｖ＝３５０ｋｍ／ｈ，

麓！∑至
０≤１．５％ｏ．ｗｈｉｃｈ
ｒｅｓｕｌｔｓ。 ２。Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ
ａｒｅ

登塑窒堊盔蘭整主墮塞蘭堂燕造窶

…．

ｒｅｓｅａｒｃｈ ｖｅｒｙ ｇｏｏｄ ｂｅｃａｕｓｅ ｔｈｅｙ ｔａｌｌｙ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｖｅ Ｊａｐａｎｅｓｅ

Ｄｅｓｉｇｎｓ
ｏｎ

ａｎｄ

Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ

Ｓｔａｎｄａｒｄｓ

ｏｆ

ｔｈｅ

Ｂｒｉｄｇｅ／Ａｐｐｒｏａｃｈ

Ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ

Ｈｉｇｈ—Ｓｐｅｅｄ Ｒａｉｌｗａｙ

Ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｈａｓ ｐｕｔ ｆｏｒｔｈ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｄｅｓｉｇｎｓ ａｎｄ ｔｅｃｈｎｉｃａｌ ｓｔａｎｄａｒｄｓ ｆｏｒ ｔｈｅ

ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ
ｄｏｍｅｓｔｉｃ ａｎｄ

ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｐｅｅｄｓ ｉｎ ｌｉｇｈｔ ｏｆｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ
ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｂｙ ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｖｅ

ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｓ ｏｆ ｔｈｅ
ｏｖｅｒｓｅａｓ

ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｂｏｕｔ ｔｈｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｍｅａｓｕｒｅｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ

ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ａｎｄ ｔｈｅ ｐｒａｃｔｉｃａｌ ｅｘｐｅｒｉｅｎｃｅ ａｎｄ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｅｘｉｓｔｉｎｇ

ｐｒｏｊｅｃｔｓ：ｐａｒｔ

ｏｆ

ｔｈｅ

ｃｏｎｔｅｎｔｓ

ｏｆ

ｗｈｉｃｈ

ｈａｖｅ

ｂｅｅｎ

ｐｕｔ

ｉｎｔｏ

ｔｈｅ‘‘ＴｅｍｐｏｒａＩＴ

Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ如‘Ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ Ｒａｉｌｗａｙｓ，Ｂｒｉｄｇｅｓ，Ｔｕｎｎｅｌｓ

ａｎｄ Ｓｔａｔｉｏｎｓ

ｏｆ

Ｎｅｗｔｙ Ｂｕｉｌｔ

Ｅｘｐｒｅｓｓ Ｒａｉｈ｜｜，ａｙｓ ｗｉｔｈ ２００ｋｍ／ｈ Ｔｒａｉｎｓ’’ａｎｄ ｔｈｅ“Ｔｅｍｐｏｒａｒｙ Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ。ｆｏ，’Ｄｅｓｉｇｎ

ｔ＇｛”Ｒａｉｌｕ’掣，Ｂｒｉｄｇｅｓ，Ｔｕｎｎｅｌｓ
Ｒａｉｌｕ一妙”．ｗｈｉｃｈ ｈａｓ ｂｅｅｎ

ａｎｄ Ｓｔａｔｉｏｎｓ

ｏｆ

ｔｈｅ

Ｂｅｉｊｉｎｇ－Ｓｈａｎｇｈａｉ Ｈｉｇｈ—Ｓｐｅｅｄ Ｑｉｎｈｕａｎｇｄａｏ—Ｓｈｅｎｙａｎｇ
ａｒｅ

ａｐｐｌｉｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ

ｄｅｄｉｃａｔｅｄ ｐａｓｓｅｎｇｅｒ ｌｉｎｅ ａｎｄ ｔｈｅ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｗｈｉｃｈ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ， ３．Ｔｅｓｔｓ
ａｎｄ Ｓｔｕｄｙ
ＯＨ

ｂｅｉｎｇ ｔｅｓｔｅｄ ｂｙ ｉｔｓ

ｔｈｅ Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ

ｏｆ

Ｇｅｏｇｒｉｄ－Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ

Ｇｒａｖｅｌ
Ｔｈｅ ｇｒｏｕｐｓ ｏｆ ｌａｒｇｅ ｓｃａｌｅ ｍｏｄｅｌ ｔｅｓｔｓ ｔｏ ｃｈａｎｇｅ ｔｈｅ ｌａｙｉｎｇ ｓｅｐａｒａｔｉｏｎ
ａ

ｓｅｖｅｎ

ｉｎｔｅｒｖａｌ ｏｆ ｇｅｏｇｒｉｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｃｏｍｐａｃｔ ｄｅｎｓｉｔｙ ｏｆ ｇｒａｖｅｌ ｈａｖｅ ｂｅｅｎ ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｉｎ

ｒｉｇｉｄ

ｍｏｄｅｌ ｂｏｘ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｓｉｚｅｓ ｏｆ ｌｅｎｇｔｈ ｔ．Ｏｍ“ｗｉｄｔｈ １．Ｏｍｘｈｅｉｇｈｔ １。Ｏｍ ｔｈａｔ ｍｅａｓｕｒｅｄ ａｎｄ
ｔｅｓｔｅｄ ｔｈｅ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｌｏａｄｓ ａｎｄ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ
ｃｕｒｖｅｓ

ｏｆｔｈｅ ｇｅｏｇｒｉｄ—ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｇｒａｖｅｌ

ｓａｍｐｌｅｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ａｃｔｉｏｎｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌａｔｅｒａｌ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ（Ｉｔ ｗａｓ ｔｈｅ ｆｉｒｓｔ ｔｉｍｅ ｆｏｒ ｔｈｅ ｌａｔｅｒａｌ ｌｏａｄ?ｏｎ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｂｙ ｆｌｅｘｉｂｌｅ ｐｏｃｋｅｔ ｏｆ ｗａｔｅｒ ｔｏ ｂｅ ｕｓｅｄ ｉｎ Ｃｈｉｎａ）．Ｔｈｅ ｔｅｓｔ
ｒｅｓｕｌｔｓ ｈａｖｅ ｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｌａｙｉｎｇ ｏｆ ｇｅｏｇｒｉｄ
ｃａｎ

ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｒｅｄｕｃｅ ｔｈｅ

ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｇｒａｖｅｌ ｓａｍｐｌｅｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ａｃｔｉｏｎｓ ｏｆ ｔｈｅ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｌｏａｄｓ，ｔｈｅ
ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｗｈｉｃｈ
ａｒｅ

ｉｎｖｅｒｓｅｌｙ ｐｒｏｐｏｒｔｉｏｎａｌ ｔｏ ｔｈｅ ｌａｙｉｎｇ ｓｅｐａｒａｔｉｏｎ ｉｎｔｅｒｖａｌ ｏｆ

ｇｅｏｇｒｉｄ；ｔｈｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｇｒａｖｅｌ ｓａｍｐｌｅｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ａｃｔｉｏｎｓ ｏｆ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｌｏａｄｓ
ｃａｎ

ｂｅ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｄｅｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ｒａｉｓｉｎｇ ｔｈｅ ｃｏｍｐａｃｔ ｄｅｎｓｉｔｙ ｏｆ ｇｒａｖｅｌ．Ｂｙ ｌａｙｉｎｇ

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ｇｅｏｇｒｉｄ ｉｎ
ａ

第Ｖ頁

ｎａｌｗｏｗ

ｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ ｓｅｃｔｉｏｎ

ａｒｅａ

ｔｈａｔ ｉｓ

ｎｏｔ

ｅａｓｙ ｔｏ ｂｅ ｐｒｅｓｓｅｄ ａｎｄ
ｃａｎ

ｏｆ ｇｅｏｇｒｉｄ ｃｏｍｐａｃｔｅｄ，ｔｈｅ ａｎｔｉ—ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ

ｓｉｇｎｉ ｆｉｃａｎｔｌｙ ｒｅｄｕｃｅ ｔｉｍ ｃｏｍｐａｃｔｎｅｓｓ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｔｏ ｒｅａｌｉｚｅ ｔｈｅ

ａｎｄ ｂｒｉｄｇｅ． ｐｕｒｐｏｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｍａｌｌ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ
４．Ａｃｔｕａｌ Ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ ａｎｄ Ｔｅｓｔ ｏｆ ｔｈｅ Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ Ｂｒｉｄｇｅ／Ａｐｐｒｏａｃｈ Ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ
ｏｎ

Ｈｉｇｈ—Ｓｐｅｅｄ Ｒａｉｌｗａｙ

Ｉｌｌ ｏｒｄｅｒ ｔＯ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｂ＾ｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ

ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ

ｏｎ

ｈｉｇｈ—ｓｐｅｅｄ ｒａｉｌｗａｙ ａｎｄ ｔｏ ｔｅｓｔ ｔｈｅ ａｐｐｌｉｃａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ
ｏｎ

ｄｅｓｉｇｎｓ ａｎｄ ｔｅｃｈｎｉｃａｌ ｓｔａｎｄａｒｄｓ ｏｆ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ

ｈｉｇｈ—ｓｐｅｅｄ

ｒａｉｌｗａｙ．ｗｅ ｗｅｒｅ ｔｈｅ ｆｉｒｓｔ
ｔｈｅ ｆｏｕｒ

ｏｎｅ ｔｏ ｕｓｅ

ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ，ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｃｈｅｃｋ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｉｎ
ａｓ

ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ ｎｅｗｌｙ ｂｕｉｌｔ ｒａｉｌｗａｙｓ，ｓｕｃｈ Ｌｉｎｅ ａｎｄ

ｔｈｅ

Ｊｉｎａｎ—Ｈａｎｄａｎ

Ｑｉｎｈｕａｎｇｄａｏ—Ｓｈｅｎｙａｎｇ ｄｅｄｉｃａｔｅｄ
ｏｎ

ｐａｓｓｅｎｇｅｒ

ｌｉｎｅｓ，ａｎｄ

ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｔｈｅ ａｃｔｕａｌ ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓ ａｎｄ ｔｅｓｔｓ

ｔｈｅ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ．Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ

ｏｆ ｔｈｅ ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓ ａｎｄ
ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｗｉｌｌ ｈａｖｅ
ａ

ｔｅｓｔｓ

ｈａｖｅ ｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｓｅｔ—ｕｐ ｏｆ ｂ ｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ
ｏｎ

ｖｅｒｙ ｇｏｏｄ ｅｆｆｅｃｔ

ｈｏｍｏｇｅｎｉｚｉｎｇ ｔｈｅ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ

ｂｅｔｗｅｅｎ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ａｎｄ ｂｒｉｄｇｅ，ｒｅａｌｉｚｉｎｇ ｔｈｅ ｐｕｒｐｏｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｐｒｏｇｒｅｓｓｉｖｅ ｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ ｏｆ

ａｆｔｅｒ－ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅ．Ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｇｏｏｄ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｏｆ（Ｐ�！荩保玻停穑�，Ｅ ≥１ ５～２０Ｍｐａ，Ｋ３�！荩叮啊罚埃停穑幔恚簦瑁� ｔｏｔａｌ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｏｆ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ
ｏｆ ｔｈｅ

ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ

ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ

ｗａｓ

Ｏ．５％ｔｏ

１．５％ｏｆ ｔｈｅ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ

ｈｅｉｇｈｔ．８０％ｏｆ ｗｈｉｃｈ ｔｏｏｋ ｐｌａｃｅ ｉｎ ｔｈｅ ｐｅｒｉｏｄ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ．２０％ｏｆ ｗｈｉｃｈ ｗａｓ
ａｆｔｅｒ—ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ．Ｔｈｅ ｆｕｌｌｙ
ｈｉｇｈ

ｐｒｅｓｓｅｄ

ａｎｄ

ｃｏｍｐａｃｔｅｄ

ｂ ｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ
ｏｎ

ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｗｉｔｈ

ｑｕａｌｉｔｙ ｆｉｌｌｉｎｇ ｍａｔｅ“ａｌｓ（ｍａｉｎｌｙ ｒｅｌｙｉｎｇ

ｇｒａｄｅｄ ｇｒａｖｅｌ）．ｔｈｅ ａｆｔｅｒ—ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｂｙ ｉｔｓｅｌｆ ｗａｓ ｖｅｒｙ ｓｍａｌｌ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｔｏｐ ｗａｓ ｍａｉｎｌｙ ｃａｕｓｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ．Ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｔｈａｔ ｏｆ ｔｈｅ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ，ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｒｔｙ ｏｆ
ｆｉｌｌｉｎｇ ｍａｔｅｒｉａｌｓ．ｃｏｍｐａｃｔｎｅｓｓ ａｎｄ ｔｅｃｈｎｉｃａｌ
ＳＯ ｏｎ

ｃｏｕｌｄ ｍｅｅｔ ｔｈｅ ｔｅｍｐｏｒａｒｙ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ ａｎｄ

ｓｔａｎｄａｒｄｓ

ｆｏｒ

ｄｅｓｉｇｎ，ｔｈｅ

ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ

ｏｆ ｔｈｅ

ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ

ｔｏｐ

ｏｆ ｔｈｅ

ｂ“ｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｖｅｒｙ ｒａｐｉｄｌｙ ｉｎ ｔｈｅ ｅａｒｌｙ ｐｅｒｉｏｄ ａｆｔｅｒ ｉｔｓ ｃｏｍｐｌｅｔｉｏｎ ａｎｄ ＷａＳ ｂａｓｉｃａｌｌｙ ｓｔａｂｌｅ ａｆｔｅｒ ０．５ ｔｏ １ ｙｅａＬ

第ｖ【頁
５．Ａｃｔｕａｌ

西南交通大學博士研究生學位論文
Ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ
ａｎｄ Ｔｅｓｔ
ｏｎ

ｏｆ

ｔｈｅ

Ｄｙｎａｍｉｃ

Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ

ｏｆ

ｔｈｅ

Ｂｒｉｄｇｅ／Ａｐｐｒｏａｃｈ Ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ
Ｐａｓｓｅｄ Ｔｈｒｏｕｇｈ

Ｈｉｇｈ—Ｓｐｅｅｄ Ｒａｉｌｗａｙ ｗｈｅｎ Ａｃｔｕａｌ Ｔｒａｉｎｓ

Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔＯ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ

ｏｎ

ｈｉｇｈ－ｓｐｅｅｄ Ｉ．ａｉｌｗａｙ ａｎｄ ｔｏ

ｔｅｓｔ

ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｍｅａｓｕｒｅｓ ｆｏｒ ｔｈｅ

ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｃｏｎｄｕｃｅｄ
ｔｗｏ—ｔｒａｉｎ－ｔｙｐｅ

ｏｎ

ｈｉｇｈ—ｓｐｅｅｄ ｒａｉｌｗａｙ，ｗｅ ｗｅｒｅ ｔｈｅ ｆｉｒｓｔ ａｎｄ
ｔｅｓｔｓ

ｏｎｅ

ｔｏ

ｈａ、’ｅ

ｏｆ

ｍｅａｓｕｒｅｌｎｅｎｔｓ

ｏｆ

ｔｈｅ

ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ

ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｈｉｇｈ ｓｐｅｅｄ ｔｒａｉｎ ｒｕｎｎｉｎｇ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ（ｔｈｅ ｈｉｇｈｅｓｔ ｒｕｎｎｉｎｇ ｓｐｅｅｄ ｂｅｉｎｇ ３０ １ ｋｉｎ／ｈ），ａｌｔｏｇｅｔｈｅｒ
ｔｅｓｔｓ

１ ２７

ｐａｓｓｅｓ

ｗｅｒｅ

ｍｅａｓｕｒｅｄ．Ｔｈｅ

ｒｅｓｕｌｔｓ

ｏｆ
ｏｎ

ｔｈｅ ｔｈｅ

ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓ ａｎｄ

ｈａｖｅ ｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ａｘｌｅ ｗｅｉｇｈｔ

ｒａｉｌｗａｙ ｓｕｂｇｒａｄｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｗａｓ ｅｘｔｒｅｍｅｌｙ ｅｖｉｄｅｎｔ ａｎｄ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｈｅ ｖｅｈｉｃｌｅ ｔｈａｔ ｈａｄ ｔｈｅ ｈｅａｖｉｅｓｔ ａｘｌｅ ｗｅｉｇｈｔ
ｏｎ

ｔｈｅ ｒａｉｌｗａｙ ｓｕｂｇｒａｄｅ ｗａｓ ｔｈｅ

ｓｔｒｏｎｇｅｓｔ，ｗｈｉｃｈ ｈａｓ ｂｅｃｏｍｅ ｔｈｅ ｃｏｎｔｒｏｌ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｆｏｒ ｔｈｅ（ｄｙｎａｍｉｃ）ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｔｈｅ
ｒａｉｌｗａｙ ｓｕｂｇｒａｄｅ．Ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｖａｌｕｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｅｄ ｅｆｆｅｃｔ
ｓｔｒｅｓｓ

ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ

ｏｆ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ

ｏｆ ｔｈｅ ｒａｉｌｗａｙ ｓｕｂｇｒａｄｅ ｗａｓ

Ｏ．００２６９（ｋｒｎ／ｈ）＂１ ７ｔｈｅ ９９％ｏｆ
１８（ｋｍ／ｈ）＂ｌ，ｗｈｉｃｈ
ｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ

ｔｈｅ ｕｐｐｅｒ ｂｅｌｉｅｖａｂｌｅ

ｌｉｍｉｔ ｆｏｒ ｔｈｅ ａｖｅｒａｇｅ ｖａｌｕｅ ｂｅｉｎｇ Ｏ．００１ ｃｏｎｔｒｏｌ ｖａｌｕｅ

ｗｅｒｅ ａｌｌ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ

ｏｆ

０．００３（ｋｍ／ｈ）一．Ｔｈｅ

ｅｆｆｅｃｔ

ｏｆ

ｔｈｅ

ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ

ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｔｙｐｅ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ ｐｌａｔｆｏｒｍ ｂａｃｋｓ ｗｉｔｈ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ ｆｏｏｔｐｌａｔｅｓ，ｒｕｂｂｌｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｐｉｅｒｓ ｗｅｒｅ ｔｈｅ
ｂｅｓｔ．ｔｈｅ ｓｅｃｏｎｄ ｂｅｓｔ ｂｅｉｎｇ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｔｙｐｅ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ ｗｉｔｈ

ｒｕｂｂｌｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｐｉｅｒｓ．Ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｔｙｐｅ ｏｆ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ ｏｆ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ ｗｉｔｈｏｕｔ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ ｆｏｏｔｐｌａｔｅｓ，ｒｕｂｂｌｅ
ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｐｉｅｒｓ

ｄｉｄ ｎｏｔ ｒｅａｃｈ ｔｈｅ ｉｄｅａｌ ｅｆｆｅｃｔ ｉｎ ｔｈｅ ａｓｐｅｃｔｓ ｏｆ ｄｙｎａｍｉｃ ｓｔｒｅｓｓ ａｎｄ
ａ

ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ，ａｃｃｅｌｅｒａｔｉｏｎ，ｄｙｎａｍｉｃｓ ｒｅａｃｔｉｏｎ ｍｏｄｕｌｕｓ，ｅｔｃ．Ｔｈｅ ｒｕｎｎｉｎｇ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ ｏｆ
ｔｒａｉｎ ｈａｄ
ｎｏ

ｓｕｂｓｔａｎｔｉａｌ ｅｆｆｅｃｔ

ｏｎ

ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃｓ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｒａｉｌｗａｙ ｓｕｂｇｒａｄｅ ｏｆ

ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ． Ｋｅｙ

ｗｏｒｄｓ：Ｈｉｇｈ－－ｓｐｅｅｄ

ｒａｉｌｗａｙ；Ｂｒｉｄｇｅ／ａｐｐｒｏａｃｈ

ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ；Ｖｅｈｉｃｌｅ?－ｔｒａｃｋ

ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ：Ｄｙｎａｍｉｃ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ；Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ；Ｇｅｅ。ｇｒｉｄ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｇｒａｖｅｌ

西南交通大學

學位論文版權使用授權書

本學位論文作者完全了解學校商關保留、使用學位論文的 規(guī)定，同意學校保留并向國家有關部門或機構送交論文的復印 件蒡鬟電子叛，允許論文薇查闋和諧闋。本人授權西南交通大學 可以將本學位論文的全郝或邦分內容編入有關數(shù)據庫進行梭 索，可以采用影印、縮印或掃描等復制手段保存和匯編本學位
論文。

本學位淪文震予
ｌ、 ２、

保密口，在

年鰓蜜鹺適用本授權書；
適用本授權書。

不保密ｄ，

（請在以上方框內打“４”）

學位論文作者簽名：

黟強

指導教師簽名：微
目期：２００４年０４弼３０｜曩

鑫期：２００４年０４冀３０疆

西南交通大學
學位論文創(chuàng)新性聲明

本人鄭重聲明：所呈交的學位論文是本人在導師指導下獨
立進行研究工作所取得的成果。除文中已經注明引用的內容

外，本論文不包含任何其他個人或集體已經發(fā)表或撰寫過的研
究成果。本文完全意識到本聲明的法律結果由本人承擔。 本學位論文的創(chuàng)新點主要體現(xiàn)在以下兩個方面：

Ｉ）在第３章中，創(chuàng)建了路橋過渡段的不平順模擬模型，
運用車輛與線路耦合作用的動力學理論，進行了高速鐵路路橋

過渡段動力學特性的計算分析，獲得了具有創(chuàng)新性的研究成 果。該方面的研究工作，據我所知，在國內最早開展，當時也
未見國外有相同報告。

２）在第５章中，進行了土工加筋結構抗變形特性的試驗 研究，采用的大比例尺模擬試樣側向變形及受力條件的柔性水 囊側向加載裝置結構復雜，技術難度較大，試驗技術具有創(chuàng)新
性。

學位論文作者簽名：

黟多雖

日期：２００４年０４月３０日

西南交通大學博士研究生學位論文

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第１章緒論
１．１引言
１８２５年，英國建成了世界上第一條公用鐵路”１。由于鐵路集中應用了當
時最先進的蒸汽機、冶金、通信、運輸管理等技術，并具有運量大、速度快 等特點，很快便成了先進陸上交通運輸工具的代表，繼而傳遍歐美，普及世 界。在此后的一百余年時間里，鐵路作為一個產業(yè)，在世界范圍內，一直處

于大發(fā)展之中。僅美國在１８８１～１８９０年的１０年間，就修建了１１力．公里的鐵 路。�？梢院敛豢鋸埖卣f，１９世紀是鐵路的黃金時代。 ２（）世紀中葉，在一些發(fā)達國家，高速公路和民用航空發(fā)展迅速，競相爭
奪運輸市場份額，鐵路的客貨運量明顯下降，發(fā)展速度逐漸減緩，鐵路運輸

跌入低谷。第二次世界大戰(zhàn)后，僅美國就修建了約６．８萬公里的高速公路，
有：｛６個民用機場具有４條以上的起降跑道。在高速公路和民用航空運輸?shù)膴A 擊下，鐵路的運營里程從全勝時期的４０萬公里（１９２９年），降至３：ｊ萬公罩（１９７０ 年），直至目前的２ｌ萬公里”。在此情況下，鐵路一度被稱為“夕陽產業(yè)”。

１９６４年，日本建成了世界上第一條高速鐵路運營線（東海道新干線），并 取得了巨大的成功’＝”。此后，由于高速鐵路具有速度快、運能大、能耗省、污 染小、占地少、安全、可靠、準時等方面的顯著特點，在中距離旅客運輸方 面，與民用航空和高速公路的競爭中占有較大的優(yōu)勢，極大地提高了世界各 國發(fā)展高速鐵路的興趣，使傳統(tǒng)的鐵路產業(yè)恢復了昔日的活力。
中國公用鐵路的建設可追溯到１８７６年修建的淞滬鐵路（窄軌）和１８８１ 年修建的唐胥鐵路（標準軌距）”１。一百多年來，對于一個發(fā)展中的大陸型國

家，鐵路運輸一直作為陸上交通的骨干得到了較大的發(fā)展。尤其是近二十年 來，隨著中國經濟實力的增強，中國鐵路的建設在數(shù)量增加的同時，技術水 平也得到了實質性的提高。 重載鐵路，經“六五”起步、“七五”重點發(fā)展、“八五”配套完善等三
個五年計劃的建設，取得了巨大的成就，積累了許多成功的經驗。修建并經

多年運營的大秦重載鐵路，顯著地提高了晉煤外運的能力，是我國重載鐵路
運輸?shù)牡浞丁啊?br />
進入九十年代以來，由于經濟的持速發(fā)展，人民的生活水平有了顯著提

