新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道結構力學特性研究

曹子勇,和振興,蘇 程,包能能,王玉魁,贠劍峰

(蘭州交通大學 機電工程學院,蘭州 730070)

城市軌道交通引起的振動和噪聲問題日益凸顯[1-2],在新建線路上采用了大量不同減振等級的減振軌道,緩解列車通過時引起的振動和噪聲影響。目前既有軌枕式減振軌道[3]均采用枕下支撐方式,將減振部件(彈性墊板)放置在軌枕下方,利用彈性材料的壓縮變形實現減振效果,但存在彈性部件難以更換和減振能力不足的缺陷。因此,研究團隊提出改變軌枕的支撐方式,由底部支撐變為側部支撐,利用彈性側支撐墊的剪切變形為軌道系統提供彈性的新結構。

對于既有軌枕式減振軌道,相關學者已開展大量研究。文獻[4]對彈性長軌枕進行模態分析,得出合理的結構參數,并對三種減振型軌枕的穩定性能作對比分析,發現彈性長軌枕的結構最優;文獻[5]對彈性長軌枕進行垂向受力分析,通過改變枕長和支撐長度的結構參數,計算了長枕軌下和枕中的彎矩值,得出以0.4作為彈性長軌枕枕長與支撐長度的合理比例關系;文獻[6]提出了一種新型的彈性側支撐式減振軌道減振頻率調制裝置,采用理論研究和試驗測試結合的方法,詳細研究了彈性側支撐式減振軌道的力學特性,并通過落錘試驗驗證了理論研究,證明安裝減振頻率調制裝置可以顯著減小軌道的振動。文獻[7]研究了在輪軌粗糙度激勵下梯形軌枕軌道的振動特性,通過與普通軌道對比,得到梯形軌枕軌道具有更好的減振能力;文獻[8]利用車輛—軌道耦合分析方法,分析列車高速通過時軌道系統的動力響應,進行CRTS Ⅲ型板式無砟軌道減振墊層的動力影響及結構優化研究。

針對不同路段下的基礎道床配筋而言,相關學者也進行了大量研究。文獻[9]提出了一種新型連塊式軌枕,通過現場應用發現,橋梁和路基的道床板更易發生開裂,而隧道內的道床板不易產生開裂,并由裂縫限值控制裂縫寬度;文獻[10]采用不同的荷載組合方式和容許應力法,對鋼筋桁架軌枕式整體道床進行配筋設計,結果表明,基礎變形對配筋的影響較為顯著,而溫度力的影響相對較小;文獻[11]建立了CRTS Ⅲ型板式無砟軌道的有限元模型,采用極限狀態法對復合道床板進行配筋設計,通過理論優化計算后,軌道板配筋可節約18.4%,復合道床板整體配筋可節約4.4%。

彈性墊板在減振軌道中起著關鍵的作用,能夠有效緩沖車輛通過路軌時產生的振動和沖擊,對路基和軌枕起一定的保護作用。文獻[12-13]建立了網孔式彈性墊板三維有限元模型,研究了網孔式彈性墊板動剛度和阻尼系數的溫變特性,得出溫度低于-10 ℃時,彈性墊板的動剛度和阻尼系數隨溫度降低而急劇增大。

文獻[14]通過改進的理論計算方法和性能試驗研究了不同水平剪切變形狀態下的豎向壓縮剛度,結果表明理論計算與試驗結果較吻合。文獻[15]將Haringx柱模型[16]簡化為僅包含剪切剛度與轉動剛度的雙彈簧模型,研究了軸向載荷對彈性支座動剛度、阻尼系數和高度折減的影響,為支座在軸向載荷作用下的響應分析[17-18]提供了依據。文獻[19-20]提出了一種正六邊形蜂窩狀結構的彈性墊板,研究了網孔壁厚和網孔孔徑等關鍵參數對其靜/動剛度的影響,并將網孔式彈性墊板和傳統溝槽型彈性墊板作對比研究。

為了解決彈性部件更換困難和減振能力不足的問題,和振興提出了一種新型側支撐無砟軌道結構[21],在該結構中,側支撐式彈性墊板會在軌枕受到外部載荷時發生剪切和壓縮組合變形。由于軌道結構特殊,本文以新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道為研究對象。首先,在輪載作用下,找出彈性側支撐長軌枕式減振軌道和既有軌枕式減振軌道道床最不利的位置及應力集中區域,對比分析載荷施加在彈性側支撐長軌枕式減振軌道軌枕中上方和軌枕正中位置的部件應力分布。其次,對兩種減振軌道的整體道床進行配筋設計和檢算;最后,采用試驗驗證有限元模型計算的準確性,通過有限元計算,研究側支撐式彈性墊板的厚度、空間傾斜量和材料硬度對軌枕節點動剛度和垂向最大位移的影響規律。

