鋼軌伸縮調節器對地鐵鋼橋動力效應影響研究

肖治群

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司 湖北武漢 430063；2.鐵路軌道安全服役湖北省重點實驗室 湖北武漢 430063)

1 引言

隨著我國城市軌道交通的迅速發展，在特殊情況下，為了降低工程造價，有時需要將地鐵線路建設于橋梁上，并鋪設橋上無縫線路[1]。對于鋼桁梁橋等大跨度橋梁，在溫度荷載的作用下往往會導致鋼軌內部溫度應力增加，嚴重時會使鋼軌位移超限甚至斷軌，因此需要在地鐵鋼橋上布設鋼軌伸縮調節器，以緩解溫度應力等附加應力對橋上無縫線路的影響[2－3]。

目前，對于鋼軌伸縮調節器的影響，現有學者往往采用有限元或者解析算法進行研究，并偏重于鋼軌伸縮調節器對鋼軌應力與位移的影響研究。段翔遠[4]采用有限元靜力學分析的方法，研究了鋼軌伸縮調節器對有砟軌道橋上道岔的影響，表明鋼軌伸縮調節器的設置可以保證橋上無縫道岔的穩定性。呂關仁[5]以現場實測的方式，對京滬高速鐵路黃河特大橋在鋼軌伸縮調節器設置條件下，鋼軌的位移變化進行了試驗與分析。郭輝等[6]通過對高速鐵路大跨度鋼橋梁端伸縮裝置進行設計研究，以靜力驗算的方法提出了設置鋼軌伸縮調節器的重要性。高洪濤等[7]基于滬昆客專湘江特大橋無砟軌道設計與施工背景，分析并提出了在此線路曲線地段鋪設鋼軌伸縮調節器的重要性和必要性，并驗證了該區域使用鋼軌伸縮調節器的安全性與可行性。曾志平等[8]通過現場實測的方式，對跨興閆公路橋鋼軌伸縮器的動力特性進行了現場實測，分析了鋼軌伸縮調節器設置后不同行車速度條件下車輛與軌道的動力學效應。

通過現有文獻分析可見，對于鋼軌伸縮調節器的研究主要集中于鋼軌伸縮調節器的設置對于鋼軌的靜力安全檢算以及鋼軌累積位移數據的采集，而對鋼軌伸縮調節器對車輛－軌道系統動力效應的研究較少，尤其對于地鐵鋼橋列車動力效應的影響方面尚無相關研究。

鑒于此，本文以道慶洲跨江大橋為例，通過建立地鐵列車－軌道－鋼橋耦合動力學模型，分析了列車以80 km/h、100 km/h和120 km/h三種速度通過橋梁時，設置鋼軌伸縮調節器與不設置鋼軌伸縮調節器兩種工況下車體加速度以及不同激勵條件下的輪軌垂向力，進而對地鐵列車行車安全性進行了評估，同時通過提取鋼軌伸縮調節器處結構的不同節點的動力響應值，對梁端結構的動力響應進行研究，并對結構動力響應隨速度與梁縫間距的變化規律進行了探索。

2 基本結構與設計方案

道慶洲跨江大橋長2.7 km，為鋼桁組合梁，橋跨布置為85 m＋85 m＋(121＋276＋121)m主橋＋7×85 m＋7×85 m＋2×85 m＋84 m＋73 m鋼桁結合梁。主橋采用主跨276 m的變高度預應力鋼桁結合梁方案，跨徑組成為(121＋276＋121)m。公路橋面采用鋼－混組合結構，標準桁高9.5 m，主墩處桁高為23 m。主墩處變桁高區段下弦桿采用鋼－混組合截面，以提高結構剛度，控制鋼結構截面尺寸。上層公路橋面寬度31 m，下層輕軌橋面采用正交異性整體鋼橋面系[9－10]。橋式布置見圖1。

圖1 道慶洲跨江大橋立面布置(單位:m)

3 動力分析模型與參數設置

3.1 軌道及鋼軌伸縮調節器模型

隔振墊減振型軌道結構采用“梁－體”模型，鋼軌采用自定義截面梁單元，可用于模擬鋼軌拉、壓、彎、扭等變形；扣件采用垂向彈簧單元，用于模擬扣壓件和軌下支撐膠墊的綜合節點剛度和阻尼；道床采用三維實體單元模擬；隔振墊采用彈簧模擬。本模型采用有限元方法建模，鋼軌為60 kg/m；軌枕布置為1 667根/km；彈性扣件剛度為35 kN/mm，阻尼為0.075 kN·s/mm；道床板長度取6 m，厚度為0.28 m，寬為2.8 m，采用C40混凝土，彈性模量取為34 000 MPa；隔振墊剛度為0.025 N/mm。由于模型中三塊道床板長度相同，并且道床板間均留有20 mm伸縮縫，縫間填充彈性材料，模型中采用弱彈簧模擬。對梁端軌道結構，鋼軌、鋼梁、軌枕、鋼枕結構均采用梁單元建模，扣件采用彈簧建模。鋼軌伸縮調節器的間隙設置在梁端處，如圖2所示。