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西南交通大學博士研究生學位論文

高，生活節(jié)奏明顯加快，對旅行的需求有較大改變，舒適和快速逐漸成為各 種交通運輸方式間競爭的焦點。與此同時，民用航空和高速公路的建設都得
到了超常的發(fā)展。在此背景下，鐵路客運高速化變得非常重要和十分迫切。 經過“八五”的重點發(fā)展和“九五”的配套完善，廣深鐵路１６０～２００ｋｍ／ｈ準

高速的改造工程取得了完全成功，并通過了多年運營的考驗”‘“。“九五”以 來，在一些既有線上進行了大規(guī)模的客貨列車提速試驗（滬寧線、京秦線、 沈山線、鄭武線、膠濟線、北京環(huán)線試驗基地等），使我國鐵路列車的速度突
破了２００ｋｍ／ｈ（北京環(huán)線試驗基地，１９９６年１２月），最高試驗速度達到了 ２３９．７ｋｍ／ｈ（鄭武線，１９９８年６月）。通過上述一系列成功的提速試驗，為全 國各主要鐵路干線客貨列車全面提速（達速）計劃的Ｊｉｌ頁Ｎ實施打下了舉實的 基礎。經過幾次大范圍的提速（１９９７年４月、１９９８年１０月、２０００年１０月、

２００１年１０月），一些重要線路的旅客列車運行速度已達１４０～１６０ｋｍ／ｈ…””３。
１９９９年，以秦沈客運專線的開工建設為標志，中國鐵路正式進入了建設 高速鐵路的新時代。在三年多的時間里，以全面掌握時速２００公里及以上新 建鐵路成套技術為目標，結合工程建設，開展了大規(guī)模的科學試驗研究工作。

２００１年１１月，在長約６６．８ｋｍ的綜合試驗段上（山海關一綏中北），用國產“神
州號”內燃機車，實現(xiàn)了２０７ｋｍ／ｈ的新線最高試驗速度，２００２年９月，用國
產動力分散型“先鋒號”電力動車組，創(chuàng)造了２９２ｋｍ／ｈ的當時中國最高試驗 速度，２００２年１１月，用國產動力集中型“中華之星”電力機車，歷史性地使 中國鐵路跨進了３００ｋｍ／ｈ的門坎，達到了創(chuàng)紀錄的３２１．５ｋｍ／ｈ的的最高試驗 速度。

縱觀世界交通運輸?shù)陌l(fā)展歷史�？砂l(fā)現(xiàn)各種交通運輸方式的競爭，從根
本上說是速度的競爭。速度是交通運輸?shù)撵`魂，任何一種交通運輸方式沒有 與社會發(fā)展相適應的速度就沒有競爭力。一些發(fā)達國家的鐵路運輸業(yè)從興旺

走向蕭條，失去了速度優(yōu)勢是重要原因之一。從蕭條走向復蘇，無不以提高 旅客列車運行速度，發(fā)展高速技術作為突破口。
為了順應世界鐵路發(fā)展的潮流，中國鐵路發(fā)展的技術政策，已從適當提

高列車運行速度（１９８３年、１９８８年）、努力提高列車運行速度（１９９３年），轉 變?yōu)槠毡樘岣吡熊囘\行速度（２０００年）。明確提出了提高列車速度是鐵路運輸 今后一段時期發(fā)展的主要方向，是提高鐵路運輸質量及技術發(fā)展的重點，是
鐵路技術進步的重要標志之一”’…。

高速鐵路的發(fā)展必須以安全、可靠、舒適等為前提，這些均取決于構成
鐵路系統(tǒng)各方面的高品質和高可靠性。其中，鐵道線路的穩(wěn)定與平順是必不

西南交通大學博士研究生學位論文

第３頁

可少的條件之一。鐵道線路是由不同特點、性質迥異的線下構筑物（橋涵、 隧道、路基等）和線路上部的軌道結構組成的，它們相互作用，共同構成了

’一條供機車走行的平滑線路。由于組成線路的各結構物在變形、強度、剛度、 材料等力＋面存在巨大差異，并會隨著運量、時間、氣候環(huán)境等因素而變化，
以及車輛荷載的隨機性和重復性，軌道結構的組合性和松散性，養(yǎng)護維修的 經常性和周期性等特點，決定了軌道的變形和剛度在線路縱向是變化的和不
均勻的（彳ｉ平ＪＩ『貞）。

特別魁當軌下基礎的結構不同時，軌道的變形和剛度就會隨之發(fā)生較明

�。簦幔妫桑В释蛔�，產生顯著的過渡段問題。如橋上線路與兩端的路基線路、隧道內
線路與隧道外的線路、填方路基線路與挖方路基線路、以及有碴軌道與無碴 軌道、道翁外軌道與道俞內軌道、平交道口內軌道與外軌道等的交接部位， 都足線路最易產生不平順的地方。其中，尤以路堤與橋梁連接處的軌道不平
順最為嚴重和典型。

為了滿足高速列車安全、舒適、不問斷運行的需要，必須將軌道的不平 幀控制在允許的范圍之內。軌道的不平順有靜不平順和動不平順之分。。。靜不 ｆ頓足指輪軌接觸面的不平順，如鋼軌軌面的不平順（高低、水平、軌距、 軌ｌ＿等）、不連續(xù)（接頭、道岔）、車輪不圓順（含扁疤）等；動不平順是指 軌卜．堪礎支撐剛度的不均勻，如扣件失效、枕下支承失效、路基不均勻、以 及蹄堤吁橋梁、路堤與路顰、路基與橫向結構物、路基與隧道等連接處的支
撐川度彳ｉ均勻等。

莊路堤與橋梁的連接處，由于路堤與橋梁的沉降特性不一致，在路橋連 接處附近極易產生沉降差，導致軌面發(fā)生彎折變形，產生靜不平順問題：另 力面，路堤與橋梁結構的剛度差異也十分巨大，能引起軌道剛度的較大變

化，形成動不平順問題。當列車通過該路段時，由軌下基礎引起的軌道變形
棚川度的突變，會加劇列車與線路的振動，引起列車與線路相互作用力的增 加．加速線路的變形和破壞，影響行車的舒適性和平穩(wěn)性，嚴重時甚至危及 行４：安全。這一現(xiàn)象將隨著車速的提高和軸重的增大而加劇。 在路堤與橋梁之間設置一定長度的過渡段，可最大限度地減小路堤與橋

梁之ｆＨＪ的沉降差，同時使軌道的剛度逐漸變化，達到降低列車與線路的振動， 減緩線路結構的破損及變形發(fā)展，保證列車安全、平穩(wěn)、舒適運行的目的。

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西南交通大學博士研究生學位論文

１．２鐵路路橋過渡段研究現(xiàn)狀
１．２．１基本情況
鐵道線路主要是由線路上部的軌道和線路下部的路基、橋梁、隧道等結 構物組成。作為線路上部的軌道結構又是由不同力學特性的材料（鋼軌、軌 枕、道碴、扣件等）組合而成，彈性較好，阻尼較大，結構比較松散，由各 種因數(shù)引起的軌面變形可通過起撥道搗固工作進行修復，故我國鐵路系統(tǒng)對
常速鐵路路橋過渡段的處理一直未得到重視。路橋過渡段的設計意圖過于簡 單和原則，參數(shù)指標和技術標準既缺乏也不明確，基本上還是處于經驗設計

階段。在旌工過程中，由于路橋過渡段的位置特殊，場地狹小，又常使臺后 填料不易達到最佳的壓實效果，竣工后沉降較大。另外，工程建設中施工組 織的安排也增大了過渡段的處理難度。橋梁作為重點控制工程一般都優(yōu)先進 行施工，路基由于被認為施工難度較小而放在最后，路橋連接處的路基填土 則是在鋪架前突擊完成，沒有一定的堆載壓密時間，交付運營后的沉降變形
較大，往往形成較嚴重的線路病害，需頻繁的養(yǎng)護維修才能保證軌道的平順 性要求。

據調查，我國既有鐵路路橋過渡段的病害廣泛而嚴重，軌道的幾何形位
難以長期保持，是產生脫軌、掉道等行車事故的多發(fā)區(qū)段之一。為了保證該 部位的線路狀念滿足修養(yǎng)標準，日常工務維修工作量的很大部分都用于了該 路段的整修，使得該路段的維修工作量遠大于一般路段的正常維修工作量， 經常的維修也使一些線路臺后路基的道碴囊深度達２～３ｍ，縱向延伸約１０～
：｛（）ｍ…。

文獻［２２３］對引起路橋過渡段不平順的地基條件、臺后填料、設計與施工

方案、重橋輕路思想、路橋結構差異等因數(shù)進行了分析，并利用軌道檢測車 對新建的京九（北京一九龍）鐵路的部分路段進行了檢測，以了解路橋過渡 段對行車的影響及路橋過渡段的線路狀況，檢測內容包括軌道高低及車體的
振動加速度等數(shù)據。檢測數(shù)據表明，橋頭線路有明顯變形的不在少數(shù)，大、 中、小橋均有。橋頭線路的變形在交付運營的初期發(fā)展很快，在兩個月左右 的時間內，便會出現(xiàn)從幾毫米到二十余毫米的變形量，車體振動明顯，對乘 坐的舒適性和行車的安全性均有一定影響。

文獻［２２４］介紹了丹麥國家鐵路（ＤＳＢ）Ｓｔｒａｎｄｍｏｅｌｌｅ橋頭出現(xiàn)的嚴重病
害問題。該路段的線路結構如圖ｌ—ｌ所示，ＵＩＣ６０鋼軌，５ｍｍ厚軌下膠墊，路

西南交通大學博士研究生學位論文

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基上鋪設混凝土半軌枕，橋上為無碴軌道結構，鋪設混凝土長軌枕，枕下設
１

Ｏｍｍ厚枕下橡膠墊層，并與橋面粘接固定，與橋頭緊鄰的路基過渡段鋪設了

２：ｊ根木枕。由于在該橋頭附近，不僅軌下基礎的支承剛度變化巨大（有碴和 無碴），而且軌枕的支承條件也存在很大差異（混凝土半軌枕、木枕、混凝土

長軌枕），其綜合作用是使該路橋過渡段范圍的軌道剛度發(fā)生了突變。另一方
面，在該橋頭附近，路基與橋梁問的差異沉降也十分明顯，出現(xiàn)了約４‰的軌 面折角，折角段長約３０ｍ。如此的線路狀況，使該橋頭附近線路的日常養(yǎng)護維 修工作量劇增，而頻繁的修養(yǎng)作業(yè)，又使該區(qū)段道床較區(qū)間線路松散，軌道 變形增大。現(xiàn)場調查還發(fā)現(xiàn)，橋頭附近已有４根軌枕的枕下膠墊松脫，列車

通過時，乘客已有因車體上下跳動引起的不舒適感。

過渡段（３０ｍ）
一，．

。＝一混凝土枕、、

。掣≥，一蔓ｊ算：≯零＿譬囂毒羔
半軌枕 道床
．．

。，

．．

木枕

ｊ

ｔ，＋

一一

。。‘?、一一一一一一一６－ｊ／臺ｉ 一一一一一一
ｊ１

一

圖１一ｌ丹麥國鐵Ｓｔｒａｎｄｍｏｅｌｌ ｃ橋頭線路結構示意圖

２００２年９月，軌檢車以１６０ｋｍ／ｈ速度對我國新建的第一條快速鐵路一一 秦沈客運專線的綜合檢測中也發(fā)現(xiàn)，部分路段橋頭過渡區(qū)域的軌道高低不平
順和車體垂向振動加速度等有較明顯的變化，如圖ｌ一２和圖卜：ｊ所示”�！�。試 驗列車“先鋒號”和“中華之星”在高速行駛條件下，通過部分路段的橋頭 過渡區(qū)域時，尤其是通過路基上的有碴軌道與橋上無碴軌道的過渡區(qū)域時， 車體仍有一定振感，而且機頭的振感相對較大。

１．２．２處理措施
控制線路（道路）的不平順，保證車輛的高速、安全、平穩(wěn)、舒適運行，
始終是陸上粘著交通運輸系統(tǒng)設計的重要內容之一。世界各國在發(fā)展高速鐵 路的過程中，都對線路中易發(fā)生不平順的部位加以特別重視，并依據系統(tǒng)工 程的觀點，從結構設計到施工組織、工期安排到質量檢測等方面都采取有效

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西南交通大學博士研究生學位論文

措施，嚴格控制軌道的剛度變化和由于沉降不均勻引起的軌面彎折變形，提 高線路平順度，確保列車優(yōu)質運行。

ｊ ８ ｂ

，

三

２ ０ ２ ， ６ ８ Ｏ

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暈程（ｋｌｌｌ）

圖１—２沙河特大橋（ＤＫ４３＋５７８～ＤＫ４４＋２２４）及兩端

軌道高低不平順檢測波形圖
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（）．（】６ １３．６ ４３．８ ４１

里程（ｋｍ

圖卜３沙河特大橋（ＤＫ４３＋５７８～ＤＫ４４＋２２４）及兩端 車體垂向振動加速度檢測波形圖

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第７頁

隨著高速鐵路的修建，并成功地投入運行，國外鐵路先進國家在處理路
橋過渡段（含路涵、堤塹、路隧等的過渡區(qū)域）方面已有一定的研究基礎，

并積累了較豐富的工程應用經驗，提出了一些經實踐檢驗是可行的技術處理 措施。歸納起來主要有以下幾類。 １．在過渡段較軟一側，增大基床剛度、減小路基沉降
該類處理方法的主要目的是通過加強路基結構來達到減小路橋問在剛度 和沉降兩方面的差異，以減小路橋間的不平順。具體的處理方法有以下幾種。

１）優(yōu)質填料構筑法 使用強度高，變形小的優(yōu)質填料（如級配礫碎石、水泥穩(wěn)定粒料等）進
行過渡段的填筑。該法是最常用的一種處理措施，幾乎在各國的高速鐵路設 計規(guī)范中均推薦有此方案……“。該方案的設計意圖明確，材料性質穩(wěn)定易控 制，剛度與變形逐漸過渡�？赡艽嬖诘膯栴}是臺背狹窄空間的壓實質量不易 得到保證，相對較大的填料容重引起的（軟土）地基沉降也較大。使用輕質 力學性能較好的材料，如ＥＰＳ（聚苯乙烯泡沫塑料）、人工氣泡混凝土（泡沫

水泥砂漿）、火山灰、粉煤灰等，填筑路橋過渡段是近年來國內外研究、開發(fā)
和應用的一種減輕構筑物自重的工藝方法““。該法可顯著減小臺背填料自身 的壓縮變形、減小對地基的豎向加載作用及對臺背的水平壓力，有效降低地

基的工后沉降。與地基處理進行綜合考慮，能降低地基的處理費用，減小地
基處理的范圍和縮短施工工期”…。 ２）加筋土法

在過渡段路基填土（必要時也可包括地基）中埋設一定數(shù)量的拉筋材料，

形成加筋土路基結構“”“…。加筋土不僅能增加路基的強度，還能大幅提高路
基的剛度，顯著減小路基的變形。通過調整拉筋材料的布置間距和位置，可 方便地達到路橋間線路平順過渡的目的。必須注意的是，拉筋埋設范圍與位 置不同，將達到不同的處理效果。拉筋僅布置于基床內，其主要作用是加強

基床結構，增大基床剛度，減小列車動荷載引起的路基變形。拉筋滿布于路
基面以下的路堤（包括地基）內，既能增大基床的剛度，又能減小動載和自重 引起的路基變形。 ３）過渡板法

在過渡段范圍內路基填土上（內）現(xiàn)澆一塊鋼筋混凝土厚板，并使板的 一端支承在剛性橋臺上，利用鋼筋混凝土厚板的抗彎剛度來增大軌道結構的 剛度和消除錯臺”。；。該法在公路系統(tǒng)得到了最為廣泛的應用，也取得了較好 的效果。用于鐵路路橋過渡段的處理，必須注意兩個問題：其一是過渡段的

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范圍較大，列車的質量更重，速度更快，而板底的支承條件不確定，結構的 受力情況非常復雜，一旦破損，更換將極其困難；其二是該處理方法對軌道 剛度的增強效果顯著，但不能減小板下填土及地基的壓密下沉，必須配合其 它處理措施才能有效地控制由此引起的軌面變形。
４）土質改性法

使用各種土質改性的方法對過渡段路基填料進行處理，提高填土的強度，

降低填土的壓縮性，增加路基的剛度和減小路基的變形’”‘…１。同樣，不同的加
固范圍和加固位置可達到不同的處理目的。若只對基床部分填土進行土質改

良，則對減小路橋問軌道剛度的差異有一定效果，能降低由動載產生的基床
變形，但不能減小由柔性路基土工結構與剛性橋臺人工結構間沉降差引起的
軌面變形。

２．在過渡段較軟一側，增大軌道剛度 該類處理方法的主要目的是通過提高軌道結構剛度的方法來減小路橋間 軌道剛度的變化率，不能解決由路橋間沉降差引起的軌面變形問題，具體處
理方法有以下幾種。 １）通過調整軌枕的長度和間距來提高軌道剛度

在過渡段范圍內，可通過使用逐步增長的超長軌枕和減小軌枕間距的方 法來實現(xiàn)軌道剛度的逐步過渡�！�。
美國ＡＲＥＡ在橋頭路基上鋪設較長的軌枕，自路橋連結處開始鋪設，軌枕 艮度逐漸減小，并最終降至標準長度。加拿大國鐵公司也采用了類似的方法

來完成混凝土枕至木枕軌道的過渡，在混凝土枕向木枕過渡時，鋪設長度逐
漸減小并最終降至標準長度的木枕以形成過渡段。這樣，隨著軌枕長度的逐 漸變化，軌枕在道床上的支承面積逐漸減小，從而形成軌道剛度的連續(xù)漸變。

２）通過增大軌排剛度來提高軌道剛度
設置附加軌可增加較軟－ｉＮ路基上的軌道剛度。德國在ｌｃＥ高速鐵路的
Ｍｕｈｌ

ｂｅｒｇ隧道入Ｅｌ處采用了這種方法””。該隧道內是無碴軌道，隧道外是有

碴混凝土枕軌道，幫軌長約３０ｍ，由四根附加在軌枕上的鋼軌組成，兩根在運 行軌之間，兩根在運行軌外側。這樣，有四根附加軌和兩根運行軌組成的的

軌排具有較好的整體性和較大的軌道剛度，可減小隧道內外軌道剛度的差異，
降低道床和基床的應力。

據孟慶伶（１９９９）””介紹，日本鐵路因采取了一系列的強化軌道結構措 施，維修工作量已較過去少了許多。但仍有一些部位，如橋頭線路的養(yǎng)護工 作量較大。由于構造上的原因，橋頭線路承受的輪載沖擊力較一般部位大，

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極易引起線路在此產生高低不平和搖擺等變形，不僅影響了列車的舒適性指 標，還將縮短鋼軌的使用壽命。排水不暢時，還會引起翻槳。在橋梁前后的
線路上，嘗試過使用縱向軌枕（沿鋼軌鋪設），來增大軌道的豎向剛度，實現(xiàn) 軌道的剛度由土路基向橋梁的逐步過渡，取得了一定效果。

據文獻［２２５］介紹，南非Ｓｐｏｏｒｎｅｔ公司在重載線路Ｃｏａｌｌ ｊ ｎｅ的一處隧道
進出口過渡區(qū)域分別鋪設了梯子型和ｌＩ型軌枕兩種類型的軌道結構。根據每：ｊ

個月進行的一次軌道狀態(tài)測試數(shù)據表明，該兩種軌道結構的工作狀態(tài)良好，
變形小且均勻。

：ｊ）通過加厚道床來提高軌道剛度 道碴是一種強度高，變形小的優(yōu)質散體材料，道床的模量一般比土基床 大．在過渡段范圍內逐漸增加道床的厚度，也可逐步提高軌道的剛度，減小 路橋連結處兩側剛度的差異。必須注意的是，由于高速鐵路路基的壓實標準 較高，基床表層又采用了級配碎礫石強化結構，路基基床的模量已普遍大于

道床模量，在此條件下，通過加厚道床來提高軌道剛度的設想與實際情況不
符。

３．在過渡段較硬一側，通過設置軌下、枕下、碴底橡膠墊層來降低軌道
剛度 對于橋梁或隧道等剛性結構物上的軌道，可通過調整軌下墊板的剛度， 或設置枕下墊塊（無碴軌道）等方法，使軌道的剛度值與較軟一側軌道的剛

度值相適應。墊板或墊塊的設計參數(shù)可通過室內外試驗和計算分析確定”’！‘。
對于有碴軌道結構，由于列車荷載的動力作用較大，常使道碴發(fā)生磨損 粉化。為了解決這個問題，日本在高速鐵路剛性軌道基礎的道碴層底面（橋

面），鋪設了一層厚約２５ｍｍ的橡膠墊層｛“１。美、德等國也鋪設過由廢舊汽車 輪胎加工制作而成的碴底墊層。碴底橡膠墊層的設置，會降低軌道的剛度，
減小路橋問軌道的剛度差。

１．２．３技術條件與變形控制研究
１．結構物的撓曲和折角限值研究
松平精（１９６１）”“研究了東海道新干線橋梁撓曲在墩臺上所產生的軌道

豎向折角的限度問題。從軌道的強度方面和養(yǎng)護維修方面，以及列車運行的 舒適性和安全性方面出發(fā)，認為行車速度為２５０ｋｍ／ｈ時，在一個折角點的情 況下，軌道折角應小于４‰：如有兩個以上折角點時，考慮到車輛上下振動可 能引起的共振現(xiàn)象，軌道折角應小于３‰（單跨）和２．７‰（多跨）。

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佐藤吉彥等人（１９７２）�！毖芯苛司哂行赂删�標準特性的車輛，在連續(xù)的
正弦波形的高低不平順軌道上行駛時的舒適性問題，并給出了不同速度條件

下，各種波長的容許位移值如表ｌ＿ｌ所列。
表卜ｌ不同速度條件下各種波長的容許位移值 容許位移２ａ（ｍｍ）
１

波長五（ｍ）
ｌ（） ２（） ：｛０

２０ｋｍ／ｈ
１９

２ｌＯｋｍ／ｈ
７

２６０ｋｍ／ｈ
６
ｌ ２

２３
：｛２

１８
２３ ２３ ２３

２３ ２：｛ ２：ｊ ２３ ２４ ３９

．１０ ５０ ６０
７（） ８（）

＞５０

２７ ＞５０

９０

＞ｊ０

關于軌下結構物的不均勻沉降或連結部分產生的折角限度問題，從列車 行駛的舒適性和安全性出發(fā)也進行了分析”“１。折角分平移和折入兩種形狀，
如圖ｌ １所示，給出了車輛以２５０ｋｍ／ｈ行駛速度下的折角限值如表卜２所列。

表１—２折角限值（‰）
折角形狀 舒適性限度
安 全
Ｉ．＜：ｊｏｍ 【�！荩常埃� １．＜３０ｍ ｌ�！荩海常埃睿�

平移
４．Ｏ
３．５ ３．５ ３．０ ５．Ｏ ４．０

折入
５．（）
４．０

Ａ限度 （管理限度）
Ｂ限度 （注意限度） Ｃ限度 （擴大限度）

４．５ ：｛．５
６．Ｏ

性 限 度

Ｌ＜３０ｍ
ｆ�！荩常埃�

４．５

Ｌ＜：ｊＯｍ
Ｌ≥３０ｍ

９．Ｏ
７．５

１０．０
８．Ｏ

－

＾ｒ

０
、

－

一一

卜＿ｊ

Ｉ

Ｌ

‘ｌ、、０

～Ｊ

２Ｌ

ａ）平移

ｂ）折入

圖 卜４軌下結構物的折角形狀

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關于高速鐵路橋梁在列車荷載作用下產生的豎向撓度和梁端轉角的限值

問題，根據車一橋耦合動力學的計算有如下結果：１００～４００ｍ跨度鋼橋撓跨比
不大于ｌ／８００～１／２０００、梁端轉角不大于３０４０～５‰”“，９６～２４０ｍ跨度混凝土 橋撓跨比不大于１／１０００

ｌ／２０００、梁端轉角不大于１．２％０～２‰””，１６～５６ｍ

跨度混凝土橋撓跨比不大于１／１２００～ｌ／３５００”…。 ２．過渡段的變形限值與軌道剛度研究 路橋過渡段的不均勻沉降與過渡段路基和相鄰橋臺的工后沉降特性密切 相關。關于過渡段路基的工后沉降問題，現(xiàn)行的鐵路路基設計規(guī)范�！舐�
基的工后沉降量不大于３０ｃｍ；二十世紀八十年代中后期修建的大秦重載鐵路