1 減振軌道結構及有限元模型

新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道結構如圖1所示,由道床、側支撐式彈性墊板和軌枕等組成。軌枕采用側面支撐方式,支撐面在的圓錐面上截取,圓心在軌枕縱向中心延長線位置,限制了軌枕的橫向位移,圓弧半徑為R;側支撐式彈性墊板以上表面為基準偏移δ角度,得到空間傾斜量x。側支撐式彈性墊板可以更換,軌枕與側支撐式彈性墊板之間采用燕尾槽連接,兩者緊密連接,不易脫落;中心水溝解決了積水問題;可采用軌道單元預制現場拼裝施工或軌排現場組裝,道床現澆的方法施工;整體道床兩側采用通透式,可以節省混凝土材料。對于彈性部件的更換問題,以上結構設計更易將軌枕與側支撐式彈性墊板從承軌槽中取出并更換。

圖1 新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道結構Fig.1 The new elastic side-supported long sleeper type damping track structure

由圖1中的應力云圖可見,大部分的振動能量被橡膠彈性減振墊板的變形所耗散,其余的振動能量則沿著兩側承軌槽的傾斜弧面傳遞,向兩側傳遞的振動波在縱向排列的軌枕間可抵消部分能量,減少了振動能量向基礎的傳遞。

兩種減振軌道的有限元模型,彈性墊板、軌枕和整體道床均采用六面體單元,如圖2所示。兩種減振軌道的結構參數對比,如表1所示。

表1 減振軌道結構參數對比Tab.1 Comparison of structure parameters of damping track

(a) 下支撐軌枕式減振軌道模型

2 應力分布與強度分析

研究在輪載作用下,整體道床的應力分布情況,將既有軌枕式減振軌道與彈性側支撐式減振軌道進行對比,找出兩種減振軌道的最不利位置和道床的應力集中區域。利用模型結構和受力分布的對稱性,用模型的一半計算,并將扣件、鋼軌和車輪簡化。

2.1 減振軌道參數

圖2中減振軌道模型主要由鋼軌、扣件、軌枕、彈性墊板以及整體道床組成,上述結構或部件的具體材料參數如表2所示。既有軌枕式減振軌道整體道床尺寸為3 135 mm×800 mm×320 mm;彈性側支撐式減振軌道整體道床尺寸為3 135 mm×650 mm×320 mm。

表2 減振軌道參數Tab.2 Damping track parameters

2.2 輪載作用下的應力分布

由于結構特殊,為了找到整體道床最不利的受力位置,從結構上來看,側支撐式彈性墊板主要受到剪切的作用,彈性側支撐式減振軌道整體道床可能出現應力集中的位置在承軌槽的支撐面上。枕下支撐墊板主要受到壓縮作用,既有軌枕式減振軌道整體道床可能出現應力集中的位置在承軌槽底部。

在相同輪載作用下,為了保證兩種減振軌道的鋼軌垂向位移保持一致,枕下支撐墊板的彈性模量調至1.1×106Pa。考慮車輪和鋼軌的自重,對車輪施加80 kN的垂直載荷,車輪與鋼軌之間采用摩擦接觸的連接方式,摩擦因數為0.15。Mises應力云圖可清晰描述出整個模型中的應力變化情況及應力集中位置,因此,當車輪以20 km/h的速度通過時,得到彈性側支撐軌枕式減振軌道和既有軌枕式減振軌道的Mises應力分布云圖,如圖3所示。

(a) 側支撐軌枕式減振軌道的應力分布

由圖3可知,車輪運行到整體道床中間位置時,整體道床的應力達到最大值,此時為整體道床的最不利位置。對于彈性側支撐式減振軌道,道床承軌槽的折角處存在應力集中,對于既有軌枕式減振軌道,應力集中在承軌槽底部。兩種減振軌道的應力分布較大的區域明顯不同,既有軌枕式減振軌道整體道床應力分布區域較小,而彈性側支撐式減振軌道基礎道床應力集中在承軌槽兩端的下支撐面上,應力分布區域較大,壓力所產生的振動波向兩側相鄰的縱向排列的軌枕間傳遞,由多根軌枕共同承擔,并將部分能量相互抵消,可以延長軌道的整體壽命。

