橋上復合軌枕無砟軌道垂向動力性能研究

沈毓婷,閆 雪,耿 浩

(西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,成都 610031)

無砟軌道提高行車平穩性與舒適性，減少維修工作量，在高速鐵路與客運專線上優勢明顯。無砟軌道彈性主要由扣件提供，對扣件性能要求較高；混凝土枕密度較大，提高了下部基礎修建控制標準。復合軌枕是以廢舊塑料等復合高分子材料為主料，加入玻璃纖維等增強材料并輔以化學添加劑制成的一種新型軌枕。復合軌枕施工操作簡單，易于養護維修，較混凝土枕彈性好、質量輕，較木枕強度高、耐久性好、勻質環保。分析復合軌枕無砟軌道的垂向動力性能，對于在保證行車安全性的基礎上減少振動、降低對下部結構的影響具有重要意義。

國內外學者針對復合軌枕材料性能及其軌道應用方面開展了一些研究。材料性能方面，RM Bajracharya[1]等采用不同比例聚乙烯與聚丙烯制成再生復合材料，測得試驗強度與彈性模量，證明其性能類似木材，探討了這種環保材料應用的巨大前景。通過進一步加入玻璃纖維與相關化學添加劑[2]進行對比試驗，研究不同溫度與紫外線照射環境下的性能差異，發現玻璃纖維的加入能改善再生復合材料性能，證明這種復合材料適用于土木工程應用。陳玉霄等[3]針對新型軌枕復合材料開展制備工藝、材料組分與結構設計優選、材料性能三部分實驗研究，根據各實驗最優解確定符合性能要求的新型軌枕復合材料組分及其性能參數。軌道應用方面，日本率先研究并廣泛使用FFU合成軌枕，目前我國在一些地鐵線路上也嘗試鋪設[4]。Rodrigues C等[5]研究再生復合材料在重載鐵路上的應用，探討了其對生產、環境及效益的作用。Richard Lampo等[6]測定了復合軌枕極限強度、彈性模量以及螺紋道釘的抗拔力，并且分析了引起軌道安全問題的潛在因素。P.V.Vijay等[7]通過靜荷載與疲勞試驗，發現加入玻璃纖維增強材料的復合軌枕具有極低的誘導應變與高耐久性，并且通過有砟軌道現場試驗探討了復合軌枕的應變值與曲線半徑以及行車速度的關系。Rama Kant Gupta等[8]指出復合軌枕相對于木枕的優越性，根據室內試驗結果分析了復合軌枕在靜態荷載、沖擊荷載以及疲勞荷載作用下的性能。在有砟軌道段進行現場試驗，測試了復合軌枕的軌距保持能力以及行車舒適性。段海濱[9]研究了復合軌枕有砟軌道垂向動力特性，并以道床厚度、扣件剛度以及軌枕間距作為影響參數，對復合軌枕有砟軌道結構進行優化。國外復合軌枕主要在重載有砟軌道上使用，國內尚未找到復合軌枕無砟軌道垂向耦合動力性能研究的文獻。

為分析復合軌枕無砟軌道結構動力特性，通過建立復合軌枕無砟軌道的車輛-軌道-橋梁垂向耦合動力學模型，研究車輛、鋼軌、道床板與橋梁的動力學響應，為其應用提供理論依據。

1 橋上復合軌枕無砟軌道結構

復合軌枕無砟軌道將預制的鋼軌與復合軌枕組成軌排，與現場澆筑混凝土道床板形成整體，軌道結構如圖1所示。橋上復合軌枕無砟軌道結構主要由CH60鋼軌、彈條Ⅱ分開式扣件、復合軌枕、道床板、基礎支撐層等組成，道床板采用分塊的單元板，板之間設伸縮縫。

圖1 復合軌枕無砟軌道結構示意

2 計算模型與參數

2.1 橋上復合軌枕無砟軌道模型

根據橋上復合軌枕無砟軌道結構，采用如圖2所示的力學模型。鋼軌以Timoshenko梁模擬，扣件系統以線性彈性阻尼單元模擬，復合軌枕以點支承梁模擬。為了簡化模型，節約計算時間，并考慮結構橫向尺寸的影響，道床板與橋梁簡化為板。

