高速鐵路大跨度連續斜拉橋上梁端一體化裝置性能研究

周智強，邢書科，王兆剛，孫洪斌，董昆靈，楊榮山

(1.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; 2.中鐵上海工程局集團有限公司,上海 201906;3.山東省路橋集團有限公司,濟南 250101; 4.山東鐵路投資控股集團有限公司,濟南 250101)

引言

大跨度斜拉橋上鋪設無縫線路可以減小下部基礎沉降并提高線路的平順性,但可能會在溫度升降和列車荷載等因素的作用下導致橋梁-軌道結構-鋼軌之間的相互作用增大,令鋼軌產生較大的附加應力,引起鋼軌斷軌和線路失穩等問題,不利于列車高速行駛[1]。目前采用的梁端伸縮裝置無法協調較大的梁軌相對位移,應用范圍有限[2]。因此,我國科研人員根據工程實踐和室內試驗,成功研發了特有的“鋼軌伸縮調節器+上承式梁端伸縮裝置”一體化結構[3],保證列車在梁端位置行駛的可靠性和穩定性。

目前國內對梁端一體化裝置的研究主要集中于設計、維護、運營等方面[4-6]。劉曉光[7]認為伸縮調節器和伸縮裝置的協同設計是保證千米級橋梁線路安全運營的關鍵技術,研究梁端區域梁軌相互作用和線橋變形映射機理能為梁端伸縮一體化裝置安全性能提供可靠的技術支持。張曉明[8]研究了國內自主研發的適用于高速鐵路有砟軌道的梁端一體化設備,提出大跨度有砟軌道橋梁梁端一體化設備施工和養護維修技術要求。崔強[9]設計了徐州—連云港高速鐵路邳州大跨度連續梁拱橋梁端伸縮一體化裝置,并介紹其在高速鐵路無砟軌道橋梁上的鋪設技術。張明[10]根據現場試驗研究斜拉橋上動車組交會、啟停、制動對梁端一體化裝置的影響。李晶晶[11]對大跨度無砟軌道鋼橋上梁端伸縮一體化裝置提出了一種設計方案,并介紹了其細節和主要功能。任化慶[12]研究梁縫伸縮對平豎曲線疊合段梁端一體化裝置的影響,并提出科學的施工技術。

我國對于梁端一體化裝置的性能研究一般集中于其材料、靜力性能等[13-14],比較缺乏梁端一體化裝置范圍內輪軌空間幾何關系的相關研究,也缺乏梁端一體化裝置范圍內輪軌系統動力學理論和方法。因此,對連續斜拉橋上梁端一體化裝置范圍內的車輛-軌道相互作用系統進行綜合研究,確定它們在各種狀態下的使用可靠性,對于承受移動荷載的大跨度橋梁的發展和設計建造具有十分重要的理論和實際意義。

1 工程概況

某新建高鐵全長168.392 km,其一處主橋及引橋正線鋪設CRTSⅢ型板式無砟軌道,為雙線鐵路,設計速度350 km/h,是連接兩省的重要通道。主橋為預應力混凝土斜拉橋,半結構如圖1所示。在大橋與兩端引橋之間采用4組鋼軌伸縮調節器和梁端伸縮裝置的一體化設備,簡稱梁端一體化裝置。

圖1 預應力混凝土斜拉橋主橋+引橋整體布置半結構Fig.1 Prestressed concrete cable-stayed bridge main bridge+approach bridge overall layout semi-structure

梁端一體化裝置中,伸縮裝置采用上承式“3-1-3”結構,共7根軌枕,其中中間1根鋼枕為懸空鋼枕、其余為長桁架枕。鋼軌伸縮調節器全長為19 700 mm,尖軌鎖定,基本軌最大伸縮為±300 mm。裝置平面布置如圖2所示,其中A-A～F-F為鋼軌伸縮調節器輪軌接觸關鍵截面。

圖2 梁端一體化裝置平面布置(單位:mm)Fig.2 Plane layout of the integrated beam end device(unit: mm)