圖4是兩種減振軌道結構應力集中處應力隨時間的變化規律,圖4(a)為側支撐軌枕式減振軌道道床在承軌槽折角處的應力曲線,圖4(b)為下支撐軌枕式減振軌道道床在承軌槽底部的應力曲線。

(a) 側支撐軌枕式減振軌道應力時程曲線

由圖4可知,彈性側支撐式減振軌道道床承軌槽折角處的應力最大值為0.691 MPa;既有軌枕式減振軌道道床承軌槽底部的應力最大值為0.245 MPa。由于枕下支撐墊板材料較軟,且受力面積較大,使得既有軌枕式減振軌道道床應力最大值較小。

在整體道床的最不利位置,對彈性側支撐式減振軌道的不同部件進行應力分布的分析,得到側支撐式彈性墊板、軌枕和整體道床的Mises應力云圖如圖5所示。

(a) 側支撐式彈性墊板的應力云圖

由圖5可知,減振軌道的應力主要由中間承軌槽所承受,相鄰的部件起到了承受部分應力的作用,整體道床的應力集中的主要部位在承軌槽的下支撐位置,部分能量向兩側承軌槽傳遞且吸收。整體道床的最大應力值為0.691 MPa,側支撐式彈性墊板的最大應力為0.489 MPa,軌枕的應力集中來自扣件垂向壓力,最大應力為6.27 MPa。

改變垂向載荷施加位置,將垂向載荷加載至兩根軌枕的正中位置,為了保持結構的對稱性,在原來的軌道上增加一根軌枕,對側支撐式彈性墊板、軌枕和整體道床的應力分布進行分析,結果如圖6所示。

(a) 側支撐式彈性墊板的應力云圖

由圖6可知,減振軌道的應力由更多的部件所承擔,主要是中間兩個承軌槽的部件,應力集中得到了分配,使其最大應力減小,整體道床、側支撐式彈性墊板和軌枕的最大應力分別為0.499 MPa,0.429 MPa,5.948 MPa,相比于圖5其最大應力分別減小了27.8%、12.3%和5.14%。

綜上所述,對比彈性側支撐式減振軌道在垂向載荷施加位置不同時部件的應力云圖可知,垂向載荷加載至軌枕正中位置時,應力集中區域由兩根軌枕共同承擔,使應力值較小。

2.3 減振效果

由于兩種減振軌道支撐方式不同,選取兩個位置作為拾振點,并將沖擊載荷(30 kN)作用于兩種減振軌道中間位置,對兩種道床的減振效果作對比分析。

對于側支撐軌枕式減振軌道模型,如圖7(a)所示,拾振點1選取在沖擊載荷作用點正下方位置對應的道床單元處,拾振點2選取在軌枕中間位置(平行于拾振點1) 對應的道床單元處;對于下支撐軌枕式減振軌道模型,拾振點選取在與側支撐軌枕式減振軌道模型拾振點相同位置(見圖7(b))。

(a) 側支撐軌枕式減振軌道

振動加速度是體現減振效果的評價指標之一。兩種減振軌道道床在拾振點1與拾振點2的振動加速度曲線對比圖,如圖8所示。

(a) 拾振點1

由圖8可知,相比于既有軌枕式減振軌道,新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道的道床振動加速度在拾振點1整體較小,且在0.02 s之后振動幅度減小;由于向兩側傳遞的振動波在縱向排列的軌枕間可抵消部分能量,減少了振動能量向基礎的傳遞,因此,拾振點2的振動加速度值相比于拾振點1較小,振動幅度減小顯著,呈現較佳的減振效果。

基于振動加速度響應,進一步分析兩個拾振點加速度的1/3倍頻程譜。兩種減振軌道道床在0～2 000 Hz范圍內的1/3倍頻程譜曲線對比圖,如圖9所示。

(a) 拾振點1

由圖9可知,隨著頻率的升高,1/3倍頻程譜曲線總體趨勢呈現緩慢下降后上升的現象,且在低頻中,振級值均較小。新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道的總振級值均較小,在拾振點1處減小了5.16 dB,在拾振點2處減小了7.44 dB,因此,拾振點2處減振效果更佳。