圖2 橋上復合軌枕無砟軌道力學模型

橋上復合軌枕有限元計算模型如圖3所示，考慮邊界效應，橋梁為5跨32 m簡支箱梁，取第三跨梁的計算結果進行分析，選取3塊道床板作為研究對象，每塊板上設置10塊軌枕，并分析位于中間的道床板，結合實際情況對模型設置約束條件。鋼縱梁兩端節點除豎向外全約束，由于施加垂向動載，因此對扣件與鋼縱梁橫向進行約束，鋼縱梁其余節點橫向、繞縱向與垂向轉動自由度約束，軌枕縱向、繞橫向與垂向轉動自由度約束，道床板板邊為自由邊界，基礎均布支承彈簧底部全約束。

圖3 有限元計算模型

2.2 車輛模型

對于車輛模型，可將其模擬成一個由車體、轉向架、輪對等基本部件通過一系、二系懸掛剛度與阻尼聯結組成的多剛體系統。該車輛系統可完整地反映車體質量及點頭慣量、前后轉向架質量及點頭慣量、各輪對質量，以及一系懸掛剛度與阻尼、二系懸掛剛度與阻尼。車輛系統只考慮各剛體的垂向振動，車體、前后轉向架考慮沉浮與點頭運動，輪對考慮沉浮運動，總共10個自由度，車輛模型如圖4所示。

圖4 車輛模型

2.3 輪軌接觸與軌道不平順

車輛與軌道子系統間的垂向耦合通過輪軌接觸界面實現，考慮赫茲線性接觸[10-12]，軌道不平順激勵選取符合實際車輛運行條件的德國高速低干擾譜。

2.4 模型參數

(1)軌道參數

根據相關規范與資料，擬定橋上復合軌枕無砟軌道主要計算參數如表1所示。

表1 橋上復合軌枕無砟軌道模型計算參數

(2)車輛參數

車輛擬采用CRH2型電力動車組，計算參數如表2所示。

表2 CRH2型客車模型計算參數

3 動力響應分析

建立車輛-軌道-橋梁垂向耦合動力學模型，分析車輛運行速度為250 km/h時，車輛、軌道結構、下部基礎以及輪軌系統動力響應，以國內橋上采用較多的雙塊式無砟軌道動力響應[13]作為對比。

3.1 車輛動力響應

車輛在橋上復合軌枕與雙塊式軌枕無砟軌道上的垂向加速度曲線如圖5所示，對比可知兩種軌枕型式軌道結構的車輛加速度時程變化規律基本相同。復合軌枕支承條件下車輛垂向加速度峰值為0.019 m/s2，雙塊式軌枕支承條件下車輛垂向加速度峰值為0.017 m/s2，復合軌枕軌道結構略微增大車體振動。車體振動加速度直接反映了評價車輛運行平穩性與旅客乘坐舒適度，《新建時速200～250 km客運專線鐵路設計暫行規定》中規定，車輛豎向振動加速度不大于0.13g[14]，因此在橋上鋪設復合軌枕無砟軌道滿足平穩性與舒適性的要求。