2 大跨度斜拉橋模型建立

2.1 橋梁模型

主橋主梁全長1 081.7 m,計算跨度為(108+4×216+108) m。截面采用單箱雙室、變高度連續箱梁,梁底下緣線型為二次拋物線。鋼軌采用UIC60標準軌,底座板采用C40混凝土,主橋梁體采用C55混凝土,引橋梁體和軌道板采用C60混凝土,斜拉索鋼材采用Q345B。

根據材料參數建立相應的有限元模型,導入Universal Mechanism軟件。鋼軌(包括尖軌和基本軌)采用梁單元模擬,主橋和引橋的主梁部分和CRTSⅢ型板式無砟軌道采用板殼單元模擬,主橋斜拉索采用桿單元模擬。軌道系統扣件、無砟軌道和橋面的連接采用三向彈簧-阻尼單元模擬。主橋中間塔墩頂設立縱向固定支座和橫向活動支座,其余塔墩頂設立多向活動支座。梁端一體化裝置區域的長桁架枕和活動鋼枕均采用梁單元模擬,道床板與長桁架枕的連接和活動鋼枕與縱梁的連接采用彈簧單元進行模擬。大跨度斜拉橋梁端與引橋之間布置4組梁端伸縮一體化裝置,有限元模型如圖3所示。

圖3 大跨度斜拉橋主橋+引橋有限元模型Fig.3 Finite element model of main bridge+approach bridge of long-span cable-stayed bridge

2.2 車輛模型

本文采用高速列車CRH2C動車組,設計速度350 km/h。每節車有1個車體、2個轉向架和4個輪對,總計7個剛體。每個剛體有3個平動自由度(伸縮、橫移、沉浮),和3個轉動自由度(側滾、點頭、搖頭),總計6個自由度。因此每節車有42個自由度,高速列車8輛編組動車組共計336個自由度,編組模型如圖4所示。

圖4 CRH2C動車組8輛車編組模型Fig.4 CRH2C EMU 8-car formation model

3 梁端軌道變形分析

3.1 溫度荷載工況

按TB10092—2017《鐵路橋涵混凝土結構設計規范》[15]計算,將溫度荷載分為升溫和降溫兩種工況。工況一:升溫組合,斜拉索(+30 ℃),主梁(橫向10～20 ℃,垂向0～20 ℃),墩塔(橫向20～25 ℃),軌道混凝土結構(+25 ℃),鋼軌(+45.5 ℃)。工況二:考慮0.5倍溫度負效應降溫組合:斜拉索(-35 ℃),主梁橫向(-15～-20 ℃),墩塔橫向(-20～-22.5 ℃),軌道混凝土結構(-27.5 ℃),鋼軌(-46.1 ℃)。

繪制溫度荷載工況下主橋一跨和引橋區域的左線鋼軌變形曲線,如圖5和圖6所示。

圖6 降溫工況左線鋼軌變形曲線Fig.6 Deformation curve of left rail under cooling condition

升溫工況下,左、右鋼軌的垂向變形和橫向變形趨勢基本一樣,鋼軌最大垂向變形為10.65 mm,最大橫向變形為6.44 mm。但在梁端一體化裝置處鋼軌的變形有明顯的突變,說明在升溫工況下,梁縫位置鋼軌和尖軌與基本軌交接處鋼軌結構比較薄弱。

降溫工況下,左、右鋼軌的變形整體趨勢與升溫基本相反,鋼軌最大垂向變形為3.23 mm,最大橫向變形為3.45 mm。相比于升溫工況,降溫工況的鋼軌垂、橫向變形較小。

3.2 梁端轉角工況

大跨度橋梁在列車荷載、梁體徐變上拱、溫度和橋墩沉降不均等不良因素作用下,很容易產生梁端豎向轉角[16]。根據我國TB10621—2014《高速鐵路設計規范》[17],無砟軌道相鄰兩片梁之間梁端轉角限值為3‰rad,以此計算得出主橋梁端轉角的極值為2‰rad,規范中要求350 km/h無砟軌道橋梁的梁端轉角不得大于1‰rad,因此主橋的梁端轉角最大值取為1‰rad,分為下撓和反彎兩種工況進行分析。