3 道床配筋檢算

由2.2節分析可知,彈性側支撐式減振軌道的整體道床的應力集中在承軌槽的折角處,既有軌枕式減振軌道的整體道床的應力集中在承軌槽的底部。在整體道床的應力分析的基礎上,參考深圳地鐵3號線鋪裝線路的配筋圖,對兩種減振軌道的整體道床進行配筋設計,增加抗彎性能,使之不易發生開裂,延長軌道的使用壽命。兩種減振軌道的配筋截面圖,如圖10所示。由于道床結構相近,可以采用相同的配筋,且鋼筋采用籠狀的設計,增加整體結構的穩定性。

圖10 道床配筋截面圖Fig.10 Section diagram of the track bed reinforcement

3.1 設計載荷

由于城市軌道交通以地下線為主,本文只考慮了在隧道的配筋計算,因此,減振軌道結構設計作用僅有列車荷載。

由Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設計規范(極限狀態法)》[22]可知:列車豎向荷載標準值為2倍的靜輪重,橫向荷載標準值為0.8倍的靜輪重。列車豎向荷載的加載方式采用單軸單輪加載,加載位置在減振軌道整體道床中間軌枕的正上方。地鐵A型車的軸重為160 kN,因此,列車豎向荷載標準值和橫向荷載標準值分別為160 kN和64 kN。

3.2 列車荷載彎矩計算

在列車豎向荷載作用下,分別計算既有軌枕式減振軌道整體道床和彈性側支撐式減振軌道整體道床的縱、橫向彎矩[23],結果如表3所示。

表3 列車豎向荷載引起的道床彎矩Tab.3 Rail bed bending moment caused by train vertical load

3.3 配筋設計

根據荷載組合,素混凝土承載層臨開裂時的邊緣容許拉應力為

[σcr]=γft

(1)

(2)

式中:γ為混凝土構件的截面抵抗矩塑性影響系數;ft為混凝土抗拉強度設計值,MPa;h為承載層厚度,mm;γm為混凝土構件的截面抵抗矩塑性影響系數基本值,對于矩形截面取為1.55。

由于受到彎矩和軸力的作用,素混凝土承載層內引起的混凝土邊緣拉應力為

(3)

式中:M2為列車荷載、溫度梯度、基礎變形等引起的承載層彎矩,kN·m;F為溫度變化和收縮引起的承載層內溫度拉力,MPa;b為承載層寬度,mm;h為承載層厚度,mm。

根據整體道床的結構,對鋼筋籠的基本參數進行計算,鋼筋籠配置參數如表4所示。

表4 鋼筋籠配置參數Tab.4 Reinforcement cage configuration parameters

3.4 配筋檢算

在上述載荷組合的作用下,若σ<[σcr],則表明承載層不會開裂。若σ≥[σcr],則表明混凝土承載層將出現開裂。基于承載能力極限狀態的設計荷載值對減振軌道整體道床進行配筋設計。普通鋼筋采用HRB400鋼筋,容許應力[σs]=274 MPa,C35混凝土容許應力[σb]=15.2 MPa。減振軌道整體道床的混凝土抗拉、抗壓強度設計值分別取1.57 MPa、16.7 MPa。

在載荷組合作用下,側支撐式減振軌道整體道床縱向正彎矩最大值M縱=23.71 kN·m/m,則混凝土應力σc=M縱/W=0.65 MPa<[σcr]=2.62 MPa,鋼筋應力σs=(Es/Ec)σc=4.13 MPa<[σs]=274 MPa。側支撐式減振軌道整體道床橫向正彎矩最大值M橫=11.45 kN·m/m,則混凝土應力σc=M橫/W=0.32 MPa<[σcr]=2.616 MPa,鋼筋應力σs=(Es/Ec)σc=2.03 MPa<[σs]=274 MPa,故整體道床混凝土不會開裂。

由于整體道床的保護層厚度為35 mm,則容許裂縫寬度為0.233 mm,裂縫寬度參照TB 10002.3—2005《鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范》中的計算式進行計算

(4)

式中:K1為鋼筋表面形狀影響系數,光圓鋼筋K1=1.0,帶肋鋼筋K1=0.8;K2為荷載特征影響系數;r1為中性軸至受拉邊緣的距離與中性軸至受拉鋼筋重心的距離之比,可取1.2;σs為受拉鋼筋重心處的鋼筋應力,MPa;ds為受拉鋼筋直徑,mm;ρe為受拉鋼筋的配筋率。

根據配筋率和裂縫寬度的計算公式可得到計算參數,如表5所示。

表5 道床的配筋率和裂縫寬度的計算參數Tab.5 The calculation parameters of reinforcement ratio and crack width of the track bed