圖5 車輛垂向加速度

3.2 輪軌系統動力響應

橋上復合軌枕與雙塊式軌枕無砟軌道輪軌垂向力曲線如圖6所示，對比看出兩種軌枕型式軌道結構的輪軌垂向力時程變化規律也基本相同。相應的輪軌垂向力最大值分別為108 kN與102 kN，復合軌枕支承條件下，輪軌垂向力峰值較普通支承條件增大5.9%。輪軌垂向力是衡量車輛對軌道垂向動態作用的重要指標，我國《高速試驗列車動力車強度及動力學性能規范》(95J01—L)中規定，動力車通過橋梁時，導向輪對每個車輪作用于軌道的垂向力峰值極限值為170 kN[15]，因此，在橋上鋪設復合軌枕無砟軌道一定程度增大車輛與軌道的相互作用影響，但仍滿足規范要求。橋上復合軌枕與雙塊式軌枕無砟軌道輪軌垂向力最小值分別為37 kN與38 kN，輪重減載率分別為0.58與0.49。控制輪重減載率大小對預防車輛脫軌，提高車輛運行安全性具有重要意義。結合相關規范[14-16]以及國內外采用的動態輪重減載率限值，本文擬定限值為0.8。因此車輛通過橋上復合軌枕無砟軌道地段，會產生較普通無砟軌道明顯的瞬態輪重減載現象，但仍滿足安全性要求。

圖6 輪軌垂向力

3.3 軌道系統動力響應

橋上復合軌枕與雙塊式軌枕無砟軌道鋼軌垂向加速度與位移曲線如圖7、圖8所示。由圖7、圖8可知，復合軌枕支承條件下鋼軌垂向加速度與位移峰值分別為491 m/s2與1.75 mm，雙塊式軌枕支承條件下鋼軌垂向加速度與位移峰值分別為517 m/s2與1.06 mm。復合軌枕支承鋼軌垂向加速度峰值較雙塊式軌枕支承鋼軌減小5%。考慮整個時域曲線，在橋上鋪設復合軌枕無砟軌道在一定程度上增大鋼軌振動，但影響較小。根據國內外鋼軌垂向變形限值，本文擬定限值為2 mm，在橋上鋪設復合軌枕無砟軌道滿足動態變形要求。由于復合軌枕對增大軌道上部結構動力響應有一定影響，在今后運營和養護過程中，應重視鋼軌振動和變形方面的監測檢查工作。

圖7 鋼軌垂向加速度

圖8 鋼軌垂向位移

橋上復合軌枕與雙塊式軌枕無砟軌道道床板垂向加速度與位移曲線如圖9、圖10所示。由圖9、圖10可知，道床板垂向加速度峰值分別為2.0 m/s2與2.37 m/s2，道床板垂向位移曲線基本重合，峰值均為0.27 mm。對比圖7、圖9可知，隨著結構動力傳遞，道床板垂向振動加速度明顯減小，減幅為15.6%。從圖8、圖10道床板垂向位移的變化規律也可以看出，復合軌枕具有減小荷載傳遞，降低軌道下部結構位移的作用。

圖9 道床板垂向加速度

圖10 道床板垂向位移

3.4 橋梁動力響應

橋梁在復合軌枕與雙塊式軌枕無砟軌道下的動力響應曲線如圖11、圖12所示。雙塊式軌枕支承條件下橋梁垂向加速度峰值為0.36 m/s2，復合軌枕支承條件下橋梁垂向加速度峰值為0.33 m/s2，減幅為8.3%。道床板垂向位移峰值差異很小，均為0.27 mm。鋪設復合軌枕能減小橋梁振動，降低對下部基礎的影響。

圖11 橋梁垂向加速度

圖12 橋梁垂向位移

4 結論

基于橋上復合軌枕無砟軌道結構，建立車輛-軌道-橋梁垂向耦合動力學模型，以雙塊式軌枕作為對比，分析列車荷載作用下車輛、輪軌系統、軌道結構以及橋梁的動力響應，得到以下結論。

(1)車輛高速行駛條件下，采用橋上復合軌枕無砟軌道滿足現有規范要求，可以確保車輛運行安全性、平穩性以及旅客乘坐舒適性。

(2)鋪設復合軌枕較普通軌枕會略微增大車體、輪軌系統以及軌道上部結構的振動和變形，但影響不大。在實際應用過程中，可以加強這些方面的檢測和養護工作。

(3)復合軌枕較混凝土枕具有較高的彈性和一定的阻尼，隨著荷載向下傳遞，軌道下部結構和橋梁基礎振動明顯減小，說明橋上復合軌枕無砟軌道在滿足基本使用要求的同時具有一定減振作用。