對大跨度斜拉橋兩端同時施加最大梁端下撓轉角或反彎轉角,鋼軌變形如圖7和圖8所示。

圖7 梁端下撓工況左線鋼軌變形曲線Fig.7 Deformation curve of left rail under beam end buckling condition

圖8 梁端反彎工況左線鋼軌變形曲線Fig.8 Deformation curve of left rail under reverse bending condition of beam end

最大梁端下撓工況下,左右鋼軌的垂向變形和橫向變形趨勢基本一致,鋼軌的最大垂向變形為14.45 mm,最大橫向變形為0.45 mm。但在梁端一體化裝置處鋼軌的變形有明顯的突變,說明對主橋施加最大的梁端下撓轉角時,梁端一體化裝置區域的鋼軌垂向變形受梁端轉角影響較大。

梁端反彎工況下,鋼軌變形的趨勢與下撓工況基本相反,最大垂向變形為15.71 mm,最大橫向變形為0.44 mm。梁端反彎工況比下撓工況的鋼軌垂向變形較大,兩者的鋼軌橫向變形基本一致。

4 梁端一體化裝置行車響應

當列車高速通過梁端一體化裝置時,溫度和梁端轉角等都會使輪軌相互作用力增大,影響梁端一體化裝置的安全性能和行車舒適性[18]。因此,有必要對梁端一體化裝置行車過程中的響應進行研究。根據TB10761—2013《高速鐵路工程動態驗收技術規范》[19],有關梁端一體化裝置動力性能評價規范指標如表1所示。

表1 梁端一體化裝置動力性能評價指標Tab.1 Dynamic performance evaluation index of beam-end integrated device

4.1 梁端一體化裝置輪軌接觸關系

在車-線-橋耦合系統中,采用B-樣條插值法得到鋼軌關鍵橫斷面的型面,尖軌全長為11 200 mm,在距尖軌前端距離為100,3 100,4 900,6 700,7 900,8 500 mm,分別設置關鍵斷面為A-A、B-B、C-C、D-D、E-E、F-F。

左右兩側鋼軌廓形一致,在導入變截面軌道時將左軌型面鏡像就可得右軌型面。以左側LMA磨耗型踏面為參考,各關鍵截面輪軌接觸如圖9所示。

圖9 鋼軌伸縮調節器關鍵截面輪軌接觸(單位:mm)Fig.9 Rail expansion adjuster key section wheel-rail contact(unit: mm)

4.2 車-線-橋梁端性能分析

本文采用德國低干擾軌道不平順譜,軌底坡為1/40,軌距為1 435 mm,高速列車組以350 km/h經過主橋梁端時梁端一體化裝置的峰值響應如表2所示。活動鋼枕垂、橫向加速度峰值分別為38.92 m·s-2和1.33 m/s2;鋼軌垂、橫向加速度峰值分別為67.82 m·s-2和2.97 m·s-2;連接梁與活動鋼枕的垂、橫向傳導力的最大值分別為23.73 kN和0.71 kN。梁端一體化裝置的安全性指標均滿足規范標準。

表2 車-線-橋梁端耦合系統裝置峰值響應Tab.2 Vehicle-wire-bridge terminal coupling device peak response

4.3 升溫變形影響

由于溫度變形對混凝土橋梁橋面影響較大,進而影響高速鐵路的行駛安全,且升溫工況比降溫工況影響大[20]。因此保持其余參數不變,軌道不平順譜采用升溫工況溫度變形疊加下的德國低干擾軌道不平順譜。高速列車組以350 km/h通過梁端,提取梁端伸縮一體化裝置動力響應數據,如表3所示。