”，要求路基的工后沉降不大于３０ｃｍ，年沉降速率不大于ｌＯｃｍ；二十世紀九
十年代初期修建的廣深準高速鐵路（１６０ｋｍ／ｈ），要求路基的工后沉降不大于

２０ｃｍ，年沉降速率不大于５ｃｍ。無論是常速鐵路，還是重載鐵路和準高速鐵路，
對路橋過渡段范圍路基的工后沉降量并未作出更明確的嚴格限制，只是定性

地要求比相鄰地段的路基工后沉降量小。 秦沈客運專線和京滬高速鐵路設計暫行規(guī)定，在對路基后沉降值進行嚴

格限制的基礎上，進一步對路橋過渡段范圍路基的工后沉降提出了明確要求。 秦沈客運專線（２００ｋｍ／ｈ）�！保币舐坊ず蟪两挡淮笥冢保担悖�，年沉降速率不大 于１ｃｍ，過渡段路基工后沉降不大于８ｃｍ；京滬高速鐵路（３５０ｋｍ／ｈ）Ｉ�！币�
路基工后沉降不大于ｌＯｃｍ，年沉降速率不大于３ｃｍ，過渡段路基工后沉降不

大于５ｃｍ，該數(shù)值與日本高速鐵路路基工后沉降控制標準基本一致“１。 關于橋梁墩臺基礎的工后沉降限值，秦沈客運專線和京滬高速鐵路都要 求，有碴橋面橋梁的均勻沉降不大于５ｃｍ，相鄰墩臺均勻沉降之差不大于２ｃｍ：
對于無碴橋面橋梁，要求均勻沉降不大于２ｃｍ，相鄰墩臺均勻沉降之差不大于
２ｃｍ……。

根據以上的規(guī)定，盡管高速鐵路過渡段路基與相鄰橋臺的工后沉降限值 差異不大，但由于兩種結構的工后沉降特性迥異，極易產生顯著的不均勻沉 降。橋梁作為控制工程，墩臺基礎的開工和竣工都較早，地基處理采用混凝 土基礎（軟土地基常采用樁基），工后沉降普遍不大，且易較快完成；路基作 為土石方工程，量大面廣，地基處理多選用較經濟的工程措施，施工過程中
易受各種因數(shù)的干擾，開工和竣工都較晚，過渡段范圍的路基更是需要在相

鄰橋臺竣工達到強度后才能施工，自然沉落時間不足，再加上土工結構特有 的易受水等氣候環(huán)境的影響，因此，作為柔性結構的路基，與剛性橋臺相比， 其工后沉降不僅較大，而且延續(xù)的時間也較長，成為路橋過渡段工后不均勻

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沉降控制的重點和難點。 線路結構在車輛輪載作用下的變形問題（以彈性變形為主），是軌下系統(tǒng)
設計的關鍵，路基與軌道結構的垂向變形都將反映在軌面上，是車輛、軌道、

路基整個系統(tǒng)各部分相互作用的結果。在輪一軌系統(tǒng)相互作用的研究中，必
須把系統(tǒng)中分散的各部分作為一個整體系統(tǒng)來考慮，系統(tǒng)中各部件的參數(shù)，

對整個系統(tǒng)的相互作用影響甚大。軌道剛度過大，線路彈性不足，將引起輪 軌系統(tǒng)嚴重的振動和噪聲，動力作用效應放大，導致線路早期破損，狀態(tài)惡
化，修養(yǎng)費激增，舒適性降低；軌道剛度過小，線路變形明顯，軌道幾何形 位不易保持，行車安全難以保證，行車速度無法提高；軌道剛度沿線路縱向

的突變，將使車輪的運動軌跡產生跳躍，導致車輪產生垂向加速度，從而形
成對線路結構的動力沖擊作用，使得線路變形加速發(fā)展，狀態(tài)不斷惡化，產

生各種病害，修養(yǎng)十分困難；適宜的軌道剛度及較均勻地沿線路縱向變化， 能改善車輛與線路的相互作用，降低輪軌動力作用效應及振動效應，減小軌
下系統(tǒng)承受的荷載。

軌道的結構可采用質量一彈簧系統(tǒng)來模擬“”，軌道的彈性多采用剛度參 數(shù)來表征。根據線路結構的受力和變形特點，軌道的垂向整體剛度可定義為
輪載作用位置單位軌面的下沉量所對應的輪載力。對于有碴軌道結構，其整 體剛度與軌下墊板、碎石道床及線路下部結構（路基、橋梁、隧道等）的剛度
有關，可用式（１—１）來進行計算“Ｊ。
Ｋ：

絲！絲！莖！
ＫＩＫ２＋Ｋ２Ｋ）＋ＫｊＫｌ

（１—１）

式中：Ｋ一一軌道整體剛度（ｋＮ／ｍ） Ⅳ．一一軌下墊板剛度（ｋＮ／ｍ）

Ｋ，一一碎石道床剛度（ｋＮ／ｍ） Ｋ，一一路基／橋梁／隧道剛度（ｋＮ／ｍ）
３．路橋過渡段的結構與技術條件 德國鐵路土工建筑物規(guī)范（ＤＳ８６３）“”要求，在土工建筑物向人工構造物 過渡時，應采取適宜措施，以達到盡可能小的沉陷差和道（基）床模量的漸 次過渡。在建筑從土工建筑物到人工構筑物的過渡結構時，必須遵守建筑物 的回填規(guī)程�；靥畈牧蠎撌峭杆募壟浯至Ａ希瑧撎貏e認真地鋪設夯實， 并在臺背后壁設滲流墻用于排水。新建貫通正線的水泥加強砂石處理路橋過 渡段的典型結構如圖卜ｊ所示。圖中，ＰＳＳ為路基保護層，ｓ０為軌面標高，

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（；ｗ為顆粒級配分散礫石，Ｇ Ｉ為顆�；旌霞壟涞[石，ｓｗ為顆粒級配分散砂，Ｓ【
為顆�；旌霞壟渖�，Ｄ．，為葡氏壓實系數(shù)，Ｅ，。為平板載荷試驗的二次加載變形 模量，ｕ為不均勻系數(shù)。
ＳＯ

Ｇｗ，ＧＩ，Ｕ≥５．Ｄｐｒ≥１．０３．透水材料

ＳＯ

蔓｛蔓ｉｌｆ……

塵蘭１２０ＭＮ／ｍ２
、

１

｜）ＳＳ：ｊ

＿＿麓『
。。�！� 過濾層 ７＼，
１‘≯

爿“…一一。ｌ｛
＼?， 、。
相鄰路堤

眥２８０ＭＮ／Ｍ

１

水泥強固砂石

１
Ｌ。一０．８

Ｌ�。÷�。

圖卜５德國高速鐵路路橋過渡段典型結構 日本鐵道建筑物設計標準解說…’中認為，在路堤與橋臺等結構物連接處， 山于路堤和結構物的沉降不同，在路基頂面容易產生臺階，還由于動力特性 的劇變，列車通過時容易產生軌道變形，使旅客感覺不舒服。為了減少這些 缺陷，在路堤和結構物之間設計緩沖區(qū)，填筑壓縮性小的填料（粒徑級配為

Ⅵ一１０的碎石和粒徑級配為Ｍｓ一４０的爐渣碎石，也可使用低標號混凝土等），并
達到Ｋ�！荩保担�、＿ｌＰａ／ｍ的壓實程度，其典型結構如圖ｌ一６所示。

『岫一

皇｜｜一 一 慧
二
過渡段路堤
�！�

路堤下部

圖卜６日本高速鐵路路橋過渡段典型結構

第１ ４頁

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西班牙馬德里一塞維利亞高速鐵路赫塔費～科爾多瓦段的工程總結報告
““中，要求對過渡段進行必要的工程設計，使不同地段的剛度差異有合適的 過渡，并對過渡段鋪設完成后的變形特性進行監(jiān)測。路橋過渡段的典型結構
如圖ｌ＿７所示，填料性質及碾壓標準如表ｌ一３所列。
Ｈ

＋

一

，面碴層

底磧層

水泥處理過的底碴層和基床表層
過濾崖 ｆ≯

基床表層 、３ 相鄰路堤填Ｐ

小碎石或礫石填料

弧小

她竺
一＿Ｌ

ｉ

，

圖卜７西班牙高速鐵路路橋過渡段典型結構 表卜３填料性質及碾壓標準 參 數(shù) 相鄰路堤填土
１０～１５ 不
＜４０

小碎石或礫石填料
５

最大粒徑（ｃｍ） 含泥量控制
小于０．０８ｍｍ細粒百分率（％）

要
＜５
＞３０

砂粒含量（％） 液限（％） 最大干密度（ｋＮ／ｍ‘）
ＣＢＲ

＜３５
＞１７．ｊ ＞５

無

膨脹率（％）

＜２ ＜３５
４０ ＞９５％ＰＭ ＞９５％１’Ｍ

洛杉磯磨耗率（％） 填土最大碾壓厚度（ｃｍ）

最小壓實度
載荷板試驗彈性模量值（Ｍｔ，ａ）

＞４５～６０

韓國漢城一釜山高速鐵路路橋過渡段的典型結構如圖卜８所示””｜。各部

分的填料要求為，Ａ——最大粒徑不大于６３ｍｍ的碎石加３％水泥，厚０．７ｍ；Ｂ 一一最大粒徑不大于６３ｍｍ的普通碎石；ｃ——最大粒徑不大于６３ｒａｍ的碎石加 姍水泥；１）——最大粒徑不大于６３ｍｍ的普通碎石。

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長度≥ｌＯｍ

第１ ５頁

一二二：．Ｅｊ一

圖１—８韓國高速鐵路路橋過渡段典型結構

第１ ６頁

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１．３公路路橋過渡段研究現(xiàn)狀
１．３．１基本情況
與鐵路情況相似，公路路橋間也有不平順問題，嚴重時會造成路面產生

局部凹陷，甚至出現(xiàn)錯臺，影響橋頭行車的速度和舒適性，并可能導致交通 摩故（特別是車輛機械事故）。由于公路路面結構基本上都是剛性或半剛性， 下部構筑物間的不均勻沉降會直接反映到路面，而不像鐵路軌道可通過松散
的道碴層進行調整，故公路橋頭跳車的問題更加嚴重，并一直是公路建設養(yǎng) 護維修部門急待解決，而又長期未得到很好處理的問題。近十幾年來，隨著 我國高等級公路的大量新建，設計車速的提高，橋頭跳車問題變得十分嚴重

和尖銳，已引起了公路界的高度重視。經過十幾年的不斷努力，采取了許多
技術處理措施，已取得了一定的成績。

研究分析表明，公路橋頭跳車的基本原因是橋臺與路堤問的沉降差超過
了一定限度所致。一般認為，橋臺基礎多采用深基礎等地基處理措施，其沉 降量甚小，而路基土工結構的固有特性，其沉降變形需在竣工后的較長時間 ／ｄ‘能趨于穩(wěn)定，且沉降量較大。因此，控制臺后路基的沉降量，是減小路橋

ｆｎＪ沉降差的主要途徑之一。臺后路基的沉降量，主要由地基沉降和填土沉落
兩部分組成。其中，軟土地區(qū)以地基沉降為主，高路堤以填土沉落為主。造

成臺后路基沉降量較大的主要因數(shù)有：
１）臺后路堤地基軟弱，處理措施不當，會產生長期不斷的下沉。楊煒國 （２００１）�！埃鞂χ榻侵藓泳W地帶存在嚴重的路橋銜接處路面沉降差問題的 原因進行了分析，指出在珠江三角洲地區(qū)，據公路養(yǎng)護部門的統(tǒng)計，幾乎所 有的軟基路橋銜接處每年都要維修至少兩次，每次費用約２～４萬元。 ２）臺后路堤填土較高，填料控制不嚴，會產生較大的工后沉落。凌曉

（１９９８）‘”ｌ認為，對于達到１００％壓實度（重型）的土樣，在擊實筒內繼續(xù)捶
擊，還可產生２‰～５‰的壓縮變形，對于達到９５％壓實度（重型）的土樣， 可產生８‰～１２‰的壓縮量；程翔云（１９９７）…認為，填土壓實度為９５％時， 每米填土高的工后沉降約有ｌｃｍ；趙峰（２０００）‘“１認為，黃土路堤的壓實度為 ９４％時，其沉降量約為路堤高度的５‰～９‰；陳亞莉（１９９９）１…認為，填土高 度超過６ｍ的路堤，工后沉降可達１０～２０ｃｍ；楊學廣（２００１）…認為，填土高 度超過６ｍ的路堤，填土壓實度達到９５％時，工后沉降可達ＬＯｃｍ以上； ３）受臺背特殊場地環(huán)境的限制，由于缺少適合的壓實機具，難以對靠近

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第１ ７頁

臺背的填土進行密實碾壓，在壤土自重和車輛荷載的作用下，易產生塑性變
形；

４）臺前和臺背的防護工程處理不當，或橋臺結構選型不當，使路堤填土 產生側移而導致路面產生開裂和沉陷。付三偉（１９９３）””認為，重力式ｕ型 橋臺及小耳墻重力式橋臺的前趾應力較高，易超出地基的允許應力而產生側
向變形。

ｊ）雨水經設在臺背處的伸縮裂縫滲入，使路基浸水軟化產生沉降； ６）施工組織不當，臺背路堤填土的自然沉落期未能得到保證。研究表明， Ｊ卜常壓實路堤填土的自然沉落能在０．５～１年內基本完成；陳亞莉（１ ９９９）‘”“ 認為，在路面施工之前，應保證路基有約１年的自然沉落期；曠開萃（２００Ｉ） 。�。烧J為，為使臺后填土盡早具備施工條件，應先安排兩端橋臺施工，再做其 它中墩施工： ７）設計不完善，施工質量控制不嚴，施工隊伍不專業(yè)及其它（王明懷…‘， １９９６；葉秀芳…，１９９９）。

１．３．２處理措施
通過對引起臺后路基產生較大沉降的原因進行分析后發(fā)現(xiàn)，需從地基處
理、臺背路堤填筑、路面結構等幾個方面采取措施，才能有效控制臺背路基
的沉降。其中，地基處理的手段、方法、原理等均同常規(guī)做法（羅志強”…，

Ｊ９９９；任栓勤”“，１９９５），只是對容許工后沉降的標準要求更高；臺背路堤填
筑處理主要從填料選擇、壓實標準、結構設計、旋工工藝等方面采取措施，

使路橋問的彈塑性變形能平順過渡；路面結構處理將從構造設計、養(yǎng)護維修 等方面采取措施，使路面結構更耐久、行車更平穩(wěn)、維修更迅捷。

１．優(yōu)選填料與密實碾壓
級配粒料（如碎石、礫石、水泥／石灰／粉煤灰穩(wěn)定砂礫石或土、低標號 混凝土等）用于臺背路堤的填筑，是一種最常用的減小路橋間沉降差的處理
方法。即使橋頭設置了搭板，仍需在板下填筑級配粒料，防止搭板的縱坡變

化超限，產生橋頭跳車。臺背路堤填筑使用級配粒料的主要目的是減小路堤 自身的壓縮性，但如果使用了優(yōu)質填料，而沒有進行充分的壓實，同樣會產 生較大的沉降，不能發(fā)揮過渡段的功能。為此，必須對級配粒料的填筑壓實 和檢測標準進行規(guī)定。 王金萬（１９９３）”“３介紹了某高速公路的路橋過渡段處理方法，其質量檢 驗標準要求為：二灰碎石的壓實度大于９７％（重型擊實），７天無側限抗壓強

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度大于１．２ＭＰａ；嚴禁使用松軟風化石碴，最大粒徑不大于１２ｃｍ，含泥量不大
于８％，壓實后的干容重不小于２０．８ｋＮ／ｍ。；基底的壓實度大于８５％。施工碾壓 要求每層的松鋪厚度不大于２０ｃｍ，混合料采用集中機拌運至工地攤鋪平整， 含水量適宜，用１２４１５ｔ壓路機慢速碾壓。

孟凡利（１９９８）“ｉ認為，為確保臺后路堤填土能被碾壓密實，其壓實標
準應較《公路路基設計規(guī)范》（Ｊ１、ＪＯｌ：｛－９５）”“”提高一級，即將路床、上路堤、

下路堤、原地面的壓實度（重型）從９５％、９３％、９０％、８５％提高到９８％、９５％、 ９３％、９０％。張宏等人（２００１）”…考慮到臺背回填的重要性，建議填土壓實標 準與基層壓實標準相同，按９５％要求。

丁財?shù)拢ǎ保梗梗玻薄榻B了“粉煤灰高路堤代引橋”的研究成果，認為在
軟土地區(qū)，可利用粉煤灰（輕質填料）填筑６～８ｍ高的橋頭路堤（土路堤的 極限高度為４．５ｍ）。與土路堤相比，能減少軟基沉降３０％，減少橋臺土壓力２０～ ３０％，還能縮短工期，降低地基處理費用，具有顯著的技術、經濟、社會、環(huán) 境效益。劉松（２０００）�！J為，粉煤灰及其二灰或三灰混合物具有容重小、 強度高、易壓實等特點，尤其是在較低壓實密度時仍能獲得足夠的強度指標， 特別適用于臺后路堤的填筑。 賈玉林（１９９５）””介紹了珠海某橋在臺背填土中，沿線路橫向疊設多層 空心鋼筋混凝土水泥圓管，來減輕臺背填土的重量，增加臺背填土的穩(wěn)定性，
取得了良好的效果。

冉隆重（２０００）”。、王亦麟（２０００）””、唐從一（２０００）。１“介紹了可采

用泡沫混凝土、陶土顆粒、ＥＰＳ、發(fā)泡珍珠巖、粉煤灰等輕質工程材料作為橋
頭路堤的填料。

荊學松（２０００）…提出了采用緩膨脹材料（由燒透的膨脹量大的生石灰

摻入一定ＬＥｆｔ４的砂、石屑等礦料的混合物）防治高填方路堤橋頭跳車的思想
及具體實施方法。

２．臺背路堤加筋 陳永福等人（１９９６）…３ｌ利用Ｎｅｔｌｏｎ土工網（ｃＥｌ３１）進行過橋臺跳車處
理的現(xiàn)場試驗。試驗場地橋臺地基土質為中風化紅砂巖，臺背填土為紅砂巖

風化土，橋臺為砌塊式ｕ型臺。南岸臺背采用常規(guī)的鋼筋混凝土搭板處理，
搭板長１２．５ｍ，厚０．３ｍ，搭板下路基填土壓實度大于９０％。北岸臺背采用土工

網進行加固，填土壓實度大于８５％。鋪設土工網的工程費用與設搭板持平。通 過一年多的沉降變形觀測，南北兩岸臺背的路基沉降趨于穩(wěn)定。北岸用ＮｅｔｌＯｉｌ 土工網處理后的路基沉降不僅大大減小，而且變化較平穩(wěn)，總沉降只有幾個

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毫米，完全達到了處理橋臺跳車的目的。南岸僅用鋼筋混凝土搭板處理后的
路基沉降比北岸大許多，且呈跳躍性變化，并已引起橋臺兩側耳墻的變形。

用同樣方式進行過另一處橋臺跳車處理的現(xiàn)場試驗。橋臺為砌塊式ｕ型
臺，地基土為中液限粘土，臺背填土為砂卵石黃土（砂卵石含量小于３０％）。 東端臺背的處理措施為先對地基進行堆載預壓處理后，再進行路堤開挖回填，

分層碾壓至壓實度大于９０％，路面設鋼筋混凝土搭板。西端臺背為直接分層加 鋪土工網，分層壓實至８５％的壓實密度，設素混凝土路面。東西臺背進行跳車
處理的工程費用基本相同。通過觀測路基表面的沉降變形，未加土工網的東 端臺背中線沉降約１９ｍｍ，最大沉降約８３ｍｍ，且呈臺階式跳躍變化。加鋪土工 網的西端臺背中線沉降約２ｍｍ，最大４ｍｍ。加鋪土工網能明顯減小路基的總沉

降，還能使沉降呈線性連續(xù)變化。 高燕希等人（１９９５）”１開展的室內模型試驗研究表明，路堤加筋能有效 地解決由臺背路堤填土的沉降引起的橋臺跳車現(xiàn)象。認為只要填土的壓實度 大于８５％，土工網的分層填筑厚度與橋臺高度的比值小于０．１，土工網的長度 與橋臺高度的比值大于Ｏ．７５，則可有效地處理臺背路堤填土由于壓實度不夠 而發(fā)生沉降引起的跳躍性變位。 秦祿生（１９９９）Ｉ”１認為，當填土的壓實度達到９０％以上時，拉筋對減小填
土沉降的效果就非常不顯著了；當填土的壓實度低于７０％后，拉筋對控制填土 的沉降也無明顯效果：填土的壓實度在８０％～９０％之間，路堤的沉降減小最為 顯著。因此得出，臺背路堤加筋填土的壓實度控制在８５％左右比較合適，施工 也容易實現(xiàn)。

用小革等人（２０００）”…認為，將土工格柵用于軟土地基的處理，是通過
格柵將其上部填料的垂直變形向水平方向擴散，以致其上部填料的抗剪切變

形能力得以充分發(fā)揮，使得軟土地基表面的承載區(qū)大大增加，表面的壓強大
大減小，從而達到提高其承載力，減小沉降變形的目的。
Ｍｏｎｌ

ｅｙ（１９９３）””通過大型模型試驗，利用有限元方法分析了臺背填土

中鋪設拉筋材料，減小路堤沉降的效果，同時探討了在不同的拉筋強度和超 載壓力下，在臺背和臺后路堤間設置可壓縮夾層，對提高橋頭路堤抗剪強度， 發(fā)揮拉筋抗拉特性，降低橋臺承受土壓力等方面的有效性。研究表明，加筋 后的臺背填土的沉降有明顯減�。辉O置壓縮夾層能有效利用拉筋的抗拉能力，
減小填土產生的水平土壓力，限制引起填土沉降的剪切破裂帶的變形。

周志剛等人（２０００）”“１對幾種橋頭跳車處理措施的經濟效益進行分析后 認為，用土工網處理橋頭跳車最經濟，用碎石土填筑臺背的處理方法次之，

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設置橋頭搭板的方法最貴，與土工網處理方法比較，設置搭板需增加６８．５％
的費用。

付宏淵（２００１）““１、戴為民等人（２００２）””在現(xiàn)場試驗的基礎上，分析 了土工網處理橋頭跳車的效果及經濟效益。認為用灰土或ＮＣＳ固化劑改良土 與土工網對臺背填土聯(lián)合進行處理后，基本上沒有錯臺現(xiàn)象出現(xiàn)；素土與土

工網聯(lián)合處理臺背填土有輕微錯臺產生，但成本將較改良土降低３０％；開放交 通一年后，臺背路面縱坡的變化率小于０．５％的控制值。 ３．加筋土橋臺
在中小跨度公路橋梁上采用加筋土橋臺來代替?zhèn)鹘y(tǒng)的深基礎鋼筋混凝土

橋臺，是一種減小橋梁（跨線旱橋）造價的新技術之一（降低橋臺建造費用 和減少橋跨），正日益受到廣泛的重視。與傳統(tǒng)的深基礎鋼筋混凝土橋臺相比，
加筋土橋臺在減小橋頭跳車方面還具有以下特別的優(yōu)點：ａ）在結構方面，基 本上可消除車輛通過時橋臺與路堤問剛度的差異；ｂ）在旌工方面，加筋土橋

臺與過渡段路堤的填筑能同步進行，有助于提高碾壓質量，并可簡化工藝過
程。據文獻［６４］介紹，目前世界上已有５００多座引道路堤全部或部分采用加

筋土橋臺修建的橋梁。其中，法國某公路橋的加筋土橋臺修建在軟弱土地基
Ｅ，已安全運營了ｌｊ年（至１９９２年），與傳統(tǒng)方案相比節(jié)約費用達６０％；俄 羅斯某公路橋的加筋土橋臺高達３０ｍ，于１９６４年建成，至今狀態(tài)良好（至１９９２
年）。

文獻［６５］進行了土工格柵加筋土橋臺的模型試驗，并采用有限元法分析
了加筋土橋臺的受力情況和內部破裂面，采用彈性理論分析了加筋土橋臺的 沉降計算與預測。通過實測計算結果分析得出，加筋對橋臺枕梁的局部荷載

