2013年--外文翻譯--列車活載效應對鐵路橋臺的影響（（譯文）

1、<p>　　中文4500字，3300單詞，1.6萬英文字符</p><p>　　出處：Esmaeili M, Fatollahzadeh A. Effect of Train Live Load on Railway Bridge Abutments[J]. Journal of Bridge Engineering, 2013, 18(6):576-583.</p><p>　

2、　列車活載效應對鐵路橋臺的影響</p><p>　　M. Esmaeili1 and A. Fatollahzadeh2</p><p><b>　　內(nèi)容摘要：</b></p><p>　　列車活荷載作用于填土路堤可產(chǎn)生側(cè)向超壓力，對側(cè)向超壓力的評估已成為鐵路橋臺及 擋土墻設計的主要課題之一。有關設計規(guī)范通常在路堤表面定義一個均勻極大的附加壓頂

3、荷 載來計算橫向活荷載對橋臺產(chǎn)生壓力。這種簡化的方法并沒有考慮一種包含可變活荷載及活 荷載在擋土墻的高度與寬度方向所引起的壓力分布的實際模式。在目前的研究之中，這種運 營鐵路活載模式 lm71 被應用于精確計算橋臺的側(cè)向壓力。在此方面，由矩形區(qū)域和條形荷 載引起的側(cè)向壓力的彈性基礎方程可用于計算列車活荷載引起的橋臺側(cè)向壓力分布。為了計 算擋土墻上產(chǎn)生的側(cè)向合力與力矩，我們使用數(shù)值積分法計算擋土墻寬度與高度方向上的側(cè) 向壓力值。由于側(cè)向產(chǎn)

4、生的壓力與泊松比有關，對該參量的靈敏度分析顯示了該參量對擋土 墻上產(chǎn)生的側(cè)向合力的作用。作為試用結(jié)果，它展示了當泊松比等于 0.3 時，擋土墻在 1.5m-7m 范圍內(nèi)所產(chǎn)生的水平合力很大程度上低于目前獲得的數(shù)值。所以，我們提出一種分 析方程來計算附加估計，這樣可使鐵路橋臺的設計更加安全。</p><p>　　DOL: 10.1061/(ASCE)BE.1943-5592.0000393. ©2013

5、American Society of Civil Engineers. 土木工程師數(shù)據(jù)庫的關鍵詞：鐵路列車；活荷載；鐵路橋梁；橋臺。 作者關鍵詞：列車活載；鐵路橋臺；負載模式 lm71。</p><p><b>　　論文簡介：</b></p><p>　　在鐵路橋梁的設計中，列車活荷載對橋臺和擋土墻產(chǎn)生的側(cè)向壓力是我們要考慮的重要 參數(shù)之一。在這方面，相關的標準通常

6、引入等效無限均勻壓頂荷載并將其應用在橋臺路堤以 計算活荷載引起的側(cè)向壓力。為了達到此目的，國際鐵路聯(lián)盟 UIC 代碼 776-1 R（2006）提 出了一個無限長的，具有 1.7m 的恒定高度，并且與路堤填土密度相同的填土層。為了考慮 列車活荷載對橋臺的影響，我們假定 18 kN/m2 的路堤填筑密度和 30.6 kN/m2 的均布壓頂荷載 作用于路堤。因此，伊朗鐵路橋梁設計規(guī)范 139 號（技術事務和標準 2000 局）為每條鐵路 線

7、提出了一個寬為 4m，大小為 32 kN/m2 的均布壓頂荷載。在這種方式中，側(cè)向土壓力可以</p><p>　　由上文中提到的豎向壓頂荷載值乘以水平壓力系數(shù) K0 計算得出。這種簡化的方法不僅沒有 考慮到一種實際模式，該實際模式由可用活荷載及其對擋土墻寬度和高度方向產(chǎn)生的壓力構(gòu) 成，并且提出了擋土墻特定高度范圍內(nèi)的低估值。在有關精確計算活荷載對擋土墻和橋臺產(chǎn) 生的壓力的現(xiàn)有理論研究工作之中，我們應當提出基姆和巴