圖2 梁端軌道結構與鋼軌伸縮調節器模型

3.2 地鐵列車－減振墊無砟軌道－鋼桁橋耦合動力學模型

本文為了更好地分析地鐵列車－減振墊無砟軌道－鋼桁橋耦合動力響應，以全橋為基礎，采用地鐵B2型車，軸重14 t，并考慮橋梁的預平衡區以及動力響應記錄區段，如圖3所示。利用所建立的仿真分析模型，模擬列車以80 km/h、100 km/h和120 km/h三種等級的速度通過橋梁時，設置鋼軌伸縮調節器與不設置鋼軌伸縮調節器兩種工況條件下車輛和軌道的動力響應。

圖3 列車運行示意

4 鋼軌伸縮調節器對系統動力響應的影響分析

4.1 地鐵列車行車安全性分析

本文模擬了列車以80 km/h、100 km/h和120 km/h三種速度通過橋梁時，設置鋼軌伸縮調節器與不設置鋼軌伸縮調節器兩種工況下車體垂向加速度、輪軌垂向力等指標變化情況，其中軌下墊層剛度選取0.025 N/mm。列車速度為100 km/h時，設置鋼軌伸縮調節器與不設置鋼軌伸縮調節器兩種工況下車輛的動力響應指標車體加速度如圖4所示，不同激勵條件下列車速度100 km/h時輪軌垂向力響應波形對比如圖5所示。

圖4 列車速度100 km/h條件下車輛動力響應波形對比

圖5 不同激勵條件下列車速度100 km/h時輪軌垂向力響應波形對比

由圖4～圖5可知，車體加速度在設置鋼軌伸縮調節器前后變化不大，設置鋼軌伸縮調節器和不設鋼軌伸縮調節器相比，設置鋼軌伸縮調節器對車輛動力學性能影響在無軌道不平順時較為明顯。輪軌垂向力在設置伸縮器工況下，均有增大的趨勢(主要表現在進入鋼軌伸縮器區段和離開兩個階段)，但當施加軌道不平順后，輪軌垂向力在有無伸縮器的情況下差異減小。實際列車運行中，軌道存在一定的幾何不平順，故可以認為在軌道不平順的激勵下，鋼軌伸縮器對車輛運行品質的影響力會大大下降。

列車以80 km/h、100 km/h和120 km/h三種速度通過橋梁時的車體加速度與輪軌垂向力最大值見表1。設置鋼軌伸縮器后，三處鋼軌垂向位移與未設置前比較基本不變。設置鋼軌伸縮調節器對中間點鋼軌垂向加速度影響較大，左右端點的影響相對較小，但均在限值范圍以內[11－12]。

表1 車體垂向加速度與輪軌垂向力最大值匯總

由表1結果可知，設置鋼軌伸縮調節器和不設鋼軌伸縮調節器相比，設置鋼軌伸縮調節器對車輛動力學性能的影響在無軌道不平順時較為明顯。輪軌垂向力在設置伸縮器工況下，均有增大的趨勢(主要表現在進如鋼軌伸縮器區段和離開兩個階段)，但當施加軌道不平順后，車體加速度和輪軌垂向力在有無伸縮器的情況下差異減小，對車輛動力學性能指標幾乎沒有影響。通過相關規范可知，設置鋼軌伸縮調節器后，行車舒適性指標和行車安全性指標均在限值范圍內，所以行車舒適性和安全性均滿足要求。

4.2 結構動力響應隨速度的變化規律

為了研究鋼軌伸縮調節器梁縫區域的結構受力與變形隨速度變化規律，設鋼軌伸縮調節器的梁端調整間距為1 000 mm，提取在80 km/h、100 km/h、120 km/h行車速度下鋼軌、鋼枕、縱向鋼梁、扣件支點處的動力響應進行對比分析。不同行車速度作用下各節點鋼枕垂向位移時程曲線如圖6所示。

圖6 不同行車速度下鋼軌節點1垂向位移時程曲線

由圖6的鋼軌垂向位移幅值可知，不同車速下，同一節點的垂向位移變化幅值差異不大。不同節點的位移響應波形較接近，其中120 km/h時鋼軌位移幅值最大，隨著距離梁端間隙距離的增大，鋼軌節點幅值逐漸減小。

5 結論

本文以鋼軌伸縮調節器為研究對象，通過建立地鐵列車－軌道－鋼橋耦合動力學模型，對列車以不同速度通過鋼橋時的車－軌－橋耦合動力效應進行分析，并得出了以下結論:

(1)車體加速度在設置鋼軌伸縮器前后變化不大，輪軌垂向力在設置伸縮調節器后，均有增大的趨勢(主要表現在進入鋼軌伸縮器區段和離開兩個階段)，但當施加軌道不平順后，鋼軌伸縮調節器的影響會被掩蓋，可以認為鋼軌伸縮調節器對于列車實際運營狀況下的安全平穩性影響較小。

(2)鋼軌伸縮調節器結構對于緩解梁縫位置處的鋼軌變形具有一定的作用，且該作用隨著梁縫長度增大而變得更加顯著。

(3)整體而言，梁縫位置的鋼軌伸縮調節器為主要受力結構，依然對橋梁上的鋼軌、扣件、縱向鋼梁以及懸吊的鋼枕在受力方面有一定輔助作用。