擴散作用的改善并不明顯，其作用體現(xiàn)在改變土體內應力狀態(tài)，降低局部屈 服破壞。認為布筋設計計算時，荷載擴散角應根據臺前臺后荷載擴散作用的 不同而采用不同的擴散角。加筋土體的破裂面采用朗金（Ｒａｎｋｊ Ｒｅ）破裂面較
適合。

文獻［６１］分析了導致一些加筋土橋臺產生大量的不均勻沉降，以及由此 引起的鋼筋混凝土結構斷裂等破損現(xiàn)象，并認為由以下原因造成：ａ）橋臺底
座的支承面不足，路堤填土承受的應力較大；ｂ）橋臺底座的受力不均勻，導 致路堤填土產生不均勻沉降；Ｃ）加筋土路堤填土碾壓不密實或不均勻：ｄ）路 堤填料不符合設計要求。

４．用重錘夯擊法處理橋頭路堤 對于臺背不易被壓路機碾壓的“死角”，可采用重錘夯擊處理方法。夯實

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機械宜采用重ｌＯＯｋＮ夯錘，提升高度６～８ｍ，夯擊能量為６００～８００ｋＮ?ｍ，夯
錘面積為３．５ｍ？，夯擊影響深度約為５～ｌＯｍ。對于臺背及耳墻附近，則應減小 夯錘提升高度至２～３ｍ和增加錘擊次數(shù)，以免傷害橋臺（程翔云。“｝，１９９７； 李小重“““，１９９９；劉文會【““，２００２）。也可以將５～１０ｋＮ的夯錘，提升２．５～

３．５ｍ的高度，對填筑厚度約１．Ｏｍ的土層進行夯實”“。黃培元（２０００）…認為， 在臺背這一特殊區(qū)域，為避免對結構物造成不利影響，夯錘不能太重，重錘
夯擊的作用范圍只能在表層一定的深度內，因此不能以最后采用重錘夯擊而

忽略對分層碾壓的質量控制。 ５．用“水撼砂”法處理橋頭路堤 所謂“水撼砂”法就是利用水的滲透壓力進行砂層加固的一種方法。即
在松散砂礫土層的表面灌水，依靠水的下滲作用產生的動水壓力，使砂礫的 孔隙被細紗填充，從而達到提高砂土密實度的目的。盧遠興等人（１９９８）””

通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)，約１．Ｏｍ厚的松散砂礫層，經過５天的“水撼砂”法整治 后，砂礫層表面能沉落近０．１ｍ，壓實效果明顯。用灌砂法進行密實度檢測得， 距表層０．２ｍ處的密實度達到了９０％～９３％，距表層０．８ｍ處的密實度達到了９８％， 密實度由上至下逐漸增加，符合“水撼砂”法的加固特性。在現(xiàn)場試驗成功
的基礎上，進行了大面積的“水撼砂”法旌工，橋頭路堤高約９ｍ，長約３０ｍ， 砂層底部厚度控制在ｌ～１．５ｍ，砂層中上部厚度控制在０．８～ｌｍ，用“水撼砂” 法約一個月即完成了路堤填筑，密實度經檢測均在９８％以上。工程竣工后已運

行了８年，橋頭路堤仍相當穩(wěn)定，未出現(xiàn)橋頭跳車現(xiàn)象。陳望林（１９９９）”…、 揚學廣等人（２００１）”０１采用天然砂粒作為填料，每層填筑厚度不超過０．５ｍ， 注水飽滿后，用插入式振搗器進行充分振搗，直至密實。采用此方法，處理 了多座橋頭路堤，達到了非常理想的效果，至今未發(fā)生橋頭跳車現(xiàn)象。

６．橋頭設置搭板和枕粱
上置式鋼筋混凝土搭板是布置的基本形式，它一端支承在橋臺上，另一

端簡支于枕梁上。搭板既可水平放置，也可傾斜布置。板厚可均勻，也可漸 變。搭板的設計按簡支板進行，枕梁按彈性地基梁計算。搭板的長度一般都
小于１０ｍ，６～８ｍ居多，極個別情況可達１５ｍ（揚國忠，１９９２）”…。

橋頭搭板的設置，可使剛性橋臺和柔性路基間的剛度逐漸變化。但由橋
臺基礎和臺后土體工后發(fā)生的沉降差將使橋頭搭板的縱坡發(fā)生變化，從而影

響行車的舒適性。經調查檢測，若由橋臺與臺后土體之間的工后沉降差引起 的搭板縱坡變化值大于４～６‰時，就會對行車的舒適性產生影響”…。這說明， 解決橋頭跳車的問題除了使路面的剛度逐步過渡外，還必須使臺后路基具有

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足夠的強度和穩(wěn)定性，嚴格控制路橋間的沉降差。否則，設置的橋頭搭板將
失去應有的功能。

趙峰等人（２０００）。…、陶世群（２０００）”。１將由路橋間的沉降差引起的， 在橋頭搭板兩端形成的路面縱坡轉折，近似地按２個相切的反向豎曲線考慮， 如圖卜９所示。認為車輛在豎曲線上行駛時，將產生離心加速度ａ＝Ｖ ２／Ｒ，
式中Ｖ為行車速度，尺為豎曲線半徑（Ｒ＝Ｌ／Ａｉ，Ｌ為搭板長度，Ａｉ為縱向坡 度差）。當車輛通過橋頭時的離心加速度ａ大于重力加速度ｇ＝９．８ｍ／ｓ＝時，將

產生明顯的跳動和沖擊。
縱坡ｉ
‘ｒ＿——

ｊ＿

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沉降差ｈ

一
Ｉ
橋面

ｊ∑
路面

。／

…。１一一——一—１１。�！��！颉�
搭板長Ｌ

圖卜９橋頭縱坡變化示意圖

根據顧鋒（１９９６）“。的介紹，日本高速公路設計規(guī)范認為，設置在軟弱 上地基上的橋臺，因地基的殘余下沉很大，且這種下沉會長期持續(xù)下去，因 而不能獲得設置橋頭搭板應有的效果，可不設置橋頭搭板：另一種情況是，

在橋臺高度不足６ｍ時，臺背填料為未篩礫石及硬巖等，通過碾壓也不能使之
細化時，也可不設置橋頭搭板。王金萬（１９９３）”“也提出，只要技術處理措 施得當，質量控制有保證，為節(jié)約投資，可不設搭板。

７．改進橋臺與路基交界處的路面結構 文獻［７５］認為，從理論上講，單純的路基沉降是可以通過施工方法，施
工管理的改進，以及出現(xiàn)沉降后的路面養(yǎng)護和補強等措施來逐漸消除。但從 實際效果來看，并不理想。因此，還應該從結構上尋找原因，并采取必要的

措施加以改進。于是提出了使路面體系逐漸過渡的改進方法，如圖１一１０所示。 采用綜合模量法�！�。３分析了橋頭對接的兩個路面體系抗變形能力的差異。
圖１一ｌ（）Ａ結構中，Ａ點右側第二層土表面的綜合模量只有２００ＭＰａ，與左側橋

臺的２５０００ＭＰａ（取水泥混凝土的彈性模量）相比相差１２５倍。差異如此懸殊 的抗變形能力，勢必造成輪載作用下的路面面層在Ａ點受剪破壞�？梢哉J為 路面體系在橋頭Ａ點的結構突變是造成橋頭路面錯臺和剪切破壞的主要原因
之一。如何消除和減少結構突變的影響，使兩個對接的性質不同的路面體系

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在抗垂直變形能力上逐漸過渡．應該是橋頭路基結構改進的主要目的。圖 卜ｌｏＢ是改進方案之一，由Ｂ至Ａ再至Ｅ，結構是連續(xù)變化的，其綜合模量也
是漸變的。經計算，面層下橋頭Ａ點左側和右側的基層體系綜合模量依次為 １６２６ＭＰ’ａ和９１９ＭＰａ，僅相差１．７７倍，基本消除了結構突變的影響，達到了使 路面結構在橋頭＾點的逐漸過渡，使輪載作用下Ａ點兩側的路面彎沉趨于一 致，從而大大改善了橋頭路面結構的受力狀況。

ｉ

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基層
ｌ

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Ｉ
路堤

／橋臺＼

‘卜

‘

圖卜１０Ａ常用的橋頭路面結構示意圖

圖ｌ＿ｌＯＢ改進的橋頭路面結構示意圖

岳永福等人（２０００）�！J為，橋臺的不同類型對臺后路堤碾壓施工的影 響也是不一樣的。埋置式框架肋板橋臺的臺后填土最難壓實，重力式橋臺次

之，樁柱式橋臺最�。吨綐蚺_的施工順序是先填筑路堤，再施工橋臺樁
基和臺帽）。橋臺設計選型時，除應遵循正常的設計要求外，還需考慮橋臺型 式對施工的影響，盡量為施工和質量控制創(chuàng)造條件，減小臺后路堤沉降。 王廣山（１９９６）�！闭J為，將橋頭錐坡改為懸臂式或扶壁式擋土墻，可有 效阻止臺后土體的滑動，減少雨水的下滲，改善填土的壓實條件，其效果已 在莢、德等國得到了肯定。

８．橋頭路面預設反向坡度
當能預測出路基沉降規(guī)律時，為爭取工期，可采取在臺堤結合段預留反

向坡度（類似于設置橋梁預拱度的作法）。崔艷梅（２０００）””‘認為坡度大小應 根據臺堤間的沉降差確定；趙峰（２０００）�！苯ㄗh黃土路堤的預留沉落量為堤
高的１％～１．５％；程翔云（１９９７）。”１介紹在路面鋪筑之前預加拋高１４～１６ｃｍ，

待路面鋪完之后，沉降量就能達到這個拋高值的５０％以上；羅惠智（１９９９）…
對軟基路堤縱向出現(xiàn)凹狀下沉，并在沉降未完成的情況下，設計加鋪了一層 不影響行車的凸形變坡段，其兩端的縱坡變化值控制為５‰。

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宣道光等人（２０００）”１１結合橋頭差異沉降后加鋪罩面的修復施工實踐，

根據高速公路線型設計技術規(guī)范，提出了橋頭沉降加鋪罩面設計長度的計算
公式。并認為應定點、定期觀測橋頭的垂直沉降。為使修復的罩面的線型流 暢，線型設計采用了反向豎曲線，并使凹凸豎曲線半徑大于公路工程技術標

準規(guī)定的極限最小半徑。

１．３．３技術條件與變形控制研究
１．臺背回填“剛柔過渡”的設計思想 路面在臺背回填處出現(xiàn)沉陷或斷裂，車輛通過時產生跳車，是已投入使
用的高等級公路普遍存在的一個問題，嚴重影響了公路的使用品質。路面在 臺背回填處出現(xiàn)沉陷或斷裂的主要原因是由于臺背與回填土間的不均勻沉降

大到路面強度不足以抵抗的程度所致。而產生不均勻沉降的因數(shù)有回填土強 度、高度、密度、壓縮性、剛度等。就設計方面而言，公路現(xiàn)行規(guī)范僅對臺
背回填土的壓實度要求與同層位置路基填土的壓實度相同，在有些情況下，

加設鋼筋混凝土搭板和枕梁。經過實踐認為，除應保證臺背回填土的壓實度
要求外，還應選用強度高、壓縮性小、剛度大的材料，以減小臺背回填料的 沉降變形，并對回填料的剛度提出要求：在臺背加設鋼筋混凝土搭板和枕梁，

不能從根本上消除或減小臺背與回填土間的沉降差，同時還會使鋼筋混凝土
搭板尾端與路基的接頭處出現(xiàn)剛度突變，引起臺背處和搭板與路基接頭處發(fā)
生翹起和下沉破壞。

基于臺背回填設計上的不足，蔣雪功（１９９７）””提出了臺背回填“剛柔 過渡”的設計觀點。認為橋臺結構物是用剛性很大的堅石砌筑或鋼筋混凝土 澆筑而成，是剛彈性體，而路基是用柔性較大的土壤填筑而成，是彈塑性體，
路基與橋臺間存在較大的剛度差，這個剛度差的存在必然引起路基與橋臺間

產生較大的塑性變形差和剛度突變。使路橋間存在的這個剛度差和塑性變形 差在路橋間的一定范圍內漸變，并保證漸變后任一點的剛度差不致引起跳車，
任一點的塑性變形差不致使路面沉陷或斷裂，就是臺背回填設計的“剛柔過
渡”思想，如圖１一ｌｌ和圖１—１２所示。

由圖卜ｌｌ和圖ｌ—１２可知，臺背回填長度的確定與剛度差△ｄ＝文一玩、

剛度坡度ｉ．＝ＡＳ／Ｌ，、塑性變形差Ａｌ＝，：一，．、塑性變形坡度ｉ：＝△，／三：等參數(shù)
有關。由剛度變化示意圖求得的臺背回填長度稱之為臺背回填剛度過渡長度
￡．，由塑性變形變化示意圖求得的臺背回填長度稱之為臺背回填塑性變形過

渡長度厶，臺背回填過渡長度取二者中的大值，既保證了剛度差對臺背回填

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臺背處路面不沉陷、斷裂和跳車。

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躍度的要求，又滿足了塑性變形差對臺背回填長度的要求，可從根本上保證

剛度＾
６７

剛度
６：
１
Ｊ

１

、０

６

路堤
Ｌ

橋臺

線路縱向

一

路堤過渡段
【————

～』

橋臺
Ｉ

。

—

ｈ

線路縱向

ａ）剛度突變

ｂ）剛度漸變

圖１—１１剛度變化示意圖
ｌ塑性變形
ｊ

＾塑性變形

Ｉ
一

ｌ
Ｉ：１一一

ｌ——————

ｌＩ
路堤
‘

ｉ．！

Ｌ

橋臺
Ｊ；；—一

！路堤過渡段
線路縱向
【。？

一一一

橋臺

一
線路縱向

ａ）塑性變形突變

ｂ）塑性變形漸變

圖ｌ＿１２塑性變形變化示意圖 路基與橋臺間的剛度差和塑性變形差可通過設計計算確定。確定臺背回

填剛度過渡長度￡．的關鍵是確定剛度漸變坡度ｉ．值，極限最大ｉ．值的確定原則
是保證不因剛度變化過大而產生跳車。確定臺背回填塑性變形過渡長度厶的

關鍵是確定塑性變形漸變坡度ｉ，值，極限最大，，值的確定原則是保證不因塑性
變形變化過大而使路面產生沉陷或斷裂。ｉ．和ｆ＇值可通過有關試驗確定。

從理論上講，實現(xiàn)臺背回填的“剛柔過渡”有兩種方法，其一是在臺背 回填范圍內使用能從路基土剛度漸變到橋臺結構物剛度的變剛度材料（實現(xiàn)
起來非常困難），其二是使用剛度介于路基與橋臺結構物材料剛度之間的某種 材料，但沿線路長度方向變化其厚度，使臺背回填整體剛度沿線路長度方向

逐漸變化，從而實現(xiàn)臺背回填的“剛柔過渡”。

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２．不均勻沉降控制標準 實踐證明，路橋間產生的工后不均勻沉降是難以避免的，但必須提出一 個合理的不均勻沉降的控制標準，以保證不致引起路面發(fā)生過量沉陷和斷裂， 產生跳車現(xiàn)象。 關于路橋間的不均勻沉降控制標準，實質問題是臺背路基工后沉降的容 許值（包括一般路段工后沉降的容許值）。由于容許的工后沉降（又叫剩余沉
降或殘余沉降）涉及的問題較多，其取值直接影響到工程造價和道路的使用

性能，國內外的看法也不一樣，并隨著看問題的角度不同也在變化。 １９６７年，日本道路協(xié)會編寫的道路土工指針曾規(guī)定，當土方工程結束后 立即鋪筑高等級路面時，路堤中心處剩余沉降量的限值，對一般路段為１（）～
３０ｃｍ，與橋梁等鄰接的填土部位為５～ｌＯｃｍ。１９７０年，日本道路公團編寫的

關于土工、路面、排水及綠化的設計要領準則要求，一般路段的剩余沉降量， 規(guī)定為預計的最終沉降量和路面工程結束時的沉降量之差，但進行預壓處理 時，則把卸荷以后的沉降量作為剩余沉降量來考慮，取值采用以下原則：① 當涉及到路面工程結束后的路面平整度時，容許值為１０ｃｍ：⑦當涉及到箱涵 丌挖施工的預留沉降量時，容許值為３０ｃｍ。１９８９年，日本道路協(xié)會編寫的軟 土地基處理技術指南…１要求，路面鋪筑后３年內，路堤中心處容許沉降可由 道路的重要性決定，與橋梁鄰接的填土段（橋頭引道）以ｌＯ－－３０ｃｍ控制。最 新的同本高等級公路設計規(guī)范Ｉ…已不考慮容許工后沉降，重點放在填方穩(wěn)定 分析上，其原因有：①采用經濟的施工辦法，無法減少長期沉降（主要指次 固結沉降）：②道路填方時，即使長期沉降量很大，在維修管理階段也能控制： ③地基沉降量隨時間的變化關系難以預測。 德國交通部１９９０年新頒布的軟弱地基上道路建設規(guī)范”“對預壓的規(guī)定
為，預壓荷載的高度及作用時間必須保證，道路運營期由于堤身自重及行車 荷載作用，不能引起地基土的初期加荷。即要求預壓期末地基土中任一點處， 固結后達到的孔隙比所對應的當量應力，不能被運營期該點的有效應力所突 破。次固結在這種預壓處理后可以忽略不計。

根據國內的資料介紹”“，美國除對橋頭引道規(guī)定１２．７～２ｊ．４ｍｍ的容許差 異沉降外，路面容許總沉降或差異沉降常不作規(guī)定，一條道路的工后沉降 ０．３０～０．６ｌｍ是容許的。文獻［８８］根據美國、加拿大公路部門和研究所在２０ 年間對８００多個橋頭現(xiàn)場調查資料分析后認為，對于設置長度為６．１～９．１ｍ 的橋頭搭板，引道與橋臺沉降差約為２５．４ｍｍ時，不會造成橋頭跳車。法國要 求橋頭引道部分的容許工后沉降為３～５ｃｍ（若搭板長度為８ｍ，縱坡變化值為

西南交通大學博士研究生學位論文 對軟基橋頭縱坡的變化限值為４‰（王亦麟””，２０００）。

第２７頁

：｛．８‰～６．３‰），在一般路段為ｌＯｃｍ，對應的地基固結度為８５％～９５％。瑞典

根據以上資料，文獻［８７］認為，日本對工后沉降的重視程度逐漸減小， 主要把問題放在養(yǎng)護中解決，這樣可減少一次性的投資，但養(yǎng)護工作的質量 水平、所用機械的自動化程度必須要有一定要求，否則必然影響道路的運營
效率。德國對預壓的要求很嚴，希望通過預壓達到控制次固結的目的。法國 與美國對橋頭的差異沉降控制很重視。 國內對公路路基工后沉降問題的研究，在文獻［８９］中已涉及到。研究報

告根掘對橋頭引道及一般路段實測沉降結果的分析，參考日本、美國的標準 及國內建工部門對建筑物基礎容許沉降的要求，對工后沉降提出的建議是： ①中低級公路以穩(wěn)定為主，路堤中心處容許工后沉降不作規(guī)定，視使用情況 通過養(yǎng)護彌補；②對于高等級公路，鋪筑路面２０年內，鄰近橋梁等人工構筑
物的路堤段（其長度根據路線縱坡�。担啊欤希希恚┑娜菰S值為１０～２０ｃｍ，其它
路段為３０～５５ｃｍ。

交通部第一公路勘察設計院在京津塘高速公路設計時，根據該路的實際

條件，參考有關的研究成果，在征求了國內外有關專家學者意見的基礎上， 更具體地制定了所用的容許工后沉降標準：①主線上的大、中、小橋及通道， 在與兩端填土毗連處�。埃保�，涵洞處取Ｏ．２ｍ，其它�。埃常恚孩诜蛛x式立交的
跨線橋與引道路堤填土毗連處，在被交道路為一級時�。埃玻�，在被交道為二 級或二級以下時耿０．３ｍ，引道填土部分分別為０．４５ｍ和０．６ｍ。在京律塘高速

公路之后設計的廣佛、杭甬、深汕等高速公路，對容許工后沉降也參考國內
外情況作出了相差不大的規(guī)定。《公路軟土地基路堤設計與施工技術規(guī)范》
（．１１、Ｉ】０ｌ ７—９６）”“中，對容許工后沉降有如表卜４所列的規(guī)定。

程翔云等人（１９９７）‘…認為，盡管現(xiàn)行規(guī)范提出了在路面設計使用年限
（指大修年限，約ｌ ５～２０年）內，與橋涵毗連的路基容許工后沉降值為ｌ（）～ ２０ｃｍ，但根據實地調查，在高速公路上，錯臺高差超過１．５ｃｍ，就會出現(xiàn)跳車

現(xiàn)象。也就是說，路堤在完成１０～２０ｃｍ的工后沉降之前，須對橋頭路基路面 進行多次中間維修。于是，擺在工程技術人員面前的任務是；①從設計和施 工上采用有效措施，盡量減小工后沉降，防止橋頭跳車現(xiàn)象發(fā)生：②一旦出 現(xiàn)跳車現(xiàn)象，應采取快速有效的治理措施，盡量縮短中斷交通的時間。

第２８頁

西南交通大學博士研究生學位論文
表ｌ一４容許工后沉降 道路等級 橋路相鄰處
≤０．１ｍ
≤０．２ｍ

涵洞或箱型通道處
≤０．２ｍ ≤０．３ｍ

一般路段
≤０．３ｍ

高速公路、一級公路 二：級公路（采用高級路面）

≤０．５ｍ

陳永福等人（Ｊ９９６）”…認為，只要是連續(xù)的斜坡式沉降，并將工后沉降

值控制在４～５ｃｍ內，使橋背第一塊混凝土板的沉降坡度小于１％，對剛性路面
的正常使用就影響不大，并能消除跳車現(xiàn)象。 張奎鴻等人（１９９３）”“”根據對滬嘉高速公路９年的跟蹤調查取得的觀察

資料研究后認為，由路橋間工后沉降差造成的路面縱坡變化率在２％ｏ～：ｊ‰之 內，則會避免高速行車時有跳車的感覺。
葉見曙等人（１９９５）”“通過對４座橋頭搭板的技術狀況現(xiàn)場調查與分析 后認為，當車速為９０～ｌＯＯｋｍ／ｈ，橋臺與臺后土體之間的工后沉降差產生的搭

板縱坡變化率在４‰～６％０以下時，就不會影響行車的舒適性。
王亦麟（２０００）”＝。ｌ根據杭甬高速公路橋頭跳車的調查分析結果認為，當 車速為１２０ｋｍ／ｈ，由工后沉降引起的縱坡變化小于４‰時，未有行車不舒適感。

馮忠居（１９９９）”“認為，橋頭跳車對行車的影響既涉及道路（包括橋頭） 線型，又涉及車型、車速，同時又與司乘人員的心理因數(shù)有關。經采用桑塔 納轎車、東風一１４０載重汽車等典型車輛在二級以上公路有橋頭跳車路段實地
行駛的測試結果表明，車速在６０～１４０ｋｍ／ｈ范圍，橋頭設搭板時，搭板縱坡

的變化值大于８％ｏ后，將引起強烈的振動顛簸，并導致車速明顯降低；橋頭未
設搭板時，錯臺高度小于１．５ｃｍ，對車輛行駛無明顯影響，錯臺高度在１．５～

：ｉ．５ｃｍ，車輛行駛速度受到～定影響，并產生較明顯振動顛簸，錯臺高度在 ３．ｊ～ｊ．Ｏｃｍ，車速將明顯降低，同時產生明顯振動顛簸，錯臺高度大于５．Ｏｃｍ，
則不僅減速與顛簸現(xiàn)象更明顯，且駕駛員在行駛速度超過８０ｋｍ／ｈ后，有掌握 方向困難的感覺，對行車安全也將造成不利影響。 文獻［９２］認為，由于各種因數(shù)的影響和作用，公路在建成使用后尚無法

完全避免錯臺的出現(xiàn)，加強定期維修養(yǎng)護是必要的。經初步的測試分析，橋 頭錯臺對行車的影響，在錯臺高度有ｌｃｍ時已有顛簸感，錯臺高度大于２ｃｍ 后有明顯的顛簸感，錯臺高度達到４ｃｍ后，對車輛行駛速度影響較大，減幅 平均達９ｋｍ／ｈ，有顯著的顛簸感。路橋間的沉降錯臺達到２～４ｃｍ時，應立即
進行修補，其中，瀝青路面可采用低值，水泥路面采用高值。