由表5可知,根據構造配置鋼筋,滿足最小配筋率,裂縫寬度均小于容許裂縫寬度,整體道床達到強度要求。

4 動剛度特性

節點動剛度是評價軌枕式減振軌道動力學特性的重要參數。為了研究側支撐彈性墊厚度、空間傾斜量、橡膠材料硬度對節點動剛度的影響,基于第1章所建立的有限元模型,以一個軌道單元為研究對象,首先通過理論計算和模型試驗所得載荷-位移響應滯回曲線的對比,獲得理論計算對側支撐彈性墊橡膠材料特性賦值的基準,然后展開側支撐式彈性墊板厚度、空間傾斜量、橡膠材料硬度對節點動剛度的影響研究。減振軌道單元的有限元模型及試驗模型,如圖11所示。

圖11 減振軌道單元的有限元模型及試驗模型Fig.11 Finite element model and test model of the damping track element

4.1 評價方法與試驗驗證

由于側支撐式彈性墊板由橡膠材料制成,橡膠材料具有阻尼特性,故應變滯后于應力,應力的正弦波與應變的正弦波之間會形成相位差,其表現在載荷-位移曲線上就形成了一個橢圓形的遲滯曲線,如圖12所示。

圖12 動剛度滯回曲線Fig.12 Dynamic stiffness hysteretic curve

動剛度計算公式

(5)

式中:X1為最大位移與最小位移的差值,mm;F1為最大位移對應載荷與最小位移對應載荷之間的差值,kN;Kd為動剛度,kN/mm。

減振軌道的計算參數如下:道床整體尺寸為640 mm×625 mm×400 mm,采用C35的混凝土;軌枕則采用C50的混凝土;承軌臺簡化為與實際墊板大小相同的矩形體,尺寸為330 mm×170 mm×15 mm,與鋼軌和軌枕用綁定的方式相連;側支撐式彈性墊板的長度為640 mm,厚度為20 mm,空間傾斜量為5 mm,彈性模量為8.0 MPa,泊松比為0.48,并采用彈性與瑞利阻尼相結合的計算方法,其中瑞利阻尼可表示為αM+β(α為質量阻尼,β為剛度阻尼),在低頻段,瑞利阻尼值可為α=0.988,β=0.007 2。

在軌枕上方施加10～40 kN的周期性正弦荷載,加載頻率為5 Hz,加載時間為30 s,試驗與仿真計算得到的載荷-位移響應滯回曲線的對比,如圖13所示。由圖13可知,理論計算結果與試驗結果基本吻合,減振軌道的節點動剛度約為31.09 kN/mm。

圖13 載荷-位移響應滯回曲線對比Fig.13 Comparison of the hysteretic curves of load-displacement response

上述試驗驗證說明本文建立的新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道結構單元有限元模型是可以有效模擬其動剛度特性的。以厚度為20 mm,空間傾斜量為5 mm,彈性模量為8.0 MPa的側支撐式彈性墊板為基準,分別改變上述三個關鍵參數,研究其變化對節點動剛度的影響規律。

4.2 厚度的影響

在加載方式和其它結構參數不變的前提下,改變側支撐式彈性墊板的厚度,得出其對節點動剛度特性影響規律。10 mm、20 mm、30 mm和40 mm四種不同厚度的側支撐式彈性墊板對應的載荷-位移滯回曲線對比圖,如圖14所示。

圖14 厚度對載荷-位移滯回曲線的影響Fig.14 Influence of thickness on load-displacement hysteresis curve

由圖14可知,隨著側支撐式彈性墊板厚度的增加,載荷-位移滯回曲線的位置向右偏移,傾斜程度減小,且曲線包絡面積增大。由式(5)可知,支撐式彈性墊板厚度越大,新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道單元的節點動剛度越低,并且吸收、消耗振動能量的能力越強。

側支撐式彈性墊板厚度對節點動剛度和垂向最大位移的影響規律曲線,如圖15所示。

圖15 厚度對結構單元力學性能的影響Fig.15 Influence of thickness on mechanical properties of structural elements

由圖15可知,垂向最大位移隨側支撐式彈性墊板厚度的增加呈線性增長趨勢。節點動剛度隨側支撐式彈性墊板厚度的增加呈指數規律遞減,當厚度小于20 mm時,節點動剛度受側支撐式彈性墊板厚度的影響更加顯著。

4.3 空間傾斜量的影響

保證其它結構參數和加載方式不變,改變側支撐式彈性墊板的空間傾斜量,得出其對節點動剛度特性影響規律。2 mm、5 mm、12 mm和24 mm四種不同空間傾斜量的側支撐式彈性墊板對應的載荷-位移滯回曲線對比圖,如圖16所示。