8、克（2002）對公路橋梁的研究。 此項研究之中，汽車活載作用于公路橋梁橋臺所引起的側(cè)向壓力可由對彈性理論基礎的水平</p><p>　　壓力進行數(shù)值積分得到，該側(cè)向壓力結(jié)果可與 AASHTO ( 1994)提出的結(jié)果進行比較。因此， 在目前的研究中，相同的理念和由 UIC 代碼 776-1 R 提出的經(jīng)營鐵路活載模式 lm71 被用來 精確計算橋臺的側(cè)向壓力。至于上述通過壓載層負載模式的分布而言，合力矩形和條形荷

9、載 被用于確定側(cè)向壓力。在這方面，相關的彈性基礎水平應力方程也被用來計算列車活載所引 起的側(cè)向壓力。為了計算擋土墻的力矩與側(cè)向壓力合力，我們提出數(shù)值積分法對擋土墻寬度 與高度方向上的側(cè)向壓力值進行分析計算。由于側(cè)向壓力與泊松比有關，對該參量的靈敏度 分析顯示了該參量對擋土墻上產(chǎn)生的側(cè)向合力的作用。作為數(shù)值積分的結(jié)果，通過比較產(chǎn)生</p><p>　　的水平合力與本研究所得到方法中獲得的信息確定了 UIC 為鐵路橋

10、橋臺及墻體提出的方法 的適用范圍。因此，我們引入一個分析方程來估計這種附加值并彌補 UIC 推薦方法的不足之 處。</p><p>　　路堤上的活荷載分布：</p><p>　　根據(jù) UIC 代碼 776-1 R 的理論，列車活載模式 lm71 是由四個 250kN 重的車軸和兩個 80 kN/m 均布荷載作用下展示而出的，如圖 1 所示</p><p>　　圖 1

11、.根據(jù) UIC 代碼 776-1 R 確定的活荷載模式 lm71</p><p>　　就 lm71 活荷載模式而言，為了計算分布于擋土墻的側(cè)向壓力，負載模式應均勻地分布 在軌枕和道床路基之上。此外，lm71 模式的整個集中荷載假定被施加到相鄰的軌枕和通過 35cm 厚的受壓層與 1:4（H:V）的分配格局（國際鐵路聯(lián)盟 1994）被分配到軌道路基上。圖</p><p>　　2 展示了負載模

12、式在軌道路基上的水平分布。據(jù)所示的負載模式，列車移動荷載可以用四個 均勻的矩形和兩個無限條形荷載取代。在列車活載引起的水平壓力的計算部分，由這兩種形 式的分布荷載所導致的側(cè)向壓力將會被更詳細的討論。</p><p>　　圖 2.鐵路路基上的活荷載分布</p><p>　　由列車活荷載引起的水平壓力計算：</p><p>　　在這一部分中，與先前提出的矩形和條狀荷載一

13、樣，我們也是通過引入在彈性半無限體 中彈性基礎水平壓力的數(shù)值積分來對橋臺的側(cè)向荷載進行計算。根據(jù)由霍爾（1941），普洛 斯和戴維斯（1974）共同提出的方程式，由均布矩形和條形荷載所引起的過量水平壓力的計 算如下。</p><p>　　矩形區(qū)域荷載[圖 3（a）]</p><p>　　垂直于墻[圖 3（b）]的條形荷載</p><p>　　其中 v=土的泊松比；p

14、=面積荷載的大??；a,b,c,A,B,C 與α=見圖 3</p><p>　　圖 3.由矩形區(qū)域與條形荷載引起的水平力</p><p>　　考慮到式（1）和（2）的矩形區(qū)域和條形荷載以及圖 2 中引入的負載模式，墻上的總水 平荷載可通過對墻的寬度和深度方向水平應力的疊加結(jié)果進行數(shù)值積分得到。為了達到這個 目的, 橋臺寬度 B 被定為 5.6m，相當于單線鐵路軌道，和一個局部坐標系統(tǒng)被引入到