據文獻［９３］介紹，美國大約有２５％的橋梁受到橋頭跳車的影響，每年為此 花費的維修費用高達ｌ億美元。認為５‰的坡度是橋頭搭板的容許坡度，當預

西南交通大學博士研究生學位論文
的橋頭搭板。

第２９頁

測臺背填土將有較大沉降產生時，應專門設計一種可灌漿使其抬高或可維修 Ｒ本高架橋構造研究會曾采用定量描述乘車舒適感的方法，在名古屋一 神戶高速公路的橋梁與引道結合部，使用專用的測試車檢測了橋頭行車的舒 適性。由測試資料得到了不同等級的乘車舒適感等級，并認為：①錯臺高度 達２（）～４０ｍｍ、汽車以６０ｋｍ／ｈ通過時，乘車的舒適性即受到破壞；②局部凹陷 坡度在２％以上、深度達１５ｍｍ左右、汽車行駛速度在８０ｋｍ／ｈ以上時，乘車的
舒適性也會受到破壞。 公路橋涵地基與基礎設計規(guī)范（ＪＴＪ０２４—８５）“”對橋梁相鄰墩臺問的沉降

差限值規(guī)定為ｌ△｜＿ｏ．０１√￡，其中Ｌ為墩臺間的最小跨徑長度（ｍ），￡≤２５ｍ時 �。蹋剑玻担�，由此可得Ｉ△Ｉ≥０．０５ｍ。由橋梁相鄰墩臺間的不均勻沉降引起的橋面

縱坡變化值有Ｉｆ｜＿ｏ．０５／Ｌ，當Ｌ≤２５ｍ時：或ｌｆ｜＿０．０１／√￡，當Ｌ≥２５ｍ時。
據文獻［９ ６］介紹，美國ＡＡＳＨ‘１＂０于１９９２年建議，不均勻沉降導致的橋梁

墩臺之間的可允許轉角，簡支梁橋為５‰，連續(xù)梁橋為４％０；當橋梁墩臺為加
筋土橋臺時，允許轉角減半。

周虎鑫等人（１９９６）”’通過對公路路面的功能性要求（縱坡、橫坡、平 整度）和結構性要求（路面結構強度）的分析，得出了不均勻沉降控制指標 為４‰的結論。也就是說，不均勻沉降控制在４‰以內，既不會影響路面功能 性劣化，也不會使路面結構解體而破壞。 張興強等人（２０００）””通過對半填半挖路基的彈塑性動力有限元分析，
計算出了在汽車荷載和土體自重共同作用下產生的差異沉降，對瀝青路面受

力和變形特性的影響，得出了路基挖填方的固結差異沉降值達到２ｃｍ時，將
使瀝青路面在填挖交界處約１ｍ的范圍內出現(xiàn)貫穿整個路面的破壞區(qū)。

何兆益等人（１９９６）”…針對高等級公路軟基不均勻沉降問題，提出了地 基不均勻沉降對路面結構產生附加應力的分析模型，分析了不同沉降值對路
面響應的影響，得到了以基層底面彎拉強度作為控制條件，軟基容許的差異 沉降標準為５．５ｃｍ，其容許沉降坡差為４‰。

３．搭板設置計算分折
１）搭板類型 搭板類型有單段式搭板和多段式搭板之分。單段式搭板是指臺背只設置

一段長的搭板，板的近臺端擱置在背墻頂面或從它外伸的牛腿上，板的遠臺
端則根據支承方式分為設置枕梁和不設置枕梁兩種。枕梁是用來傳遞搭板上

的部分荷載于地基之上，同時又能增加搭板的橫向抗彎剛度。通常，枕梁囂

第３０頁

西南交通大學博士研究生學位論文

于搭板遠臺端的下方。當搭板較長時，可將枕梁向臺背方向作適當移動，形

成懸臂結構，這樣做既可減小搭板的厚度，還可使路堤與搭板之間得到較好
的過渡。不設枕梁時，通常是將搭板的遠臺端增厚ｌ Ｇｅｍ左右�！�。。

當搭板的設計長度超過８～１０ｍ后，宜將搭板設計成多段式，并在板間的
接頭位置設置枕梁，以使板厚減小，沉降平順。目前，國內采用兩段式搭板 的居多，個別地方也采用三段式的。根據板段間連接方式的不同，又可分為 設似鉸的多段式搭板和帶埋板的搭板兩種。設假鉸的做法就是將板段的分界

截面上丌一淺槽，其間塞填縫材料，并用交叉鋼筋或短鋼筋拉桿穿過未被截 斷的截面。其中，假鉸的下面一般都設置枕梁，也有未設枕梁的。也有將橋
頭搭板和混凝土路面合二為一進行設置，成為鋼筋混凝土路面，板段之間全 部斷丌，按脹縫設置和灌注填縫料。帶埋板的搭板是在搭板的尾端加設一段

淺埋的變厚度板（稱為埋板），長約３～５ｍ，可使路面的剛度向路堤方向漸變，
改善二次跳車的現(xiàn)象”。 搭板的制作宜采用整體現(xiàn)澆的方式。國內曾采用過預制的結構，雖然具 有施工快速，易于維修等優(yōu)點，但安裝時與路基結合不易密實，易產生縱向
裂縫，整體工作性能差，已較少使用。 ２）埋置方式

搭板的埋置方式有平置式和斜置式。平置式搭板的縱坡與路面的設計縱

坡平行，搭板的近臺端擱置在臺帽背墻的牛腿上或背墻頂面，遠臺端則擱置 在枕梁上。平置式搭板埋設方式適用于剛性路面的情況。斜置式搭板的縱坡
一般不大于５％，與平置式搭板的不同點在于搭板遠臺端深埋在路面基層以下 或者置于路面面層與基層之間。斜雹式搭板埋設方式適用于柔性路面，有利 于從剛性橋面到柔性路面的過渡。
：ｊ）計算分析

橋頭搭板兩端的差異沉降計算模型如圖ｌ—１３所示””０１。
Ｓ。一Ｓ．＝Ａ，－Ｌ。

（１

２）

式中：

ｓ。一一搭板尾端路基工后沉降值（ｍ）； ｈ一一橋臺基礎工后沉降值（ｍ）；
△．一一搭板縱坡變化值；

￡。。一一搭板長度（ｍ）。
Ａ＝ｊ’一ｆ

（１—３）

西南交通大學博士研究生學位論文
式中：

第３１頁

ｉ’一一沉降穩(wěn)定時縱坡：

ｆ一一竣工時縱坡：
其余符號同前。

』一

竣工時

、，

｝『＿ｊ

ｉｊ汀～—ｒ＝～ｌ—ｉ■一秸定日彳一＾ 驢仳二?二三二二二二：二｝：∑～』登！～
；煎皇｛局部脫空
搭板長ｌ。、

Ｓ

圖卜１ ３搭板縱坡變化示意圖

對于式（卜２），以容許工后沉降值ＩＳ�！咳〈鷮嶋H沉降值Ｓ。，以容許路面 （搭板）縱坡變化值【△，】代替實際縱坡變化值Ａ，，得： Ｉｓ，，】－Ｓ。４－【△Ｊ】Ｌ。。
礎的總沉降值ｓ，。減去施工期間已完成的沉降值Ｓ。，即：
（１—４）

關于橋臺基礎的工后沉降值ｓ。，根據地基基礎沉降的計算方法，等于基

Ｓ巾＝Ｓ，＾一Ｓ“＝Ｓ，＾（１一ｓ曲／ｓｍ）＝口１Ｓ，＾

（１—５）

式中，口．為橋臺基礎工后沉降值占基礎總沉降值的比例系數(shù)（地基土類
型系數(shù)），主要與地基土類型有關。文獻［１ ０１］建議，低、中、高壓縮性飽和

粘土，分別取０．４、０．７、０．８５；橋臺基礎的總沉降值ｓ�？砂次亦铿F(xiàn)行設計規(guī) 范規(guī)定的分層總和法計算得到。根據我國一些公路橋梁基礎計算和試驗資料 的統(tǒng)計分析，在正常的設計和施工條件下，對鋼筋混凝土簡支梁（板）橋，
有經驗公式（公路橋涵地基基礎設計規(guī)范）“６１：
Ｓ『＾＝口２Ｌ

（Ｉ一６）

式中，￡為橋梁邊跨跨徑；口，為考慮橋臺基礎形式的系數(shù)，一般情況下
樁基礎可�。保担埃埃瑪U大基礎可�。保常埃�。 這樣，橋臺基礎預期工后沉降值ｓ。可寫為：
Ｓｍ＝瑾ｌａ�。�

（卜７）

第３２頁

西南交通大學博士研究生學位論文

必須注意的是，按式（１ ７）得到的Ｓ。應小于現(xiàn)行設計規(guī)范規(guī)定的限值。

關于橋頭路面縱坡容許變化值ｌ△，ｌ的確定是非常困難的。文獻［１００］將橋
頭的沉降過程分為三個階段：竣工時的狀況①（橋面及搭板的縱坡與路面設 計縱坡，一致），橋梁墩臺沉降穩(wěn)定時的狀況②（橋面縱坡變?yōu)椋椤�、搭板縱坡 變?yōu)椋�。且‘＝ｉ，，相等），路基沉降穩(wěn)定時的狀況③（橋面縱坡仍為ｊ。、搭板
縱坡變?yōu)椋妫�，如圖卜１４所示。

９一Ｘ

Ｓ

圖卜１１橋頭路面縱坡變化過程示意圖

當橋頭的沉降從狀態(tài)①變?yōu)闋顟B(tài)②時，路面縱坡的變化值Ａ．＝ｉｈ—ｉ，主 要是由相鄰橋梁墩臺問的不均勻沉降造成，該值不能過大，否則將引起橋面
破壞、伸縮縫擠壞、以及支座工作條件劣化等現(xiàn)象出現(xiàn)，各國的橋梁設計規(guī) 范對此值均有限制。圖卜１５是按照我國、日本和前蘇聯(lián)的公路橋梁設計規(guī)范

中的有關條文整理出的橋面容許縱變化值ｌ△．１與橋梁跨徑￡之間的關系曲線。
由圖卜ｌ ５可見，按我國和日本的設計規(guī)范，橋面容許縱坡變化值隨梁跨跨徑

而發(fā)生變化，但達到０．２％后就變化很�。磺疤K聯(lián)設計規(guī)范將橋面容許縱坡的
變化值限定為０．２％。從嚴格控制橋梁墩臺間不均勻沉降的角度出發(fā)，可取

【△，】＝０．２％。
當橋頭的沉降從狀態(tài)②變?yōu)闋顟B(tài)③時，路面縱坡的變化值△，＝ｉ．一ｉ。，主
要的特征是橋面縱坡與搭板縱坡不相等，兩者之差即為路面縱坡差，其大小

對橋頭行車的平順性影響較大。若縱坡差較大，即使設置了橋頭搭板，高速 行駛的車輛仍會在橋頭發(fā)生嚴重的跳車現(xiàn)象�，F(xiàn)行的設計規(guī)范對于高速公路 橋梁橋面與引道搭板之間縱坡差的限值沒有明確規(guī)定，但基于高速公路橋頭 跳車現(xiàn)場調查資料分析（Ｄａｎｊｅｌ等人”…，１９９０；張奎鴻等人”“，１９９３），可得 當縱坡差分別低于０．２８％～０．４２％和０．２％～Ｏ．３％時，能避免橋頭跳車情況的發(fā) 生，故可取Ｉ△，ｌ＝Ｏ．２％。

西南交通大學博士研究生學位論文

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≤｜
圖ｌ－ｌ

０

５
Ｌ／ｍ

２０

２５

：ｊ０

３５

５橋面容許縱坡變化值Ｉ△，ｌ與橋梁跨徑￡之間的關系曲線

綜合以上分析，以竣工時橋面和搭板的縱坡為基準，得橋頭路面縱坡的

變化限值【△，】＿【△１】＋【△：】＝ｏ．４％（葉見曙”…，１９９７）。將該值和式（１～７）代入
式（卜１）中，有：

ｌｓ“Ｊ＝口１ａ２Ｌ＋ｍ００４Ｌ“

（卜８）

從經濟觀點ＳｎＩ程實際出發(fā)，取陋�！浚剑铮保肀容^合理”“，工后沉降控制過
嚴，地基的加固費用將劇增，技術上也會遇到較大困難。將該值代入式（１—８）
中，有：

Ｌ：�。�！二魚墮圭
‘“０．００４

（卜ｇ）

式（１—８）即為搭板長度的計算公式。從上述的分析過程可看出，搭板的 長度與橋臺及臺背路基的工后沉降值大小有關（也就是路橋間的工后沉降

差），同時還受橋頭路面縱坡變化值的影響。此外，顧鋒（】９９６）”“認為，搭板
的長度還應結合以下幾個因數(shù)綜合考慮確定，其一是搭板的長度宜跨越破壞

棱體的長度，其二是搭板的長度宜跨越填土前預留缺口的上口長度，其三是 搭板受力的有效長度應得到保證。王亦麟（２０００）”“認為，要完全依賴橋頭 搭板來控制路橋問沉降差引起的縱坡變化，搭板的長度必須足夠長，對大多 數(shù)中小橋來說，是非常不經濟的。根據工程經驗，工后沉降所引起的縱坡變 化點，絕大部分位于距橋臺的８ｍ以內。將搭板的長度控制在１０ｍ以內比較合
理，但也不宜小于３ｍ。

關于搭板的寬度，日本、德國和加拿大等國做到了兩側路緣石邊緣的位

置，并用柔性材料與路緣石隔離（顧鋒““，１９９６）。國內搭板的寬度大多做的 較窄，一般取橋臺兩側耳（翼）墻之間的凈寬，也有將搭板兩邊做到路緣石

第３４頁

西南交通大學博士研究生學位論文

內約０．５ｍ處。按照搭板的受力分析，將搭板做得寬些較為有利，可將搭板寬 度做到與橋面寬度相等。 搭板的厚度是決定搭板強度和剛度的主要尺寸。搭板的厚度受平面尺寸、 脫空長度、荷載大小、以及板底支承條件等因數(shù)的影響。 整體式橋頭搭板的內力計算可采用樣條有限元法、樣條子域法、非線性

有限元法等進行搭板的內力分析（顧鋒””，１９９６），實際應用時，多采用簡化 的分析方法。對于不設枕梁的單段式搭板，可按簡支結構進行計算，計算跨
徑耿０．７倍實際板長。對于設置枕梁的單段式搭板，計算跨徑可偏安全地取 ０．９倍的實際板長，并在搭板的上下緣采用相同的配筋。對于多段式搭板，則

視具體支承條件和參照單段式搭板的簡化法計算（程翔云。“，１９９７）。王淑波 等人（１９９６）“。。””針對現(xiàn)有高等級公路橋頭搭板設計中存在的主要問題，采 用非線性有限元分析方法，對橋頭搭板的受力特性及影響因數(shù)（如板長、板 厚、斜度、板底脫空長度、地基剛度、枕梁位置等）進行過分析，提出了“內 力有效長度”的概念及計算方法，得到了如下主要結論：搭板受力隨脫空長 度的增大而迅速增大，當脫空長度小于十六分之一搭板“內力有效長度”時，
脫空長度對搭板內力的影響可忽略不計；枕梁設置于四分之一搭板“內力有 效長度”（遠臺端）附近效果最好，位于二分之一搭板“內力有效長度”附近

效果最差；地基剛度越大，搭板內力和地基變形越小，當?shù)鼗禂?shù)大于
２００ＭＰａ／ｍ后，搭板內力和地基變形幾乎不發(fā)生變化，當?shù)鼗禂?shù)小于８０ＭＰａ／ｍ 時，地基變形有急劇增大的趨勢，建議在工程上通過控制填土種類和碾壓密 度將地基系數(shù)控制在８０～２００ＭＰａ／ｍ范圍內：搭板剛度與內力成反比，當搭板

厚度超過０．３ｍ后，搭板內力的變化已趨于平緩，搭板厚度以不超過０．３ｍ為 宜。鄭健龍等人（１９９１）１…以懸空板和Ｗｉｎｋｌｅｒ地基板的組合模型作為橋頭 搭板下部支承產生局部脫空以后的力學模型，用初參數(shù)法得出了荷載作用于
搭板不同部位時板中的應力分布規(guī)律，有如下主要結論：措板的最大應力大

致發(fā)生在脫空區(qū)中部；脫空區(qū)長度一定時，搭板的支承長度大于２ｍ后，對搭
板的應力已基本沒有影響了；橋頭未壓實區(qū)（脫空區(qū)）的長度小于０．５ｍ后， 搭板的應力變化非常小。陳鵬等人（１９９８）“”“應用有限元法，對路橋過渡段

模型搭板在軸載作用下的受力情況進行了分析，分析中包括了搭板的幾何尺
寸、材料因數(shù)、地基非均勻性、枕梁及瀝青加鋪層對搭板彎拉應力及變形的

影響。計算分析表明，在搭板模型中路肩的作用不容忽視，設置１．５ｍ寬的路
肩可以使搭板底部最大彎拉應力減小近２０％。

黃湘柱（１９９２）”ｏ“認為，在橋頭設置搭板作為一種整治橋頭跳車的措施，

西南交通大學博士研究生學位論文

第３５頁

僅能起短期的效用，當臺背路基沉降基本停止后，即轉化為路堤的填充物。 現(xiàn)階段主要是由于影響造價（約為小橋上部構造的兩倍）和工期（需保證約
一年的自然沉落時間）才引起了極大地重視。結合國情，采取后期（竣工后） 修補的辦法，可取得較好的經濟效益。同時還根據涵洞頂板上覆土層較厚時， 基本不出現(xiàn)錯臺的現(xiàn)象，建議開展將橋頭搭板深埋于土層中的試驗，以觀察 效果，取得經驗。

４．臺背路堤加筋設計方法
在橋涵、通道等橫穿公路的結構物與構造物臺背的路基填土之間，往往

因為剛度懸殊而產生階梯狀不均勻沉降，引起“橋頭跳車”現(xiàn)象發(fā)生。理論 研究與工程實踐均證明，采用土工加筋技術對臺背路堤填土進行處理，對減 小構造物與路基之間的不均勻沉降有明顯效果，這一新技術己在歐洲、北美、
日本、以及我國的高等級公路中得到了廣泛應用。 張貴婷（２０００）“”…認為，土工合成材料加筋構造物臺背的路基填土，主

要是利用土工合成材料與構造物之問的錨固力，以及與填土之間的嵌鎖力和
界面摩阻力，將結構物與填土聯(lián)為一體，增強其整體性，減少兩者之間的不 均勻沉降。在臺背填土中，采用土工合成材料加筋并不能提高地基的承載力， 也不能有效地阻止地基的沉降。因此，只有當?shù)鼗哂凶銐虻某休d力，在填 土自重荷載與交通荷載的聯(lián)合作用下，不致破壞而產生較大的沉降，土工合 成材料才會產生明顯的效果。目前，在工程試驗中獲得成功的試驗橋臺高度
大多在４～１ ２ｍ之間，采用的土工合成材料多為ＣＥｌ３ｌ型ＮｅｔＩｏｎ土工網…”】。

喻澤紅等人（１９９６）…ｏ”對土工網處理橋頭差異沉降進行過非線性有限元

分析。計算結果表明，在土工網的布置區(qū)域內，填土沉降較小，而未布置土
工網的區(qū)域，填土沉降逐漸加大。因此，建議在臺背填土范圍內全長鋪設土

：１二網，若填土范圍較大，則應計算土工網的鋪設長度（多按倒梯形布置），以
控制沉降縱坡。 同樣，根據計算結果可知，土工網沿填土高度布置的層間距與填土的變 形有密切關系。沿填土上半部布置時，層間距不宜超過１ｍ，沿填土下半部布 置時，層間距不宜超過１．５～２ｍ。層間距過大，土工網與土界面間產生的剪應 力將大于其抗剪強度而發(fā)生滑移破壞。具體布置層間距時，可按合理的縱坡 坡度要求由計算確定。另外，還特別提出填土面層一定要布置土工網，以承 受汽車荷載以及路面重量，減小面層的沉降。

同樣，計算結果表明，土工網與橋臺的搭接形式（嵌固與不嵌固），對沉
降并無太大影響，僅在橋頭端部稍有區(qū)別（后者最大沉降９．６ｍｍ，前者最大沉

第３６頁

西南交通大學博士研究生學位論文

降８．２ｍｍ）。土工網不嵌固在橋臺內也能發(fā)揮降低沉降的作用，主要是因為土

與土工網接觸面以及土顆粒之間的摩擦咬合作用增強，致使土體的剪應力及
界面剪應力比土工網嵌固在橋臺內更高，在橋臺端部尤為明顯。在實際工程

應用中，建議將土工網盡可能嵌固在橋臺內，以防止土工網在施工過程中被
折疊而不能充分發(fā)揮傳遞界面應力的作用。
文獻［９６，１１ １］根據加筋土體的平衡分析，提出了臺背路堤布設拉筋間距 的計算公式：

州：

；

型！墮

；

（１—１０）

％＾Ｐｏ卜》”≯Ｉ
式中：

ＡＨ一一距路基表面深度ｚ處的拉筋間距（ｍ）； ｒ。一一拉筋材料的縱向設計抗拉強度（Ｎ／ｍ），按６０％的抗拉強度取值；
Ｈ。一一路基頂面與構造物基礎頂面之間的高差（ｍ）； ｚ一一上一層拉筋材料的鋪設位置距路基表面的垂直距離（Ｔ１１）；

Ｆ。一一拉筋材料的拉抻模量（Ｎ／ｍ），取與設計強度對應的割線模量： ‰一一填料壓實后的重度（Ｎ／ｍ‘）； ，，。一一標準輪壓，其數(shù)值為０．７Ｍ［，ａ。
拉筋材料的層間距計算公式（卜１０）是通過對橋臺、拉筋及土體三者之

問相互作用的力學特性和變形特性進行系統(tǒng)理論分析后提出的理論公式。其
基本假設是忽略土體及拉筋水平方向的位移，認為在正常工作狀態(tài)下，兩者

只產生垂向位移。同時，設拉筋材料在垂直方向上的位移Ｗ沿線路縱向的變

化率ｄｗ／ｄｘ遠小于ｌ，則在線彈性條件下可得拉筋材料的非線性控制方程：

７’害＋冬掌＋ｇ：０（１－１ ｌａ）
—ｄ—ｌ＂＋ｆ：０
ｄｒ

（１—１ ｌｂ）

式中：

７＿一一拉筋材料張力；
ｗ，一一拉筋材料垂直位移；

ｑ——填土對拉筋材料的垂直力： ｆ——填土對拉筋材料的水平力。

西南交通大學博士研究生學位論文

第３７頁

根據室內外試驗觀測到的拉筋材料的變形特性，可將”，表示為：
Ｈ—Ｈ＿。、（１一Ｐ一“７） 利用拉筋材料的變形協(xié)調關系和應力應變特性可得： Ｔ＝ｌ。Ｐ‘
（１一ｌ ３）

（卜１２）

在拉筋材料與構造物的聯(lián)結處（ｘ＝０），由于存在臺背與填土問的摩阻力， 以及拉筋材料本身具有抵抗剪切變形的能力，其上部土體的自重荷載不能越
過拉筋材料而傳給下部土體，故有：

ｑ乙＝ｑ。。、＝ＡＨ?，
的理論公式：
Ａｌｌ：

（１＿１ ４）

聯(lián)立求解方程（卜１１）、（１－ｌ ２）、（卜１３）（卜１ ４）后，可得拉筋間距設計

Ｅ，ｙ。Ｊｒ）（１＋∥ｏ）（１—２∥ｏ）［ｙ。（Ｊ【，：一ｚ�。剩� ４－２（Ｈ。一ｚ）】
式中：

堅：魚�。《停�

（１一ｌｊ）

△Ⅳ一一距路基表面深度ｚ處的拉筋間距（ｍ）； ７１一一拉筋材料縱向抗拉強度（Ｎ／ｍ）；

Ⅳ。一一路基頂面與構造物基礎頂面之間的高差（１１１）： ｚ一一上一層拉筋材料鋪設位置距路基表面的垂直距離（ｍ）； ￡，～一拉筋材料拉抻模量（Ｎ／ｍ）； Ｅ。一一填土壓實后的變形模量（Ｎ／ｍ�。� 脅～一填土壓實后的泊松比； ‰～一填土壓實后的容重（Ｎ／ｍ ５）； ，）一～路基頂面承受的來自路面自重與交通荷載的垂直壓力（Ｎ／ｍ？）。
取Ｅｏ＝２０ＭＩ’ａ，／．１０＝０．３５，‰２２０ ｋＮ／ｍ１，Ｐ ２０．ＩＭＰａ，并對量剛進行歸一

