Page 122 - 《振动工程学报》2026年第2期

438 振 动 工 程 学 报 第 39 卷

考虑到轨道结构与路基上表面存在非线性接 表 4 动力学模型验证
触，无法直接计算，引入 Heaviside 函数形成 Winkler Tab. 4 Validation of dynamics model

梁，描述轨道结构与路基的非线性接触关系，如下式 项目 单位 数值模拟 实测数据
车体垂向加速度 m/s 2 0.26 0.07~0.4
所示：
轮轨垂向力 kN 97.28 85.1~113.7

1,y Gbo −y Lup > 0

 （11） 钢轨支点压力 kN 28.52 26.0~59.3
T = 

 0,y Gbo −y Lup ⩽ 0 钢轨垂向位移 mm 1.13 0.66~1.32
基床振动加速度 m/s 2 1.23 0.6~2.2
式中，T 表示接触状态矩阵；y Gb 和 o y Lu 分别表示轨道
p
结构下层和路基结构上层的挠度，利用渐进法求解 [19] 。

2 路 基 不 均 匀 沉 降 对 无 砟 轨 道 结 构
1.3 模型验证
变 形 的 影 响
模型建立的合理性直接决定了计算结果是否正
确。将文献 [20] 中京沪高铁股份有限公司的水平推 2.1 沉降位置的影响
板实尺试验数据与采用本文所建立的内聚力模型得
本文在模拟路基不均匀沉降时考虑 3 处位置，
到的仿真结果进行对比，对比结果如图 4 所示。由
a 为轨道板中间位置，b 为宽窄接缝与轨道板中间位
此可见，内聚力模型较好地模拟了轨道板与水泥乳
置，c 为宽窄接缝位置。以路基沉降波长 5~30 m 为
化沥青砂浆之间的粘接关系。
例，探究不同位置对轨道结构变形损伤的影响。
0.04 路基不均匀沉降发生在不同位置时轨道板受拉
试验结果
表征
仿真结果 损伤如图 6 所示，以受拉损伤因子 DAMAGET 时，各
0.03
切向应力 / MPa 0.02 位置均未出现损伤，这是由于当路基沉降波长较小
轨道板的损伤程度。在路基沉降波长为
5 m
时，轨道板对路基沉降的跟随性较差，即在沉降区域
0.01
内，轨道板并未出现较大变形，这与前文所得出的结
论一致。如图 6（a）所示，随着路基沉降波长的增加，
0
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 轨道板损伤萌生所需的沉降幅值总体呈增大趋势，
水平位移 / mm
但在 15 m 波长下，c 位置轨道板损伤萌生所需的沉降

图 4 内聚力模型验证
幅值与 a 位置相差 11.6 mm，与 b 位置相差 10.4 mm，
Fig. 4 Cohesive model validation
这是由于 a、b 位置在 15 m 波长下轨道板处于波脚

在考虑模型的混凝土塑性损伤及层间双线性内 处。如图 6（b）所示，结合数值模拟仿真结果，当路基
聚力接触的基础上，以路基沉降幅值 20 mm、沉降波 沉降波长超过 8 m 时，随着波长的增大，轨道板出现
长 20 m 为例，计算钢轨垂向变形量，并与文献 [21] 宏观裂纹所需的沉降幅值增加。如图 6（c）所示，在
中的结果进行对比，如图 5 所示，计算结果与文献 [21] 轨道结构自身重力载荷与钢轨扣件拉应力作用下，
吻合较好。 轨道板更容易出现受拉损伤。
图 为 不 同 位 置 在 和

3 7 10 m 15 m 沉 降 波 长 ， 5~
0 40 mm 可见，钢轨垂向位移峰值随着路基沉降幅值的
沉 降 幅 值 下 的 钢 轨 垂 向 最 大 变 形 位 移 。 由
钢轨垂向变形量 / mm −10 增大整体呈增大趋势，且 c 位置处钢轨垂向位移峰
图
7
−5
值普遍大于
处，这是由于轨道结构在宽窄接缝
a、b
−15
−20 文献[21] 处较为脆弱，当路基沉降波峰位于宽窄接缝处时，在
两侧轨道板的自身重力作用下，轨道板垂向位移增
本文结果
−20 −10 0 10 20 大，从而导致钢轨垂向位移加剧。

与沉降中心距离 / m

2.2 沉降波长的影响
图 5 模型计算结果对比
Fig. 5 Comparison of model calculation results
在考虑轨道结构自身重力的基础上，由 2.1 节可
将本文动力学模型仿真计算结果与 CRTSⅡ 型无 知，c 位置在路基沉降下易出现损伤，且钢轨垂向位
砟轨道实测数据 [22] 进行对比，结果如表 4 所示，可见 移最大，故本文以 c 位置、沉降波长 10 m、幅值 20 mm
本文计算结果与实测结果误差较小，能够满足计算 为例，分析路基不均匀沉降时无砟轨道各结构的变
要求。 形情况，结果如图 8 所示。