15、簡化 數(shù)值積分之中（如圖 4 所示）。</p><p>　　圖 4。坐標系統(tǒng)的定義和負載模式</p><p>　　首先沿墻的深度方向設置坐標 y 和 z，第一矩形荷載距墻邊的距離為 x，水平應力在墻 寬為 5.6 米時的兩個不同階段計算過程如下：</p><p>　　1. 假設點位于加載區(qū)域?qū)挾戎?lt;/p><p>　　2. 假設點位于加載區(qū)

16、域?qū)挾戎?lt;/p><p>　　沿墻的寬度和深度方向水平力的實際分布可以按式（1）和（2）計算?？紤]到 250 千牛 軸向荷載，矩形區(qū)域的垂直壓力和條形荷載等于 p1=[250/(2.75*0.4)]=227kN/m2, p2=80/2.75=29 kN/m2,分別見于[圖 4（b）]。在計算水平力的第一個參數(shù)是第一荷載和墻邊 緣之間的距離。很明顯，最大水平力出現(xiàn)在第一車軸荷載位于墻邊緣的時候。由于 Z 是一個

17、恒定值，在墻上的任何點的水平壓力可以通過選擇當 0<y<2.8m 的 y 值計算出。荷載的對稱 性與墻的寬度有關，圖 5 顯示了在橋臺為半寬度，深度在 0.5m–5m 的水平力分布及當矩形 區(qū)域和條形荷載影響效果重疊時泊松比的幾個值?；诮?jīng)典土力學文獻，泊松比的邏輯值的 變化范圍從 0.1（松散的沙質(zhì)土壤）到 0.5（在飽和粘性土的情況下）。然而，作為一種普遍 值，泊松比為 0.3 可以在大多數(shù)實際情況下使用（鮑爾斯，199

18、6）。</p><p>　　圖 5. (a) 橋臺半寬度水平壓力曲線 z=0.5-5.0m 且 v=0.1 (b) 橋臺半寬度水平壓力曲線 z=0.5-5.0m 且 v=0.2 (c) 橋臺半寬度水平壓力曲線 z=0.5-5.0m 且 v=0.3 (d) 橋臺半寬度水平壓力曲線 z=0.5-5.0m 且 v=0.4 (e) 橋臺半寬度水平壓力曲線 z=0.5-5.0m 且 v=0.5</p>&

19、lt;p>　　lm71 引起的側(cè)向壓力與國際鐵路聯(lián)盟推薦值比較</p><p>　　如圖 5（a-e），最大水平力發(fā)生在橋臺墻中心線處并隨著橋臺深度和寬度的增加而降 低。通過增加深度超過 5m，水平力穩(wěn)定為一個不變的值并隨著泊松比的增加而增加，如圖 6 所示。三維水平力分布曲線的數(shù)值積分也隨之變化；因此，我們可推導出橋臺總水平力并與 UIC 的推薦值相比。由于橋臺寬度為 5.6m，由 UIC 提出附加估

20、計的總水平力可由以下公式計 算：</p><p>　　其中 K0=v/(1-v)=靜止側(cè)向土壓力系數(shù) v 作為為回填土泊松比;q=可以根據(jù)上覆土層密 度和一定厚度計算的附加壓力; 1.7 m (UIC Code 776-1 R)作為=1.7*18=30.6 kN/m2；且 b 和 H=分別為橋臺的寬度和高度；通過不同的泊松比從 0.1 變化到 0.5，K0 相應的值從 0.11 變化到 1。</p>