化處理后，即可得式（卜１０）。 拉筋材料應在相互平行的水平面上分層鋪設，最下一層直鋪設在構造物
基礎的頂面，最上一層宜鋪設在路基的頂面。拉筋的縱向鋪設宜上長下短，

可采用緩于或等于ｌ：Ｉ的坡度自下而上逐層增大縱向鋪設長度，最下一層的
鋪設長度應不小于最小縱向鋪設長度￡。�！�。
（１＿１６）

ｋ。。２＋雨‰

第３８頁
式中：

西南交通大學博士研究生學位論文

￡。。一一拉筋材料最小鋪設長度（ｍ）； Ｃ。一一拉筋材料與土體交界面上的界面粘接力（Ｐａ）； 仍．。一一拉筋材料與土體交界面上的界面摩擦角（。）；
其余符號同式（卜１０）。 加筋土是通過拉筋約束土體的側向變形來達到提高土體強度、減小填土 沉降的效果。為了使拉筋與填土的相互作用效率更高，路橋問的不均勻沉降

更小，文獻［１１０］對土工合成材料拉筋與構造物的連接提出了明確要求。對于 重力式石砌構造物，砌筑構造物時，可將拉筋嵌固在砌體內，嵌固深度大于 ２０ｃｍ。為防止拉筋損傷，在砌體的邊界應設置５ｃｍ寬的柔性墊塊，可用橡膠
或木條制作，也可用加筋材料的邊角余料替代；如在填筑臺背路堤以前，構

造物已經修建完畢，則可采用經防銹處理的膨脹螺釘與鋼壓條，將拉筋材料 錨固在結構物臺背面的壁面上，亦可采用其它有效的方法進行錨固。

１．４研究現(xiàn)狀小結
１）路橋過渡段的不平順問題，因高速而變得十分突出。無論是鐵路，還
是公路，由于路基、橋梁、隧道等線路下部結構的不均勻變形，引起的軌道 或路面結構的不平順問題，是一種普遍存在的線路病害，長期影響著線路的

服務品質。在線路等級較低、行車速度不大、舒適度要求不高、安全行車問 題不十分突出的情況下，采用傳統(tǒng)的設計、施工、監(jiān)測、養(yǎng)護等方法，基本
能使線路的服務功能滿足使用要求，故路橋過渡段的問題一直未得到徹底解 決，建設目標和控制標準都不明確，以經驗和半經驗方法為主。隨著高速技 術的發(fā)展，安全、舒適、高效、準時、少維修成為最基本的要求，在此情況

下，過渡段的不平順問題變成了控制因數(shù)之一，得到了高度重視。 ２）路橋過渡段的不平順問題，包括靜動不平順兩個方面。一方面是受車 輛荷載影響較大范圍內（基床或路床以上部分）線路結構抵抗車輛荷載變形 的能力，即軌道或道路綜合模量（剛度）的平順過渡問題；另一方面是人工 結構的剛性橋臺與土工結構的柔性路基間工后沉降差引起的軌面或路面變形 限值問題。這兩個方面都對高速車輛的運行產生影響，但產生的原因是各不 相同的，影響的程度也是不一樣的。在制定過渡段處理方案時，必須針對不 同的影響因素和產生的原因，采取不同的加固方法，進行有的放矢地處理。 這一處理原則，在過渡段的分析與設計時應給予充分注意。

西南交通大學博士研究生學位論文

第３９頁

３）路橋過渡段的技術處理措施，應根據線路結構的特點，綜合考慮。鐵 路路橋過渡段的技術處理措施，可根據線路結構的特點，分為三大類：①在 過渡點較軟一側，增大路基基床的豎向剛度值，減小路基結構的沉降：②在 過渡點較軟一側，增大軌道結構的豎向剛度；③在過渡點較硬…側，減小軌
道結構的豎向剛度。該三類方法，同樣適用于公路路橋過渡段的綜合處理。

４）路橋過渡段的工程處理措施，以級配粒料傾斜填筑、臺背路堤加筋、 設過渡搭板等方法為主要手段。級配粒料填筑過渡段的處理措施在工程中的 應用最廣泛，日、德、法、西班牙等國的高速鐵路，國內外的高速公路規(guī)范
巾均推薦了該方案。加筋土技術是一種較成熟的現(xiàn)代土工加固技術，應用加

筋土技術處理路橋過渡段具有成本低，取材容易，布置靈活，施工簡便等優(yōu) 點，在歐洲、北美、日本、以及國內的高等級公路中的應用也較廣泛。設置
鋼筋混凝土過渡搭板對消除路橋連接處的錯臺十分有效，因而在高等級公路

上得到了最為廣泛的應用：同樣，設置鋼筋混凝土過渡搭板對路橋間剛度的
平順過渡也非常有利，但必須配合其它處理措施才能解決路橋問沉降差引起 的軌面或路面變形對高速行車的影響。

５）路橋過渡段的不平順控制標準，以簡單的計算分析和工程試驗結果為
依據。Ｈ本高速鐵路根據簡單的車／軌動力分析模型的計算結果，提出了２５０～

２６０ｋｍ／ｈ速度條件下，軌面變形彎折角的限值為２．７～５％０（舒適性標準）和
７．ｊ～ｌ（）‰（安全性標準），軌面不均勻沉降的矢度限值為６～５０ｍｍ（１０～９０ｍ 弦長）：高速公路根據現(xiàn)場實車測試及過渡段的長期路用性能調查，提出了路 面縱坡變化限值為４～６‰，錯臺高度限值為１０～２０ｍｍ。

６）路橋過渡段的工后沉降控制限值，與設計理念、檢修方法、工程造價 和交通量大小等密切相關。高速鐵路因強調安全、準時、少維修的設計理念， 采用自動檢測和大型機械化作業(yè)的現(xiàn)代檢修手段，需占道檢修，成本較高， 對路橋過渡段的工后沉降要求甚嚴，控制標準為５～８ｃｍ，基本上能達到在一 個使用周期內（１ｊ年）不需進行大修的目標；高速公路因可進行半幅斷道旋 工，檢修靈活方便，修養(yǎng)成本較工程造價低，路橋過渡段的工后沉降標準不 ‘，控制值在ＪＯ～３０ｃｍ之間，對軟土地基或高路堤等沉降問題較突出的位置， 多采用鋪設ｌ臨時路面和加強維修等手段解決。

７）路橋過段結構設計與技術標準的理論研究遠遠落后于工程實踐。國內
外對路橋過渡段技術處理措施的基本原則都是一致的，處理方案也大同小異， 但有關過渡段的結構設計及技術標準與車輛性能、線路結構、行車速度等的 相互關系卻很難從一般的技術資料中了解到。必須開展以車輛／線路系統(tǒng)動力

第４０頁

西南交通大學博士研究生學位論文

學為基礎的理論研究，分析各種不平順因數(shù)對車輛運行的影響規(guī)律，并參考 國內外的有關技術標準才能制定出符合我國車輛、線路條件等具體情況的過
渡段設計參數(shù)和控制標準。

８）路橋間結構體系的突變是造成軌面或路面不平順的實質原因之一。通
過改進橋頭線路結構的形式，可使兩個對接的性質完全不同的線路下部結構 體系在抗垂直變形能力方面逐漸過渡。

１．５本文主要研究內容
根據路橋過渡段的受力和變形特性，以及車輛／線路相互作用的特點，在 綜合參考了國內外有關技術資料的基礎上，對高速鐵路路橋過渡段的動力學 特性及工程處理措施效果進行了理論分析和試驗研究，主要工作內容如下：

１）國內外有關路橋過渡段技術資料的收集。廣泛收集了過渡段的設計、
施工、檢測、修養(yǎng)、試驗研究和理論分析等方面的技術資料，深入分析了它

們的技術思想、設計方法、使用條件、取得的效果及存在的問題，在此基礎 上，提出適合我國具體情況的高速鐵路路橋過渡段處理措施的基本思路、原
則和方法；

２）車輛與線路相互作用的動力學計算分析模型。介紹了車輛與線路相互
作用研究的發(fā)展歷程，分析了幾種典型動力學分析模型的特點，采用了一個

具有兩系懸掛的車輛一線路相互作用的垂向動力學計算分析模型，建立了車
輛與線路系統(tǒng)的振動微分方程及垂向耦合關系； ３）高速鐵路路橋過渡段動力學特性計算分析及評價。應用車輛與線路相
互作用的動力學理論，全面分析了路橋過渡軌面彎折變形（由路橋間沉降差 引起）、軌道基礎剛度變化（由路橋間剛度差引起）、行車速度及車輛駛向等

情況對車輛垂向加速度和輪軌垂向力等動力學特性指標的影響規(guī)律，并依據 車輛與線路相互作用的動力學特性評價標準提出了過渡段的不平順控制值； ４）高速鐵路路橋過渡段結構設計與技術標準。根據國內外路橋過渡段工
程處理措施的有關資料，高速鐵路路橋過渡段的動力學特性分析結果，以及

已有的工程實踐經驗和試驗研究成果，提出了針對不同速度等級的高速鐵路 路橋過渡段結構設計與技術標準，部分內容已納入了“時速２００公里新建鐵 路線橋隧站設計暫行規(guī)定”和“京滬高速鐵路線橋隧站設計暫行規(guī)定”之中；

５）土工格柵加筋礫石土變形特性試驗研究。在一個長ｌｍＸ寬ｉｍＸ高２ｍ
的剛性模型箱內，進行了七組改變土工格柵鋪設間距和礫石土壓實密度的三

西南交通大學博士研究生學位論文

第４１頁

向加載大比例足尺模型試驗，測試了土工格柵加筋礫石土試樣，在不同側向 壓力（柔性水囊加載）作用下的豎向荷載與變形關系曲線，研究了土工格柵 加筋礫石土的變形特性，為高速鐵路路橋過渡段臺背路堤加筋處理方案提供
了試驗依據。

６）高速鐵路路橋過渡段不均勻沉降特性實體測試。為了研究高速鐵路路 橋過渡段的不均勻沉降特性，檢驗提出的高速鐵路路橋過渡段結構設計和技

術標準的適用性，先后在新建鐵路濟（南）一邯（鄲）線跨３０９國道中橋濟 南臺、新建鐵路秦（皇島）一沈（陽）客運專線沙河特大橋秦臺、沈臺和黑
魚ｌ＃中橋沈臺等４座橋臺進行了過渡段設計、施工、檢測技術，以及沉降特
性的實體測試，初步掌握了不同地基類型、不同填料種類、不同處理措施條 件下的過渡段不均勻沉降規(guī)律；

７）高速鐵路路橋過渡段動力學特性實車測試。為了研究高速鐵路路橋過 渡段的動力學特性，檢驗高速鐵路路橋過渡段工程處理措旌的有效性，在新

建鐵路秦（皇島）一沈（陽）客運專線沙河特大橋的秦臺、沈臺和黑魚ｌ＃中
橋沈臺等３座橋臺進行了２種車型共】２７次高速行車條件下的動力學測試， 初步掌握了臺背過渡段的不同結構類型，對過渡段動力學響應的影響規(guī)律。

第４２頁

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第２章車輛與線路系統(tǒng)垂向振動分析模型
２．１概述
車輛與線路系統(tǒng)之間的動力學相互作用問題，是鐵路大系統(tǒng)研究領域中 最基本、最重要的問題之一。自鐵路誕生以來，人類便開始了車輛與線路相 互作用探索的漫長歷程。但在１００多年后的今天，盡管人類已經能夠準確地
模擬飛行器在宇宙空間的運動軌跡，并進行準確控制，卻不能精確地模擬車

輛～線路系統(tǒng)之間的相互作用……。由此足以說明車輛一線路系統(tǒng)相互作用的
復雜性，存在大量尚未認識的重要課題。
車輛在線路（軌道）上行駛，實質上是一個動力學問題，是一個移動的

質量系統(tǒng)與一個無限長連續(xù)支承的線路（軌道）系統(tǒng)之間的動態(tài)相互作用問
題。由于線路的不平順，以及車輪與鋼軌表面的幾何缺陷等原因，輪軌之間

將產生劇烈的相互作用力，并以輪軌接觸面為界，向上傳遞給車輛，向下作 用于線路，引起各自的振動。各系統(tǒng)之間的振動又相互耦合，構成了車輛一 線路大系統(tǒng)中更為復雜的振動，并對車輛和線路產生影響，有時甚至危及行 車安全。了解并掌握車輛一線路系統(tǒng)的相互作用規(guī)律，制定相應的技術對策，

減小車輛和線路的振動，是車輛一線路系統(tǒng)耦合動力學研究的內容之一。
車輛與線路是鐵道輪軌運輸系統(tǒng)中不可分割的兩大組成部分，它們相互

關聯(lián)，互為作用。線路（軌道）的變形（不平順）會激起車輛的振動，而車
輛的振動又會引起線路（軌道）振動的加劇，并助長其產生更大的變形（不

平順），這種互為反饋的作用即為車輛與線路系統(tǒng)耦合作用的基本特點。長期
以來，，由于專業(yè)的劃分和計算條件的限制，有關鐵路車輛與線路（軌道）系

統(tǒng)動力學的研究，常歸結為“車輛動力學”、“軌道動力學”、“輪軌相互作用” 三個相對獨立的研究領域。例如，研究車輛動力學時，常將軌道視為“剛性 支承”，僅輸入反映軌道幾何不平順的軌道譜，這樣的假設顯然不能反映實際 線路（軌道）的彈性和阻尼對車輛振動的影響；另一方面，研究線路（軌道）
振動時，將車輛視為“移動荷載”，或簡單的“質量塊”，不能考慮車輛的一、

二系懸掛特性對線路（軌道）振動的影響。當然，傳統(tǒng)的、按專業(yè)劃分的小 系統(tǒng)簡化研究，既有歷史的局限和研究目的的需要，也是開展大系統(tǒng)綜合研 究的必由之路。經過長期的理論探索和試驗研究，無論是車輛子系統(tǒng)，還是

西南交通大學博士研究生學位論文 輛一線路大系統(tǒng)耦合動力學相互作用研究的基礎。

第４３頁

線路（軌道）子系統(tǒng)，國內外都積累了豐富和有效的經驗，這些都可作為車
一

關于軌道動力問題的研究，最早可追溯到１８６７年，ｗｉｎｋＩｅｒ提出的彈性 地基梁的理論。１９２６年…６１，Ｔｉｍｏｓｈｅｎｋｏ應用彈性地基梁模型，研究了鋼軌的 應力和變形問題（該方法至今仍在應用），計算了在不考慮振動衰減條件下的
軌道Ｉ臨界速度（高達１８００ｋｍ／ｈ）。ｌ ９５３年……，Ｃｒｉ ｎｏｒ等研究了在集中的移動 荷載作用下，軌道的變形特性，分析了在不同阻尼系數(shù)條件下，軌道的變形 與車速之間的關系，得到的軌道臨界速度為ｌ０００～１５００ｋｍ／ｈ。１９８４年……，
Ｆｏｒｔｊ

ｎ介紹了法國ＴＧＶ高速行車試驗中實測到的軌道臨界速度在１５０～

５００ｋｍ／ｈ之間，并發(fā)現(xiàn)軌道的臨晃速度受軌下基礎剛度的影響極大，通過對路 摹（包括地基）進行加固，減小軌道的變形，可顯著提高軌道的臨界速度。 近幾十年來，伴隨著計算機技術的迅猛發(fā)展，數(shù)值計算技術的研究異常 活躍，各種數(shù)值計算方法不斷涌現(xiàn)，使應用復雜的數(shù)學力學模型來研究車輛 一線路系統(tǒng)的相互作用成為可能。在這種情況下，英國Ｄｅｒｂｙ鐵路技術研究 中心于２０世紀７０年代初開展的軌道接頭處輪軌動作用力的試驗與理論研究，

標志著車輛一線路系統(tǒng)的相互作用研究進入了一個新時代。Ｌｙｏｎ（１９７２）…９１和 ．１ｅ ｒｌｋｉ ｎＳ（１９７４）’’”在車輛通過軌道低接頭的輪軌動力試驗研究的基礎上，建立
了輪軌動力作用模型，分析了車輛與軌道的基本參數(shù)（如簧下質量、軌道剛度 等）對輪軌作用力的影響。在該模型中，軌道被描述成彈性連續(xù)支承的Ｅｕ］ｅｒ 粱，車輛被簡化為簧下質量的單輪對模型，輪軌接觸采用了ｔｉｅｒｔｚ非線性彈
簧模型。Ｎｅｗ Ｌ，ｍ等（１９７９）…“在研究車輪踏面擦傷對軌道的動力作用時，將軌

道描述成彈性連續(xù)支承的Ｔｉｍｏｓｈｅｎｋｏ梁，計算了鋼軌的動態(tài)應力，并與現(xiàn)場 測試數(shù)據取得了較好的一致性。ｃｌａｒｋ等（１９８２）””１為研究車輛在波形磨耗鋼 軌上行駛的動態(tài)效應，采用了彈性點支承連續(xù)梁模擬軌道，并考慮了軌枕振
動的影響。李定清（１９８７）”！”對英國Ｄｅｒｂｙ模型進行了有限元計算，分析了

模型中的參數(shù)對鋼軌接頭動力作用的影響。許實儒（１９８９）等”“１采用彈性連續(xù)
支承的Ｔｉｍｏｓｈｅｎｋｏ梁進行了鋼軌接頭處輪軌沖擊力的模擬分析。ｃａｊ（１９９２）…”

等采用了一個轉向架的車輛模型和二層離散支承的連續(xù)梁軌道模型，研究了
車輛與軌道相互作用問題。翟婉明（１９９２ １９９６）””“…等采用了二個轉向架的

車輛模型和三層離散支承的連續(xù)梁軌道模型，分別建立了客貨車輛的整車與
軌道垂橫向相互作用的分析模型。胡用生（１９９６）““等采用Ｔｉｍｏｓｈｅｎｋｏ梁模擬

鋼軌，建立了貨車一軌道垂向耦合動力學模型，并引用了英國Ｄｅｒｂｙ軌道低
接頭動力試驗結果進行了驗證分析。梁波（２０００）…０１等詳細考慮了路基結構的

第４４頁

西南交通大學博士研究生學位論文

動力特性，建立了車輛一軌道一路基垂向耦合動力作用分析模型，研究了路
基設計參數(shù)與車輛運行品質的相互關系。

２．２線路（軌道）系統(tǒng)垂向振動分析模型
線路（軌道）系統(tǒng)包括鋼軌、墊板及扣件、軌枕、道床、基床等部分所構
成的系統(tǒng)。動力學性能好的線路是列車安全、平穩(wěn)通過的條件，同時也是減

小線路結構振動，保持線路穩(wěn)定的基礎。由于線路結構的復雜性和易變性， 要詳細了解線路結構的工作狀態(tài)，計算模型將相當復雜，難以描述，反映模
型特性的計算參數(shù)量大并難以確定。針對不同的問題，建立盡量合理的簡化

模型，并隨著認識的深入和條件的許可，逐步增加考慮的因數(shù)，完善分析模 型，是線路（軌道）動力分析模型發(fā)展的基本規(guī)律。
依據分析目的和模擬重點的不同，線路（軌道）系統(tǒng)垂向動力分析模型有

分布參數(shù)模型和集總參數(shù)模型兩大類型。分布參數(shù)模型中有彈性連續(xù)支承梁
軌道模型和彈性點支承梁軌道模型兩種基本形式，其中又分為Ｆｕｌ ｅｌ梁或
‘ｌ ｉ

ｍｏｓｈｅｎｋｏ梁、單層支承梁或多層支承梁等模型。集總參數(shù)模型中有單自由

度軌道模型，雙自由度模型和多自由度模型等基本形式。

２．２．１分布參數(shù)模型
１．彈性連續(xù)支承梁軌道模型 彈性連續(xù)支承梁軌道模型是分析軌道動力特性較早的模型，主要用于分 析軌道結構整體的動力特性及響應，求解鋼軌的彎拉應力，軌下基礎各部分 的附加動力及振動加速度。早期的彈性連續(xù)支承梁軌道模型是將鋼軌當作無 限長Ｅｕｌｏｒ梁，軌下基礎不計質量，簡化為連續(xù)的彈簧，并符合ｗｉ ｎｋ】ｅｒ假 設，如圖２一ｌ所示。彈性連續(xù)支承無限長Ｅｕｌ ｅｌ梁軌道模型具有模型簡單、 參數(shù)少易確定、可用解析法求解等特點。隨著研究的深入，對該模型進行了 逐步改進與完善，增加考慮了軌下基礎的阻尼和參振質量等因數(shù)，如圖２ 所示，使模型的分析精度有較大提高，目前仍廣泛用于軌道動力特性分析。 隨著車輛的大型化和軌道的重型化，以及各種新型軌下基礎的發(fā)展，軌 下結構的振動和參振質量逐漸增大，軌道的振動模型由最初的單層發(fā)展到了
兩層，如圖２—３所示，又由兩層發(fā)展到了三層，如圖２—４所示，以便能考慮
２

軌枕、道床和路基基床等的振動，以及對軌道動力特性的影響…�！薄保�。

西南交通大學博士研究生學位論文

第４５頁

鋼軌 軌下彈簧 剛性基礎 圖２ １單層彈性連續(xù)支承無限長梁軌道模型

ｍ．

ＥＩ

ｋ

ｍ

ＥＩ
Ｃ

ｋ

圖２ ２單層彈性連續(xù)支承無限長梁軌道模型（考慮阻尼）

Ｐ

Ｌ—Ｖ
鋼軌三一ｉ

Ｊ

軌下彈簧霎摹李摹萎摹摹摹摹摹季享萎萎享享李 軌道板ｌ＿ 二二二■Ｉ。Ⅲ
ａ）軌道板

Ｉ—ｒ＿＿Ｔ．…Ｌ彳二ｉＦｉ———■＿＿了—了ｋ

ｍ

［Ｅ 【］
［Ｅ【 ］

ｋ
ｍ

■■一ｊ

剛性基礎’１—１～～１一一一一～～一一
鋼軌 軌下彈簧 軌枕 枕下彈簧 剛性基礎

板下彈簧妻≥李享妻李摹舉享妻搴妻萎搴摹搴妻

ｋ

ｍ

卜

ｋ
ｍ

ｋ

ｂ）軌枕

蔓竺里

墮童奎望查蘭墮主墮壅皇蘭焦鯊壅

鋼軌
軌ｒ彈簧阻尼

ｍ，

［ＥＩ］
ｃ．．

ｋ．

軌道板 板ｒ彈簧阻尼 剛性基礎

ｍ、［Ｅ１］
ｋ．Ｃ。

Ｃ）軌道板（考慮阻尼）

鋼軌
軌下彈簧阻尼

ｍ，［Ｅ１］．
ｋ．．
ｍ、 ｃ．．

軌枕
枕Ｆ彈簧阻尼 Ｈ０性基礎

ｋＩ

ｃＩ

ｄ）軌枕（考慮阻尼） 圖２一：｛雙層彈性連續(xù)支承無限長梁軌道模型

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板下彈簧妻李摹李；鎣李辜摹辜妻妻－ｉ＞辜辜享辜ｈ，

軌道板ＬＩ Ｉ二Ｉ ｉ＿＿＿＿＃ｊ二二＿＝＿＝；二＝ｊ：二．＝＝二ｊ：一ｍ“［ＨＩ］一－

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ａ）軌道板

基礎板ｆ＿ｉ：三：：；享；二二：二：；：：：一：一？一ｔ：＿：�。荩怼�？［Ｅ

ｌ

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西南交通大學博士研究生學位論文

第４７頁

鋼軌 軌下彈簧
軌枕 枕下彈簧

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道碴 碴下彈簧 剛性基礎
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ｂ）軌枕

鋼軌

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Ｃ）軌道板（考慮阻尼）

鋼軌 軌下彈簧阻尼 軌枕 枕下彈簧阻尼

ｍ

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ｋ
ｍ

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ｋ
ｍ

“

道碴 碴下彈簧阻尼 剛性基礎

ｋ

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ｄ）軌枕（考慮阻尼）
圖２ ４三層彈性連續(xù)支承無限長梁軌道模型