由圖16可知,隨著側支撐式彈性墊板空間傾斜量的增大,載荷-位移滯回曲線的位置向左偏移幅度較小,傾斜程度增大,且曲線包絡面積減小,當空間傾斜量小于12 mm時,載荷-位移滯回曲線幾乎重疊。與圖14相比,曲線包絡面積隨空間傾斜量的變化較小。

側支撐式彈性墊板空間傾斜量對節點動剛度和垂向最大位移的影響規律曲線,如圖17所示。由圖17可知,空間傾斜量對軌枕的垂向最大位移和節點動剛度影響顯著,隨著側支撐式彈性墊板空間傾斜量的增大,垂向最大位移呈指數規律遞增,而節點動剛度近似呈線性遞減趨勢變化。

圖17 空間傾斜量對結構單元力學性能的影響Fig.17 Influence of spatial inclination on mechanical properties of structural elements

4.4 材料硬度的影響

與前兩節相同的前提下,改變材料硬度,得出其對節點動剛度特性影響規律。側支撐式彈性墊板按五種不同硬度的材料考慮時,軌枕對應的載荷-位移滯回曲線對比圖,如圖18所示。

圖18 材料硬度對載荷-位移滯回曲線的影響Fig.18 Influence of material hardness on load-displacement hysteresis curve

由圖18可知,隨著側支撐式彈性墊板材料硬度的增大,載荷-位移滯回曲線的位置向左偏移,傾斜程度增大,曲線包絡面積減小顯著,且材料硬度和厚度對載荷-位移滯回曲線的影響變化規律相同。由式(5)可知,側支撐式彈性墊板材料硬度越大,新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道單元的節點動剛度越大。

側支撐式彈性墊板材料硬度對節點動剛度和垂向最大位移的影響規律曲線,如圖19所示。

由圖19可知,垂向最大位移隨側支撐式彈性墊板材料參數的增大呈指數規律遞減。節點動剛度隨側支撐式彈性墊板材料參數的增大呈線性增長趨勢。

通過上述三個關鍵參數對節點動剛度和軌枕位移的的影響規律分析可以看出側墊厚度和材料硬度變化對節點動剛度和軌枕位移的影響較側墊空間傾斜量的影響更為顯著。增加側墊厚度,降低材料硬度會增大側墊的剪切變形量,導致節點剛度降低;并且使載荷-位移滯回曲線的面積增大,可以消耗更多的振動能量。

根據既有規范,軌枕式減振軌道節點最大位移量不能超過4 mm,從圖15、圖17和圖19可以看出,厚度、空間傾斜量和材料硬度三個關鍵參數在本文所研究的取值范圍內是滿足規范要求的,在上述參數范圍內可以通過適當取值,獲得不同減振等級要求的側支撐式彈性墊板設計參數。

5 結 論

本文以新型彈性側支撐長枕式減振軌道為研究對象,建立了有限元模型,分析得出道床最不利位置及應力集中區域,評價道床的減振效果,并進行了配筋設計與檢算;試制了1:1結構單元模型,通過理論計算與實測數據對比,確定了關鍵參數研究基準;研究了側支撐式彈性墊板的厚度、空間傾斜量和材料硬度三個關鍵參數對減振軌道節點位移和動剛度的影響規律。主要結論如下:

(1) 在輪載作用下與傳統的相比,軌枕兩側的道床區域參與支撐,應力增大,應力集中區域在承軌槽兩側下端的折角處。當載荷施加在軌枕正上方時應力最大,為0.691 MPa。減振效果較佳。

(2) 對彈性側支撐長枕式減振軌道道床進行配筋設計和檢算,得到配筋率和裂縫寬度均在要求范圍之內,鋼筋應力和混凝土應力均小于許用應力,承軌槽兩側下端折角處不會開裂。

(3) 側支撐式彈性墊板的厚度和材料硬度對節點動剛度的影響較大,空間傾斜量對節點動剛度的影響較小。增加側墊厚度,降低材料硬度可以有效降低新型彈性側支撐長軌枕式減振軌道的節點剛度,提高側墊的變形耗能效果。

(4) 三個關鍵參數取值范圍對垂向最大位移變化范圍滿足既有規范的要求,通過三個關鍵參數不同的取值組合,可獲得不同減振等級要求的側支撐式彈性墊板設計參數。