21、<p>　　圖 6.當深度值 v 變化時最大水平力的變化</p><p>　　由 UIC 推薦的附加估計得出的總水平力和由對彈性基礎水平壓力進行數(shù)值積分所得到 的精確水平荷載在圖 7（a-e）不同填土泊松比的圖形中得到了對比?？梢杂^察到，當前研 究的精確的水平力取決于泊松比的值。當泊松比從 0.1 變化到 0.5 時，在橋臺高度不變的情 況下這一水平力幾乎增加了一倍。另一方面，基于公式（3），UIC

22、所提出的方法計算得到 的水平力與 K0 值直接相關，這表明泊松比從 0.1 變化到 0.5 時水平力增加到 100%。</p><p>　　圖 7. 對于采用 UIC 提出的方法獲得的值在本研究中擋土墻的不同高度所產(chǎn)生的水平合力的 比較：（a）v=0.1 時的水平力；（b）v=0.2 時的水平力；（c）v=0.3 時的水平力；</p><p>　　（d）v=0.4 時的水平力；（e）v=0

23、.5 時的水平力</p><p>　　考慮泊松比為 0.3，在大多數(shù)實際情況下，該值是適合回填材料的狀況的，在圖 7（c） 中可以看到，在目前的研究中，當擋土墻高度在 1.5m 和 1.7m 之間時，計算得到的側(cè)向壓力 比 UIC 建議的大很多。按照相同的步驟 ，根據(jù)水平壓力分布曲線可計算出擋土墻的傾覆力</p><p>　　矩。為了補償 UIC 提出的附加值評估擋土墻側(cè)向壓力產(chǎn)生的不足，

24、我們提出了兩種分析計算 方法來評估基于數(shù)值積分結(jié)果的相關等效附加值。</p><p>　　在第一種方法中，總水平力可以等于同等附加效應產(chǎn)生的水平力，因此，我們可以使用 解析方程計算附加壓力。在第二種方法中，傾覆的力矩等于的等效附加效應產(chǎn)生的傾覆力矩， 這讓我們得出了另外一個公式計算等效附加壓力。</p><p>　　假設回填土泊松比為 0.3，在大多數(shù)實際情況下，圖 7(c)和圖 8 中擋

25、土墻不同高度的總 側(cè)向力和總傾覆力矩可以用下面的方法得到：</p><p>　　假設均勻垂直附加荷載如 qv-p 和 qv-m 可以產(chǎn)生相同的水平合力和傾覆力矩，兩個新的 平衡方程可以寫為：</p><p>　　在泊松比為 0.3，K0 =0.429 時；考慮支座寬度為 5.6m，上述等效附加荷載可以概括如</p><p><b>　　下：</b&g

26、t;</p><p>　　圖 9 表明了從公式（8）和（9）引入的插入函數(shù)與 UIC 提出的各種橋臺高度值之間的比 較。很明顯，基于力矩平衡的[公式(9)]而獲得的附加荷載值可以被選為鐵路橋臺設計的上 限值。為了展示引入方程的主要優(yōu)勢，我們提出了許多數(shù)值例子，并且在這些數(shù)例部分深入 討論了相關的結(jié)果。</p><p>　　圖 8.對于不同的 v 值，總傾覆力矩隨橋臺不同高度的變化</

27、p><p>　　圖 9.UIC 提出的附加荷載與本研究提出的附加荷載的比較</p><p><b>　　數(shù)例：</b></p><p>　　為了通過由 UIC 提出的先前定義的方法比較所得到的水平力和擋土墻及橋臺的傾覆力 矩，在此部分，我們介紹了一系列數(shù)值例子。我們把回填材料的泊松比從 0.1 和變化到 0.5，</p><p&

28、gt;　　墻壁高在 1.5m 和 7.5m 之間變化，證明所提出的方法在給定的例子中更精確的結(jié)果，以及其 廣泛的適用性。</p><p>　　如表 1 所示，，，和就是 UIC 及本研究中公式（8）和（9）所提出的附加荷載。這些值 之間的比較表明，和值普遍高于 UIC 附加荷載值，它們隨著墻高度的增加而減少。另一方面， 與上面類似，隨著泊松比的增加，附加荷載值隨之降低。水平合力和傾覆力矩的比較表明了， 當墻高在