第４８頁

西南交通大學博士研究生學位論文

２．彈性點支承梁軌道模型 在常規(guī)的軌道結構中，鋼軌是由沿線路縱向按一定間距橫向鋪設的軌枕 支承的。采用彈性點支承梁軌道模型更能反映軌道結構的工程特性。由軌道
和路基的病害引起的軌下支承的變化，如扣件失效、軌墊脫落、軌枕懸空、

道床板結、基床翻槳等問題，都可通過軌道模型的點支承特性進行模擬。 彈性點支承梁軌道模型須用數(shù)值計算方法才能求解，因此隨著計算機的
廣泛應用和數(shù)值計算技術的發(fā)展，在最近的二、三十年得到了快速的發(fā)展，

其基本模型是被彈簧阻尼質量系統(tǒng)按一定間距支承的Ｅｕｌｅｒ粱。單層彈性點
支承梁軌道模型如圖２—５所示，軌下基礎不計質量，以軌枕間距為單位簡化

成彈簧和阻尼系統(tǒng)。雙層彈性點支承梁軌道模型如圖２ ６所示，可用于分析
軌下基礎，特別是混凝土軌枕的振動，以及扣件墊板對軌道動力特性的影響。 三層彈性點支承梁軌道模型如圖２—７所示…，模型中考慮了道床的彈性、阻 尼、參振質量以及基床的彈性和阻尼對軌道動力特性的影響。文獻［１ ３４］為了

考慮道床的剪切特性，在道床的離散質量塊之間安裝了彈簧和阻尼器，建立 了如圖２－８所示的軌道模型。文獻［１７１］為了考慮基床的動力響應及其對軌道 動力特性的影響，建立了如圖２—９所示的四層彈性點支承梁軌道模型。文獻
［１：｛ｊ，ｌ ５ｊ］為了考慮道床不同深度處動力響應的差異，將道床分為三層（道碴

兩層＋底碴一層），提出了如圖２—１０所示的五層彈性點支承梁軌道模型。
Ｐ ｆ Ｉ
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軌下彈簧阻尼鼉牛乏＝，‘｝車，ｃ－Ｐ：；９：１９專９毛歲�！�。
剛性基礎一一一，ｌ＾、
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圖２－５單層彈性點支承梁軌道模型

鋼軌 軌卜Ｉ彈簧阻尼 軌枕 枕下彈簧阻尼 剛性基礎

ｍ。Ｅｌ Ｋ。Ｃ．． Ｍ、 Ｋ。Ｃ

Ｌ１二—上墜‘４。－一．－一上二ｏ．廣．！蘭．Ｌ生叫
圖２－６雙層彈性點支承梁軌道模型

西南交通大學博士研究生學位論文

第４９頁

鋼軌 軌Ｆ彈簧阻尼 軌枕 枕下彈簧阻尼 道碴 碴Ｆ彈簧阻尼 剛性基礎

［１１．Ｅ【 Ｋ。Ｃ。
Ｍ、

Ｋ…Ｃ…
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Ｋ．

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圖２—７三層彈性點支承梁軌道模型

鋼軌 軌下彈簧阻尼 軌枕 枕下彈簧阻尼 道碴 碴下彈簧阻尼 剛性基礎

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Ｋ…Ｃ… Ｍ、． Ｋ ｈ．Ｃ１． Ｍ ｈ．Ｋ．．Ｃ．

Ｋ．。Ｃ，

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ｍ．ＥＩ Ｋ…Ｃ… Ｍ、． Ｋ…Ｃ。 Ｍ¨

圖２ ８三層彈性點支承梁軌道模型（考慮道床剪切特性）

鋼軌 軌下彈簧阻尼 軌枕 枕下彈簧阻尼 道碴 碴下彈簧阻尼 基床

Ｋ¨．Ｃ．
Ｍ１１． Ｋ”．Ｃｌ：

基床下彈簧阻尼
川性基礎

Ｌ生一堅∑Ｉ。一一一生，Ｊ．…．Ｉ．�。。桑�
圖２－９四層彈性點支承梁軌道模型

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枕下彈簧阻尼竄?宰≤【｛］審冉－ 冉甜卻一 ‰ｃｗ 上道碴層～ｌ ｃ～？?、：ｊ、、｛．，｜Ｔｘ：．ｒ７．１ｒ－、ｉ；二??≯ 上碴下彈簧阻尼幸奉幸每》審宰串幸》Ｋｈ“，．？
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１、

３．彈性連續(xù)支承梁軌道模型與彈性點支承梁軌道模型的特點 彈性連續(xù)支承梁軌道模型與彈性點支承梁軌道模型的不同之處在于前者 將軌下基礎作為均勻分布的整體地基，地基特性符合ｗｉｎｋｌｅｒ假定，而后者

則把軌下結構描述成一系列按軌枕間距離散的彈性一阻尼點支承體系。顯然，
前者反映的是軌道系統(tǒng)的基本特征和總體效果，后者能反映軌枕各支承點的 局部影響，可較為方便地考慮軌道系統(tǒng)的參數(shù)沿線路縱向變化的情況，如軌 枕非等間隔布置，軌下墊板彈性的非均勻變化、軌下基礎發(fā)生病害等。

關于彈性連續(xù)支承梁軌道模型與彈性點支承梁軌道模型的分析結果，文 獻［１３６］作過比較。認為在低速條件下，兩種模型的分析結果差異不大。在高
速條件下，彈性連續(xù)支承梁軌道模型計算出的輪軌相互作用力偏大，彈性點

支承梁模型計算出的輪軌相互作用力與現(xiàn)場實測值吻合較好。 ４．ｇｕｌｅｒ粱模型與Ｔｉｍｏｓｈｅｎｋｏ梁模型的特點 ｌ：ｕｌｅｒ梁模型只考慮了鋼軌的彎曲變形，而沒有考慮剪切變形。 Ｔｉｍｏｓｈｅｎｋｏ粱模型引入了梁的剪切應變，并考慮了梁的旋轉慣性，從而使梁 的受力分析更加完整，其計算獲得的剪切應變參數(shù)也便于同現(xiàn)場實測值比較。
文獻［１ ３６］的數(shù)值計算結果表明，用Ｔｉｍｏｓｈｅｎｋｏ梁模型和Ｅｕｌｅｒ梁模型

計算所得的高頻力只和低頻力只的頻率范圍大致相同，只力的數(shù)值幾乎無差 異，只力的數(shù)值前者較后者大７～１１％。文獻［１２１］的分析也認為，用Ｔｉ ｒｎｏｓｈｅｎｋｏ

西南交通大學博士研究生學位論文
梁模型和Ｉ�。酰� ＯＦ梁模型計算所得的輪軌相互作用力差異不大。

第５１頁

５．單層彈性點支承梁軌道模型與多層彈性點支承粱軌道模型的特點 單層彈性點支承梁軌道模型將整個軌下基礎在垂向視為一種等效的彈性

一阻尼支承系統(tǒng)，而不單獨考慮軌枕、道床等的作用。雙層彈性點支承梁軌
道模型重點考慮了軌枕的動力影響，包括軌枕的參振質量、軌下扣件及道床

的彈性和阻尼等。三層彈性點支承梁軌道模型進一步考慮了道床的動力影響，
包括道床的參振質量、基床的彈性和阻尼等。三層以上的彈性點支承梁軌道 模型主要是對道床作了進一步的分層，或是將路基基床表層的部分參振質量 納入了模型之中。 軌下基礎的各組成部分（軌枕、扣件、道床、基床等）在軌道結構中所起

的作用各不相同，’Ｅｌ＇Ｉ］對輪軌動力作用的影響也不一致。使用多層彈性點支 承梁的軌道模型，能較全面地分析各部件的振動響應，以及對軌道結構動力
特性的影響。一般認為多層彈性點支承梁軌道模型優(yōu)于單層彈性點支承梁軌
道模型。

文獻［１：｛６］對單層、雙層、三層彈性點支承Ｅｕｌ ｅＦ梁三種軌道模型的數(shù)值

計算結果進行過比較分析，發(fā)現(xiàn)雙層模型除Ｐ’有所增大及道床加速度不能獲
得外，其余結果與三層模型基本一致，而單層模型的計算結果普遍偏大，其

中鋼軌一軌枕支點力和只力增大了２５％之多。文獻［１２１］的分析也認為，不考
慮軌枕、墊層作用的單層彈性連續(xù)支承梁軌道模型計算出的輪軌相互作用力
偏大。

２．２．２集總參數(shù)模型
依據一定的等效性變換原則，可將一個具有復雜分散參數(shù)體系的軌道結

構，簡化成一個具有少數(shù)自由度的質量一彈簧一阻尼集總參數(shù)模型。
常用的等效性變換原則有兩種。其一是用軌道結構的實測自振頻率來推
算等效質量和等效彈簧剛度，用軌道結構的實測幅頻響應的對數(shù)衰減減率來

推算等效阻尼系數(shù)“…：其二是在確定等效質量時，要求彈性地基梁分布質量
的動能與集總質量的動能相等，在確定等效彈簧剛度時，要求荷載作用點下

彈性地基梁的靜撓度與集總參數(shù)模型的靜撓度相等”１…。 由于集總參數(shù)模型一般只能分析軌道參數(shù)均勻分布條件下的輪軌動力問 題，且集總簡化所導致的參數(shù)數(shù)值差異較大，因此文獻［１３６］通過計算認為， 集總參數(shù)軌道模型的數(shù)值計算精度較低（與測試數(shù)據比較，輪軌作用力偏差 １０～２０％，輪軌系統(tǒng)振動加速度的最大偏差可達４０～５０％），但數(shù)值變化的趨勢

第５２頁

西南交通大學博士研究生學位論文

及相互問的數(shù)量關系與實測結果有較好的一致性。因此，采用集總參數(shù)模型 進行輪軌系統(tǒng)動力學問題的定性分析是可行的，特別適用于大量類同方案的
比選及初步概略估測。

１．單自由度軌道模型
文獻［１ ３９］為了計算車輛通過軌道低接頭時的垂向輪軌作用力，建立了一

個“輪對一軌道”３自由度的輪軌集總參數(shù)模型，如圖２一ｌｌ所示。模型中， 車輛被簡化為單輪對的集總參數(shù)模型（２自由度），考慮了車輛的一系懸掛特
性，以及簧上和簧下的質量；軌道被簡化為單自由度的集總參數(shù)模型，只考
慮了軌下的等效剛度和阻尼，以及鋼軌的等效質量。
簧上質量 車軸彈簧阻尼
Ｍ、

Ｋ、．Ｃ、

簧下質量

ｆ

、）， ≥ｌ

Ｍ．

輪軌接觸
鋼軌 軌下彈簧阻尼

剛性基礎
圖２一ｌ

乏歹 一

／＿，王蔓
，

Ｍ，
Ｋ。Ｃ。

一Ｔ，Ｉ

ｌ輪對一軌道集總參數(shù)模型

２．雙自由度軌道模型
文獻［１ ４０］為了分析軌道在車輛荷載作用下的動力響應，提出了一個“半

車一軌道”７自由度的輪軌集總參數(shù)模型，如圖２一１２所示。模型中，車輛被
簡化為轉向架的集總參數(shù)模型（５自由度），考慮了車輛的二系懸掛特性，以 及車體（半車）、構架和簧下的質量：軌道被簡化為２自由度的集總參數(shù)模型， 只考慮了軌下的等效剛度和阻尼，以及鋼軌的等效質量。 ３．多自由度軌道模型 文獻［１４１］對等效集總參數(shù)模型的計算精度和適用性進行了分析研究，建

立了一個“整車一軌道”２２自由度的輪軌集總參數(shù)模型，如圖２一１３所示。模
型中，車輛被簡化為整車的集總參數(shù)模型（１０自由度），考慮了車輛的二系懸 掛特性，以及車體、構架和簧下的質量；軌道被簡化為１２自由度的集總參數(shù) 模型，考慮了軌下膠墊、枕下道床及基床的等效剛度和阻尼，以及鋼軌、軌

西南交通大學博士研究生學位論文
枕和道床的等效質量。

第５３頁

半車車體

Ｍ。

二系彈簧阻尼
轉向架 ‘系彈簧阻尼 簧下質量

Ｋ。２ Ｃｎ Ｍｔ Ｋ。ｌ Ｃ。ｌ Ｍ。

輪軌接觸 鋼軌 軌下彈簧阻尼 剛性基礎

一三王一—羔一

。｛ｆ中…車平１

Ｍ， Ｋ。Ｃ。

圖２ １２半車一軌道集總參數(shù)模型

車體

Ｍ．

二系彈簧阻尼 轉向架 一系彈簧阻尼 簧下質量 輪軌接觸
鋼軌
、

Ｋ、：Ｃ。 Ｍｔ Ｋ。ｌ Ｃ、Ｉ Ｍ。
一

蘭

］

軌下彈簧阻尼 軌枕
枕下彈簧阻尼

道碴 碴下彈簧阻尼 剛性基礎

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一

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Ｍ． Ｋ．Ｃ。 Ｍ。 Ｋ ｈ Ｃｈ Ｍｈ Ｋ．．Ｃ．

圖２—１３整車一軌道集總參數(shù)模型

第５４頁

西南交通大學博士研究生學位論文

２．３車輛系統(tǒng)垂向振動分析模型
車輛系統(tǒng)是由車體、轉向架構架、輪對，通過一系、二系懸掛元件聯(lián)結 所組成的機械系統(tǒng)。對于研究車體的運行品質、脫軌安全性、抗傾覆性、直
線運行穩(wěn)定性和曲線通過性能等問題，可將車體及其裝載、轉向架構架及其 上安裝部件、輪對及其裝備視為剛體，將車輛系統(tǒng)描述成多剛體系統(tǒng)進行振
動分析…“。

在軌道上運動的車輛（剛體）的空間振動有６個自由度，即３個線位移

和：｛個繞軸的轉動，如圖２一１４所示。這６個自由度分別為垂向振動的沉浮和
點頭（ｐｉｔｃｈｉ ｎｇ），橫向振動的橫移、側滾（ｒｏｌｌｉ ｎｇ）和搖頭（ｙ｝１ｗｉ ｎｇ），以

及縱向振動的前后移動…’““。

沉浮

點頭

搖頭 滾
４ Ｚ

山

、

前后

Ｉ

…
ｍ
Ｖ

。，、，＿—————１十一———７ｉ—’Ｆ—Ａ

圖２一１４車輛（剛體）空間振動形式
把一個具有復雜體系的車輛系統(tǒng)，簡化成具有一個或多個自由度的集總 參數(shù)模型，是建立各種車輛系統(tǒng)振動分析模型的常用做法。依據分析目的和 模擬重點的不同，車輛系統(tǒng)垂向振動分析模型有單輪對簡化模型、轉向架半

車模型和整車詳細模型三大類型。其中，單輪對簡化模型中有不考慮懸掛系 統(tǒng)的單自由度輪對模型和考慮一系懸掛系統(tǒng)的雙自由度輪對模型：轉向架半 車模型和整車詳細模型中有考慮一系、二系懸掛特性的多自由度模型等基本
形式“”…１。

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第５５頁

２．３．１單輪對簡化模型
最簡單的輪對模型是不計車輛的懸掛特性，將車輛系統(tǒng)的質量集中分配
到相應輪對上的單自由度輪對模型，如圖２一１５所示。在該模型中，只能考慮
輪對的沉浮振動。

簧下質量 輪軌接觸 剛性基礎
圖２ １５單自由度輪對模型

考慮一系懸掛特性的雙自由度輪對模型，如圖２一１６所示。在該模型中 可考慮輪對和簧上質量的沉浮振動。

簧上質量

車軸彈簧阻尼

一鏨～

Ｍ．

Ｋ。．Ｃ、

簧下質量

輪軌接觸
剛性基礎
圖２ １６雙自由度輪對模型

２．３．２轉向架半車模型
考慮一系懸掛特性的三自由度轉向架半車模型，如圖２
使用的主型貨車Ｃ。），可考慮輪對和簧上質量的沉浮振動。
１

７所示。該模型

適用于具有一系中央懸掛系統(tǒng)的２軸轉向架車輛結構型式（如我國目前大量

考慮一系懸掛特性的四自由度轉向架半車模型，如圖２一１８所示。該模型
適用于具有一系軸箱懸掛系統(tǒng)的２軸轉向架車輛結構型式（如我國目前正在

發(fā)展的新一代低動力作用大型貨車），可考慮輪對的沉浮振動，以及簧上質量
的沉浮和點頭振動。

半車車體ｌ

ｌ

Ｍ

ｃ

一系中央懸掛彈簧阻尼三≥ ［二９
轉向架Ｉ 簧下質量
］

Ｋ

ｓ

ｃ

ｓ

ＩＶ［． Ｍ。

ｆ爿１，７
『『
１

ｒ”｜：｜１
、≤

卜，】

輪軌接觸
剛性基礎

：≥７

圖２－１７三自由度轉向架半車模型

半車車體

Ｍ。

＼
轉向架ｌ
＼ｏｆ

／
ｉ

Ｍ。 Ｋ。ｃ。 Ｍ。

一系軸箱懸掛彈簧阻尼
簧下質量

：｛；ｂ
０．、７

≤己ｊ
卜１

輪軌接觸 剛性基礎

’≮４
、

、≮ ～

圖２—１８四自由度轉向架半車模型 半車車體
Ｍ。

二系彈簧阻尼差；Ｊ ｛ｉ １一廠｜ ……．
轉向架

Ｋ。：ｃ。ｚ
．．

一系彈簧阻尼

車豐

簧下質量、、ｆ、丫７

輪軌接觸�！�
剛性基礎

＿一
—Ｌ——、，—』＿

Ｍｔ Ｋ。－ｃ。，
７

≤己］
、≤

、、卜，１

Ｍ。

圖２一ｉ９五自由度轉向架半車模型

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第５７頁

考慮二系懸掛特性的五自由度轉向架半車模型，如圖２—１９所示。該模型
適用于具有二系懸掛系統(tǒng)的２軸轉向架車輛結構型式（各類客車和部分新型

貨車），可考慮輪對和車體的沉浮振動，以及構架的沉浮和點頭振動。

２．３．３整車詳細模型
考慮一系懸掛特性的六自由度整車詳細模型，如圖２—２（）所示。該模型適
用于具有一系中央懸掛系統(tǒng)的４軸車輛結構型式（如我國目前大量使用的主 型貨車Ｃ。．），可考慮輪對的沉浮振動，以及車體的沉浮和點頭振動。

整車車體

Ｍ。

系中央懸掛彈簧阻尼
轉向架

Ｋ、Ｃ、

Ｍ。
Ｍ。
一

簧下質量
ｊ

Ｉ、Ｉ

ｉ

ｖ

輪軌接觸 剛性基礎

羔

羔——

芝

專

圖２—２０六自由度整車詳細模型

考慮一系懸掛特性的八自由度整車詳細模型，如圖２—２１所示。該模型適
用于具有一系軸箱懸掛系統(tǒng)的４軸車輛結構型式（如我國目前正在發(fā)展的新

一代低動力作用大型貨車），可考慮輪對的沉浮振動，以及構架的沉浮和點頭
振動。
整車車體 轉向架 Ｍ。

Ｍ。

系軸箱懸掛彈簧阻尼 簧下質量 輪軌接觸 剛性基礎
ｊ

Ｋ。Ｃ、

卜彳

卜一１，
≤

卜１

Ｍ，

≤

≤

箋

圖２—２ｌ八自由度整車詳細模型

考慮二系懸掛特性的十自由度整車詳細模型，如圖２—２２所示。該模型適 用于具有二系懸掛系統(tǒng)的４軸車輛結構型式（各類客車和部分新型貨車），可

第５８頁

西南交通大學博士研究生學位論文

考慮輪對的沉浮振動，以及構架和車體的沉浮和點頭振動。

整車車體

Ｍ。

二系彈簧阻尼

轉向架
系彈簧阻尼 簧Ｆ質量 輪軌接觸 剛性基礎

一，－——————————＿＿————————一』——

：牽Ｆ ＩＴ－一＿亭，

一寄●銎＼Ⅲ
圖２—２２十自由度整車詳細模型

Ｋ。：Ｃ。
Ｍｔ

：｛Ｅ一二幫Ｉ『

Ｋ、ｌ Ｃ。ｌ
Ｍ。

此外，文獻［１４４］建立了１２個自由度的６軸機車整車詳細模型，文獻［１４５］
建立了ｌ ４個自由度的剛性軸懸式電機驅動的４軸機車整車詳細模型，文獻

［１１６］建立了１８個自由度的彈性軸懸式電機驅動的４軸機車整車詳細模型。

２．４車輛與線路系統(tǒng)垂向振動分析模型
車輛與線路結構是一個相互影響、互為作用、不可分割的振動系統(tǒng)。由 于車輛系統(tǒng)與線路結構的振動特性有一定的差異，以及它們之間極其復雜的 相互作用關系，長期以來對車輛系統(tǒng)和線路結構的振動分析是分開進行的，

弗取得了一定的研究成果。近年來，為了適應高速和重載鐵路技術發(fā)展的需
要，研究線路結構的不平順和車輪不園順等因數(shù)對輪軌系統(tǒng)振動特性的影響

規(guī)律，特別是研究線路結構在車輛作用下的動力響應，將現(xiàn)有的按專業(yè)領域
劃分的小系統(tǒng)簡單分析模型發(fā)展成大系統(tǒng)綜合分析模型，建立能較為全面地 反映車輛與線路系統(tǒng)相互作用的振動分析模型正在不斷涌現(xiàn)。 將已有的車輛系統(tǒng)的垂向振動分析模型與線路系統(tǒng)的垂向振動分析模型

進行不同的組合，即可構成種類繁多、復雜程度各異的輪軌動力分析模型， 能適應不同分析目的的需要。其中，代表性的模型主要有：３自由度的集總參
數(shù)模型。�！薄�，７自由度的集總參數(shù)模型“…，２２自由度的集總三參數(shù)模型…“，單

輪對單層彈性連續(xù)支承模型：…‘…”，轉向架雙層彈性點支承模型…““…，整車三
層彈性點支承模型ｍ”””。

車輛與線路系統(tǒng)垂向振動分析模型是車輛一線路垂向相互作用動力學分

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第５９頁

析的基礎。為了研究高速鐵路路橋過渡段的動力學特性，分析路橋結構的不 均勻沉降及剛度變化對行車安全和乘坐舒適性的影響，尋求合理的過渡段設

置參數(shù)，本文選用了一個具有二系懸掛的車輛一線路模型，如圖２—２３所示……。
模型中，車輛部分由一個車體、兩個轉向架、四個輪對等部件組成，其中， 車體被簡化為一個剛體，有沉浮和點頭２個自由度，每個轉向架也被簡化為

一個剛體，也有沉浮和點頭２個ａ由度，每個車輪及簧下質量被簡化成質量 塊．只有沉�。眰�自由度，車輛各部件之間由彈簧和阻尼器連接；線路部分 由鋼軌、軌枕、道床和基床等部件組成，其中，鋼軌被視為連續(xù)彈性離散點

支承的無限長【川ｃｒ梁模型，軌下基礎沿線路縱向被離散，離散以各軌枕支
點為基本單元，每個支承單元采用雙質量（軌枕、道床）三層（鋼軌、軌枕、道

床、基床）彈簧一阻尼振動模型。同時，在兩個相鄰道床的質量塊之間引入了 一組剪切彈簧和阻尼元件，以便考慮軌枕各支點下道床垂向振動的相互影響。
Ｍ。

Ｋ、。Ｃ、！
Ｍ。

Ｋ、ｌ Ｃ。ｌ Ｍ，
ｍ．ＥＩ

Ｋ。Ｃ。
Ｍ、。

Ｋ１ｔ、Ｃｈ。
Ｍｍ Ｋ。，Ｃ。

Ｋ１．Ｃ¨

剛讎礎

皿＃斗二．二止０二ｊ恥０１一
圖２－２３車輛與線路系統(tǒng)垂向振動分析模型

將由松散介質組成的道床結構層，沿線路縱向進行離散化處理，可極大 地降低模型數(shù)值分析的難度和減少計算工作量，但也不可避免地給模型的簡

第６０頁

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化帶來了一定的誤差。文獻［１５６］指出，由于松散道床結構層的阻尼較大，在 振動荷載的作用下，相鄰軌枕對道床振動的影響不大，且隨著振動頻率的增
大，道床內的加速度隨之增加。道碴之間的連接對于垂向振動的約束會更加 削弱。該試驗結果表明，將軌下基礎沿線路縱向進行離散化的模型假定，引 起的誤差不會太大。 一個軌枕支承點下的道床模型，可采用文獻［１５７］提出的枕底均布荷載向

下作錐體分布的假設，確定車輛荷載通過鋼軌一軌枕一道床傳遞到路基面的
分布范圍，如圖２—２４所示。根據這一模型，一個軌枕支承點下道床的剛度可
由Ｆ式計算：

Ｋ。＝而雨麗２麗ｔｇｃｔ面（１，，－麗ｌ，１）廁匕
。

（２一１）

ｌｎ【，。（＾＋２＾增口）卜１ｎ【，＾（，。＋２＾坦口）】”

式中：Ｋ．一一道床剛度（ｋＮ／ｍ）；
Ｂ一一道床彈性模量（ｋＮ／ｍ？）： ｈ一一道床厚度（ｍ）； ，．一一枕底荷載面積長度，即半枕有效支承長度（ｍ）； ，．一一枕底荷載面積寬度，即枕底寬度（ｍ）： 口一一荷載向下傳遞擴散角（。）。
１．．

Ｐ—１
。７…
ｌｎ

ｉ…一…一■

４

ｊ一一�。辏弧荆� ４ ］ ｉ．

圖２－２４一個軌枕支承點下的道床模型
一個軌枕支承點下道床模型的錐體體積可按下式計算：

ｐｊ＝眠，ｈ＋ｈｔｇ（，。＋‘）＋４３
式中：”．——錐體體積（ｍ＝。）。
其余符號同前。

ｈ２但２口】

（２—２）

西南交通大學博士研究生學位論文 一個軌枕支承點下道床的參振質量可按下式計算：

第６１頁

Ｍ。＝叢吒
ｇ

（２－３）

式中：Ｍ．一一錐體質量（ｋｇ）；

鳳一一道床重度（ｋＮ／ｍ‘）； ｇ一一重力加速度（９．８ｍ／ｓ�。�
其余符號同前。

一個軌枕支承點下路基基床的剛度等于同道床接觸的錐體底面積與基床
動反應模量（地基系數(shù)）之積，由下式計算：

Ｋｆ＝Ｋ�！唬ǎ簦玻瑁簦纾幔ǎ保蓿玻瑁簦纾幔�

（２－４）

式中：Ⅳ，一一基床剛度（ｋＮ／ｍ）； Ｋ，——基床動反應模量（地基系數(shù)）（ｋＮ／ｍ ５）；
其余符號同前。

２．４．１車輛系統(tǒng)振動微分方程
車輛系統(tǒng)在垂向平面內的運動關系，可作為多剛體系統(tǒng)來考慮。系統(tǒng)方 程可通過對各個剛體逐一應用Ｄ’Ａｌｅｍｂｅｒｔ原理而獲得。

Ｉ．車體沉浮運動
Ａ４．ｚ。＋２（１、２ｚ。＋２Ｋ．２Ｚ。一Ｃ。２互１一Ｃ，２Ｚ，２一Ｋ，２Ｚ，Ｉ—Ｋ、２Ｚ
ｒ

２＝０

ｔ２－５）

２．車體點頭振動

。。驢。＋２（’。！，？痧＋２Ｋ，！，ｊ純一ｃ、２，．ｚ，Ｉ＋ｃ。２，。ｚ，２一Ｋ，２，。ｚ¨＋Ｋ。２，．ｚ，２＝０
３．前轉向架構架沉浮運動

（２ ６）

＾彳，ｚ¨＋（（’“．＋２ｃ’－－’ｉ“＋（Ｋ Ｖ２＋２Ｋ ＶＩ）ｚ，Ｉ－Ｃ—ｚＺ，一
Ｋ、二Ｚ。一Ｃ。ｌＺ¨一ｃ。ＩＺ們一Ｋ。ｌＺ州一Ｋ、ｌＺ們一Ｃ、２，。霞一Ｋ。２，．吼＝０ ４．前轉向架構架點頭運動

（２—７）

．，，諺ｌ＋２Ｃ、ｌ，？咖１＋２Ｋ，ＩＩｔ２々０１｝一Ｃ，１，，ｚ川＋Ｃ，Ｉ，ｍＺ
５．后轉向架構架沉浮運動

２一Ｋ，ｌｌ，ｚ。１＋Ｋ．Ｉ，，Ｚ¨＝０

（２－８）

ｍｔａｔ２十（（１、ｊ＋２ｃ、?’ｊ，，＋（Ｋ

Ｖ

２＋２Ｋ Ｖ１）ｚ，２－Ｃ一２Ｚ，，一

（２ ９）

Ｋ、�。唬ǎ薄ⅲ保趥円唬悖保保凇б唬�、ｌＺ¨一Ｋ．１Ｚ“－Ｉ－Ｃ。２，。痧＋Ｋ．２‘記＝０

第６２頁

西南交通大學博士研究生學位論文

６．后轉向架構架點頭運動

．，，諺２＋２Ｃ、Ｉｆ？咖２＋２Ｋ，ｌｆ？竹２一Ｃ，Ｉ，，２¨＋ｃ。１，，２¨
７．第一輪對沉浮運動
Ａ，。２。ｌ＋（’、１２。ｌ＋Ｋ、ｌＺ。ｌ—

Ｋ．１．『１Ｚ。３＋Ｋ。１，，Ｚ¨＝０（２—１０）

（２一１１）

（’、ｌＺ，１一Ｋ，ｌＺ¨一Ｃ、ｌｆ，訂Ｉ—Ｋ，Ｉ，，仍ｌ＋ｐｌ（ｆ）一ｐｏ＝瓦ｌ（，）

８．第二輪對沉浮運動
Ｍ。Ｚ、．！＋Ｃ¨Ｚ。２＋Ｋ、ｌＺ。．２一
（２
１ ２）

ｃ、ｌｚ，ｌ—Ｋ、ｌｚ。ｌ＋ｃ、ｌ，，痧ｌ＋Ｋ。１，，妒¨＋ｐ：（ｔ）一ｐｏ＝‘２（ｆ） ９．第三輪對沉浮運動
Ｍ。Ｚ。ｊ＋（’、ｌＺ。ｊ＋Ｋ，ＩＺ。３一
（２ １ ３）

（’、ｌｚ，！一Ｋ、ｌｚ，！一（’、ｌｆ，�。惨唬恕ⅲ�，，夠２＋ｐ３（，）一ｐｏ＝Ｒ３（１） １０．第四輪對沉浮運動
＂。Ｚ¨＋Ｃ、ｌＺ¨＋Ｋ、ＩＺ“一
（２—１ ４）

（’、１ｚ，！一Ｋ．１ｚ，２＋（１．Ｉ，，訂２＋Ｋ、Ｉ，ｒ仍２＋ｐ４（ｆ）一ｐｏ＝‘４（１）

式中：Ｍ。一一車體（包括載重）質量（ｋｇ）； 。一一車體點頭慣量（ｋｇ?ｍ！）； Ｍ，一一轉向架簧上質量（ｋｇ）； ．，一一轉向架點頭慣量（ｋｇ?ｍ！）： Ａ，。一一轉向架簧下質量（ｋｇ）： ｚ一一車體豎向振動線位移（ｍ）： ２一一車體豎向振動線速度（ｍ／ｓ）； ２一一車體豎向振動線加速度（ｍ／ｓ ２）：
移一一車體豎向振動角位移（ｔａｄ）；

函一一車體豎向振動角速度（ｒａｄ／ｓ）： 西——車體豎向振動角加速度（ｒａｄ／ｓ＝）； ｚ。／ｚ�！埃筠D向架構架豎向振動線位移（ｍ）： ２，．／２．、一一前／后轉向架構架豎向振動線速度（ｍ／ｓ）；
２，．／２，、一一前／后轉向架構架豎向振動線加速度（ｍ／ｓ ２）

仍．／仍，一一前／后轉向架構架豎向振動角位移（ｔａｄ）；
妒，，／≯，，一一前／后轉向架構架豎向振動角速度（ｒａｄ／ｓ）；

西南交通大學博士研究生學位論文

第６３頁

諺．／訪，——前／后轉向架構架豎向振動角加速度（ｒａｄｌｓ�。� ｚ。ｌ／ｚｎ／ｚ¨／ｚ“——第一／二／三／四輪對豎向振動線位移（ｍ）； ２。Ｉ／２。：／２。／２�！冢桑桑剑撸伤妮唽ωQ向振動線速度（ｍｌｓ）： ２。．／２。／２。／２�！谝唬妮唽ωQ向振動線加速度（ｍ／ｓ？）：
足。．一一轉向架與輪對間車輛一系懸掛系統(tǒng)剛度（ｋＮ／ｍ）； （１１一一轉向架與輪對間車輛一系懸掛系統(tǒng)阻尼（ｋＮ?ｓｌｍ）； Ｋ。一～車體與轉向架間車輛二系懸掛系統(tǒng)剛度（ｋＮｌｍ）；

（、．，——車體與轉向架間車輛二系懸掛系統(tǒng)阻尼（ｋＮ?ｓ／ｍ）； ｐｌ／ｐ：／Ｐ３／ＰＪ一一第一／二／三／四輪對處的總輪軌作用力（ｋＮ）：
Ｐ。一一靜輪載（ｋＮ）；

ｆ，．／‘�。�，‘；——第一／二／三／四輪對處的激振力函數(shù)； ，一一車輛定距之半（ｍ）；
，．一一轉向架軸距之半（ｍ）；
其余符號同前。

圖２—２：｛模型中，車輛系統(tǒng)垂向振動微分方程組的階數(shù)為１０。

２．４．２線路系統(tǒng)振動微分方程
１．鋼軌沉浮振動
鋼軌在理論上可以被看作連續(xù)支承的無限長Ｅｕｌｅｒ梁，但在實際處理時，

常被簡化成有限長的簡支梁。一般認為，只要計算長度足夠（慫ｌＯＯｍ）……，
即可獲得令人滿意的結果。

鋼軌計算模型如圖２—２５所示…“。圖中，Ｇ。ＩＧ：／Ｇ、ＩＧ。為第一ｌ－－ｌｉｌ四 輪對的車輪對鋼軌的動作用力，并隨車輛以速度Ｖ向前移動：ｆ。（，＝ｌ～Ｎ） 是軌枕支點的動反力，Ｊｖ為長度，范圍內軌枕的支點總數(shù)；，，是車輛定距之半， ，，是轉向架軸距之半。ＯＸ為固定在鋼軌上的固定坐標系，ｏ＇ｘ’是連接在車輛上 的移動坐標系，兩種坐標系之間的變換關系為：
工＝Ｘ’＋ｘｏ＋所 （２—１ ５）

式中：‰一一起始時刻第４位輪對在固定坐標系中的位置（ｍ）：

ｐ７——車輛運行速度（ｍｌｓ）； ，——車輛運行時間（ｓ）：
其余符號同前。

第６４頁

題南交通大學博士硪究生學位論文

ｌ

ｘ。

１２１Ｉ ２（Ｉ。一ｌ；）；２１，ｌ
ｖ
＊》一

。０膏ｘ一粵警高等％二Ｆ彳
ｚ，；
Ｆｒｓｉ
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＿Ｉ……～—ｆｘｆ？二：＿二二二奠．１一 ｕ，－一…一｛；，一Ｘ’
Ｉ

Ｒ囊…一

０，……墮…

＋。

圈２－２５鋼鞔計算模型

Ｅ，％坐川學《黜腕一卜扣伽∽屯瑚（２－１６）
其中：鋼軌對轅技壓力疋；（Ｉ）＝Ｋ，【ｚ，（ｘ，，，）一Ｚ。（ｆ）】＋０，【２，魄．，）一未。，｛，）】
輪軌間動作用力Ｇ，《ｆ）＝改∽一Ｐ。
軌枕支點坐標＿，＝ｉｌ。
（ｉ＝ｌ～Ｎ） （ｊ＝ｌ～４）

鋼孰淀浮掇動微分方程為：

輪對運動坐標ｘ…（，）＝‰＋２（，。＋‘）＋盼
ｘｆ，２（，）＝ｘｏ＋２，。＋ｎ
ｘ（ｎ（，）＝ｘｏ＋２Ｉ，十行 ■，４（，）＝誓ｎ＋衍

式孛：茁——鋼轆彈性模量（ｋＮ／ｍ？）：
，一～鋼軌截耐慣量（ｍ。）：

ｍ，——鋼軌單位長度質量（ｋｇ／ｍ）： Ｋ。～一鋼軌與軌枕問墊層剛度（ｋＮ／ｍ）；
０�！讳撥壟c軌枕問墊層黼尼（ｋＮ?ｓ／ｍ）；

ｚ，（ｘ、，）一一鋼軌豎囪振動線位移（ｍ）；

西南交通大學博士研究生學位論文 ２．（工．，）一一鋼軌豎向振動線速度（ｍ／ｓ）： Ｚ、，（，）～一軌枕豎向振動線位移（ｍ）； ２。．（ｆ）一一軌枕豎向振動線速度（ｍ／ｓ）：

第６５頁

，一一軌枕問距（ｍ）； 艿一一Ｉ）ｉ ｒａｃ函數(shù)； ～一一鋼軌計算長度范圍內軌枕的支點總數(shù)；
其余符號同前。

方程（２一１６）是一個四階偏微分方程組。為了便于進行數(shù)值計算，可采
用…ｔ ｚ方法“”’１“。將其轉化為二階常微分方程組。

引入鋼軌正則振型坐標ｇ。（，），應用簡支粱的正則振型函數(shù)，可得圖２ 鋼軌分析模型的振型是：

２ｊ

馳，＝Ｊ嘉ｓｉｎｃ竽，
則方程（２ １６）的解可表示為：

∽…

ｚ，（ｘ．，）＝∑Ｋ（ｘ）吼（，）

（２—１８）

對于所截取的模態(tài)階數(shù)ＮＭ，要求其截止頻率在所分析的鋼軌有效頻率

的二倍以上�？刹扇∧B(tài)數(shù)值試驗的方法，根據解的收斂性來確定合理的ＮＭ
值“””““。

將式（２一１８）代入式（２一１６），并進行一系列的推導和整理……，可得鋼軌 振型坐標微分方程組的詳細形式為：

４。（，）＋窆（，，Ｋ（一）芝Ｋ（一）㈣掣ＬＩ Ｌ．竽ｇＴｇｍ．４（，）＋ ㈣＋善‘１一Ｋ（一）善Ｋ（桷（卅∥了ｍ（，）＋
ＥＫ，Ｋ（‘）∑一．（一）吼（，）一∑ｃ，Ｋ（ｘ，）２。（，）一 ∑Ｋ，＇：（ｘ膽￣，（，）
２．軌枕沉浮振動 圖２—２３模型中，第ｉ號軌枕的沉浮振動微分方程的基本形式為：
Ｋ∥［ｚｒ（ｘ，，７）－－Ｚ，，（７）］＋ｃ，，【ｚ，（ｘ，，‘）一ｚｗＯ）］一
（２～１９）

Ｋｍ［ｚ。（，）一ｚｍ（，）】一ｃ～［ｚ。（，）一ｚｍ（，）】＝Ｍ—Ｚ，（ｆ）
將鋼軌的位移表達式（２一１８）代入式（２—１９），整理后可得軌枕沉浮振動

第６６頁

西南交通大學博士研究生學位論文

微分方程組的詳細形式為：
Ａ，。ｚ。（，）＋（ｃ，。＋ｃｍ）Ｚ，，（，）＋（Ｋ，＋Ｋ＾，）ｚ，，（，）一
ｈｈ｜

（‘．，２。（，）一Ｋ～ｚｍ（，）一Ｃｐ，∑Ｋ（ｘ塒＾（，）一
ｈ＝ｌ

（ｉ－ｌ～Ｎ）

業(yè)

Ｋ，∑Ⅵｘ，）ｑ＾（，）＝０
ｈ；ｌ

式中：Ｍ。．一一軌枕質量（ｋｇ）； Ｚ。，（，）一一軌枕豎向振動線加速度（ｍ／ｓ�。�

足．，——道床剛度（ｋＮ／ｍ）： ■——道床阻尼（ｋＮ?ｓ／ｍ）； ｚ。（，）一一道床豎向振動線位移（Ｈ１）： ２。（，）一一道床豎向振動線速度（ｍ／ｓ）：
其余符號同前。

３．道床沉浮振動
圖２—２：３模型中，第ｆ號離散道床質量塊共受到上方軌枕對道床的作用力 廳一下方路基基床對道床的反力Ｒ。、左側道床塊的剪切作用力Ｅ。、右側道 床塊的剪切作用力６。的作用，如圖２ ２６所示。第ｆ號離散道床質量塊的沉 浮振動方程為：
Ｆ㈧一Ｆｈｎ—Ｆｗｔ—Ｆｈｈ＝Ｍ ｈ．ｚ ｈ心、
（２ ２０）

其中：吒、，＝Ｋ。［Ｚ。（，）一Ｚｈ，（，）］＋Ｃｍ［２．，（，）一２。（ｆ）】
一＾＝Ｋ＾Ｚ＾，（，）＋Ｃ＾Ｚ～（ｆ）

（２－２Ｉ）
（２ ２２）

—■Ｍ＝Ｋ＂【ｚ～（，）一ｚ…一ｌｌ（，）】＋Ｃ州［ｚ～（，）一ＺＩ，ｏ－ｉ）（，）】
ＣＭ＝Ｋ。，【Ｚ＾，（，）一ｚ¨＋¨（，）］４－Ｃ。。［Ｚ～（，）一ｚⅢ㈨（，）】

（２

２：｛）

（２ ２４）

西南交通大學博士研究生學位論文 Ｒ
，．。．，。，～
一

第６７頁

｝ｉ
Ｆｂ…１

Ｍｂｌ
一一

）｝
Ｆｌｍ．

｝Ｒ，
圖２—２６道床離散質量塊分析模型
將式（２ ２１）～（２ ２４）代入式（２－２０），按理后可得離散道床質量塊沉 浮振動微分方程組的詳細形式為：
Ｍ～Ｚ＾，（，）＋（［１～＋ｃｌｎ＋２Ｃ…）ｚ～“）＋（Ｋ＾，＋世＾＋２Ｋ¨）ｚｍ（，） （’～Ｚ、，（，）一ＫｍＺ、，（，）一Ｃ。Ｚ＾（…）（，）一Ｋ。ＺⅢ＋１）（ｆ）一

（’。ｚ…Ⅲ（，）一Ｋ。Ｚｈｏ－ｉ）（，）＝０ 邊界條件為：Ｚ。＝２。，＝０
Ｚ＾（、＋１）２Ｚ¨Ⅳ＋Ｉ】２ Ｏ

式中：Ｍ。一一道床離散塊質量（ｋｇ）； ２。（，）一一道床離散塊豎向振動線加速度（ｍ／ｓ：）； Ｋ。，一一道床剪切剛度（ｋＮ／ｍ）； （’、．，一一道床剪切阻尼（ｋＮ?ｓ／ｍ）； Ｋ．一一路基基床剛度（ｋＮ／ｍ）： （１。——路基基床阻尼（ｋＮ?ｓ／ｍ）：
其余符號同前。

圖２—２３模型中，線路系統(tǒng)垂向振動微分方程組的階數(shù)為ＮＭ＋２Ｎ。

２．４．３車輛與線路系統(tǒng)的垂向相互作用關系
在垂向平面內，車輛子系統(tǒng)與線路子系統(tǒng)之間的相互作用關系，是通過 輪軌接觸面實現(xiàn)的。輪軌間的垂向作用力可由Ｈｅｒｔｚ非線性彈性接觸理論確
定，其表達式為……：
Ｌ，

ｐ（，）＿［掣ｒ

（２—２５）

式中：Ｇ一一輪軌接觸常數(shù)（ｍ／Ｎ！’）：

第６８頁

西南交通大學博士研究生學位論文

露（，）一一輪軌間彈性壓縮量（ｍ）：
其余符號同前。

由于，輪軌問的彈性壓縮量６ｚ（ｔ）包括靜輪載產生的壓縮量泌。和動輪載
產生的壓縮量０７。（，）兩部分，其表達式為：

０７（ｉ）＝尼ｏ＋尼。，（，）

（２ ２６）

其中：韶。＝（≯．¨
尼。（，）＝ｚ。，（，）一ｚ，（ｘ¨，ｆ） 式中：ｚ�！唬�，）一～，時刻第，輪對的動位移： ｚ，（一。，，）～一，時刻第／輪對處鋼軌的動位移：
其余符號同前。
（，＝１～４）

所以，輪軌間垂向作用力的詳細表達式為：

，，，（，）＝｛ｐ：”＋去【ｚ。（，）一ｚ，（ｘｑ，ｆ）】｝“！ Ｕ

（，＝ｌ～４）

當輪軌界面存在幾何不平順時，輪軌間垂向作用力的詳細表達式變?yōu)?br />
，，，（，）２（，７ｊ、＋六【ｚｗ（，）一ｚ，（ｘ¨，，）一ｚｏ（，）】｝”２ Ｕ
式中：Ｚ。（，）——輪軌表面的幾何不平順函數(shù)（ｍ）：
其余符號同前。

（＿，＝ｌ

４）

當露（，）＜Ｏ時，表明輪軌已相互脫離，此時ｐ（ｆ）＝０。
輪軌接觸常數(shù)Ｇ與車輪半徑月（ｍ）有如下關系ｍ…：
Ｇ＝４．５７Ｒ““９×１０。 Ｇ＝３．８６Ｒ““”Ｘ１０。８

（錐形踏面車輪）

（２ ２７）

（磨耗形踏面車輪）

（２—２８）

２．５計算方法及計算軟件
２．５．１數(shù)值計算分析方法
圖２－２３所示的模型中，車輛與線路系統(tǒng)垂向相互作用的振動微分方程組

有（１０＋ＮＭ＋２Ｎ）個自由度。該方程組經過整理，可寫成如下標準的矩陣形
式：

阻肛｝＋Ｅ肛｝＋ｋ肛｝：㈣
武中：阻卜一車輛與線路系統(tǒng)垂向相互作用質量矩陣：

（２—２９）

西南交通大學博士研究生學位論文

第６９頁

ｌｃｌ——車輛與線路系統(tǒng)垂向相互作用阻尼矩陣； ｌＫｌ一一車輛與線路系統(tǒng)垂向相互作用剛度矩陣； ∽｝——車輛與線路系統(tǒng)垂向相互作用廣義加速度矢量： 江｝——車輛與線路系統(tǒng)垂向相互作用廣義速度矢量：
｛．Ｙ｝一一車輛與線路系統(tǒng)垂向相互作用廣義位移矢量； ｛Ｊ１）｝一一車輛與線路系統(tǒng)垂向相互作用廣義荷載矢量。
式（２ ２９）是一個大型的非線性動力學微分方程組。若取鍘軌的計算長

度為ｌＯＯｍ，模態(tài)階數(shù)為９０，則系統(tǒng)的自由度有４５０個左右。目前，針對此類

問題，只能采用數(shù)值積分法進行求解。其中，隱式法和顯式法是目前最常用
的兩類數(shù)值積分方法。

隱式法中包括Ｎｅｗｍａｒｋ法、ＩＩｏｕｂｏｌｔ法、ｗ¨ＳＯｎ一０法、｝Ｉ ｍｏｒ—Ｈｕｇｈｅｓ的 ａ法和０—０配置法以及Ｐａｒｋ法等數(shù)值積分法””１。隱式法的最大優(yōu)點是數(shù)值
積分的穩(wěn)定性較好，計算精度較高。由于隱式法每向前積分一步都需要求解

一次大型的線性代數(shù)方程組，對非線性問題還需重新計算ｌｃｌ、ＩＫｌ矩陣，重
新進行三角分解，對于多自由度的大型工程問題，其計算工作量十分巨大，
計算效率較低。 在顯式法中，目前最常用的有四階Ｒｕｎｇｅ—Ｋｕｔｔａ法和中心差分法等數(shù)值

積分法。與隱式法相反，顯式法具有計算過程簡捷，計算效率較高等特點。 當然，是以犧牲一定的計算精度和積分穩(wěn)定性為代價的，時間步氏的選取受 到穩(wěn)定性條件的限制，不存在無條件穩(wěn)定的顯式積分方法““。 為了克服隱式法計算效率低和顯式法積分精度差等的不足，本文采用的 是文獻［１５９，１６１］基于Ｎｅｗｍａｒｋ隱式法，提出的一類顯式二步積分法和一類預 測一校正積分法。此二種方法在求解大型非線性動力學微分方程組時，只要

質量矩陣ｌＭｌ為對角陣或經對角

  本文關鍵詞：高速鐵路路橋過渡段動力學特性分析及工程試驗研究，由筆耕文化傳播整理發(fā)布。