29、1.5–7.5m 的范圍時，由文中所提出的附加荷載計算公式所求出的力和力矩，要比 UIC 所提出的，泊松比在 0.1 至 0.3 變化時的方法所計算出的附加荷載值大。在表 1 中，我 們使用了和的附加荷載值，在每一個 v 值與橋臺高度時對兩個側(cè)向力進行了計算和比較。在 下一階段，和附加荷載值被第二次使用，在與上述相同的 v 值及橋臺高度下我們對兩個傾覆 力矩進行了計算和比較。在泊松比大于 0.3 的情況下，可以看出，在許多情況下，UIC

30、 提出 的附加荷載可被用于獲得更多的側(cè)向力和傾覆力矩。把泊松比為 0.3 看作一個對應的多個實 例的邏輯值，壓力的增長百分率在 63.41% H=1.5m 和 3.67% H=7.5m 范圍內(nèi)變化，并且傾覆 力矩增長百分率在上述的高度范圍內(nèi)從 60.39%變化到 26.73%。總體而言</p><p>　　表 1. 本研究中涉及的有關附加荷載值及 UIC 附加荷載值的側(cè)向力和傾覆力矩的比較 </p>

31、<p><b>　　結(jié)論：</b></p><p>　　在這項研究中，UIC 代碼 776-1 R 提出的鐵路活載模式 lm71 的精確分布，被我們用于 計算橋臺的傾覆力矩和側(cè)向壓力。通過對沿著橋臺深度和寬度方向的水平力進行數(shù)值積分， 我們計算出水平力和傾覆力矩，并認為等效附加荷載可產(chǎn)生同樣的效果。在這方面，我們選 擇兩種方法計算等效附加荷載：第一種是基于總水平力的平衡，第二種是

32、基于傾覆力矩平衡。 對這些上述方法所獲得的插值方程進行比較表明，傾覆力矩準則為附加荷載規(guī)定了上限值以 計算鐵路橋臺的側(cè)向誘導壓力。此外，獲得的水平力和基于上述計算附加荷載公式的彎矩值 之間的比較結(jié)果，與使用 UIC 提出的，且作用于高度范圍為 1.5m-7.5m 橋臺和擋土墻的附加 荷載求得的數(shù)值之間的比較結(jié)果，兩結(jié)果差異很大。因此，在當今基于上述擋土墻高度范圍 的研究所提出的公式能夠使結(jié)構(gòu)設計更加安全。</p><

33、p><b>　　參考文獻：</b></p><p>　　AASHTO.(1994).LRFD 公路橋梁規(guī)范,第 1 版,華盛頓. Bowles,J.E.(1996). 基礎的分析與設計,第 5 版，McGraw Hill,紐約.</p><p>　　技術事務和標準局.(2000). “橋梁標準負載.”伊朗鐵路橋梁設計規(guī)范 139 號, 技術事務和標準局，技 術事

34、務辦副公室.</p><p>　　Holl,D.L.(1941). “土的應力傳遞.” Proc. Highw. Res. Board,Vol. 20, Tehran, Iran, 709–721. 國際鐵路聯(lián)盟.（1994）.“碴鐵路橋梁的車橋負載分配.” UIC Code 774-2 R，第 2 版，國際鐵路聯(lián)</p><p><b>　　盟，巴黎.</b><

35、;/p><p>　　國際鐵路聯(lián)盟.（2006）.“鐵路橋梁設計中應考慮的荷載.” UIC Code 776-1 R，第 5 版，國際鐵路 聯(lián)盟，巴黎.</p><p>　　Kim,J.S.,and Barker,R M.(2002).“活載超載對擋土墻與橋墩的影響.” J.Geotech.Geoenviron.</p><p>　　Eng.,128(10),803–81