表3 溫度變形下車-線-橋梁端耦合系統裝置動力響應Tab.3 Dynamic response of vehicle-wire-bridge coupling system to temperature deformation

相比于僅施加德國低干擾軌道不平順譜,采用升溫工況溫度變形疊加后的梁端一體化裝置各部件響應均有一定上升,且垂向加速度上升量明顯,活動鋼枕處垂向加速度從38.92 m·s-2上升至48.69 m·s-2,增加25.1%;鋼軌垂向加速度從67.82 m·s-2上升至97.26 m·s-2,增加43.4%,但梁端一體化裝置的安全性指標仍滿足規范標準。

4.4 反彎轉角變形影響

過大的梁端轉角會顯著影響軌道結構,不利于軌道結構的正常工作,甚至影響列車高速行駛,且反彎工況影響大于下撓工況[21]。因此保持其余參數不變,軌道不平順譜采用最大梁端反彎轉角疊加下德國低干擾軌道不平順譜。列車組以350 km/h通過梁端,提取梁端伸縮一體化裝置動力響應數據,如表4所示。

表4 轉角變形下車-線-橋梁端耦合系統裝置動力響應Tab.4 Dynamic response of vehicle-wire-bridge coupling system to angular deformation

相比于僅施加德國低干擾軌道不平順譜,采用反彎轉角變形疊加后的梁端一體化裝置各部件響應均有一定上升,且垂向加速度上升量明顯,活動鋼枕處垂向加速度從38.92 m·s-2上升至52.41 m·s-2,增加了37.2%,鋼軌垂向加速度從67.82 m·s-2上升至87.81 m·s-2,增加了39.5%,但梁端一體化裝置的安全性指標均滿足標準。相比升溫變形,反彎轉角對活動鋼枕的影響更大,對活動鋼枕處鋼軌的影響量小。

4.5 梁端伸縮裝置不同拉伸狀態動力分析

梁端一體化裝置中梁端伸縮裝置在升溫或降溫的影響下會進行壓縮或拉伸[22],活動鋼枕與固定軌枕的間距也會隨之發生相應的變化,影響了梁端伸縮裝置對列車組的支承作用,進而影響列車的安全性和舒適性,因此有必要研究不同拉伸狀態梁端伸縮裝置的動力性能。極限拉伸或壓縮狀態下的梁端伸縮裝置分別如圖10和圖11所示。

圖10 梁端伸縮裝置極限拉伸狀態Fig.10 Ultimate tensile state of beam end expansion device

圖11 梁端伸縮裝置極限壓縮狀態Fig.11 Limit compression state of beam end expansion device

列車組以350 km/h通過梁端,提取梁端伸縮裝置動力響應數據,如表5所示。對于梁端伸縮裝置的響應,極限拉伸狀態最大,活動鋼枕加速度為62.39 m·s-2;極限壓縮狀態最小,活動鋼枕加速度為40.64 m·s-2。這證明在極限壓縮狀態的活動鋼枕與固定軌枕的間距變小,相應的支撐剛度變大,起到了更好的支撐作用。3種伸縮狀態的梁端伸縮裝置響應均滿足安全指標規范要求。

表5 不同伸縮狀態下梁端伸縮裝置動力響應Tab.5 Dynamic response of beam end expansion device under different expansion states

5 結論

本文基于梁端車-線-橋耦合模型,對速度350 km/h下CRH2C動車組列車通過梁端時梁端一體化裝置的響應進行分析,得出以下結論。

(1)在溫度或梁端轉角變形作用下,梁端一體化裝置位置處鋼軌有較為明顯的變形,反彎工況垂向變形最高達15.71 mm,接近規范限值。應定期對梁端變形情況進行檢測。

(2)采用疊加溫度升溫變形或梁端反彎轉角變形的軌道不平順譜的梁端一體化裝置響應比僅采用德國低干擾軌道不平順譜的大,說明軌道不平順譜變差,則結構響應也會隨之變大,且對振動加速度的影響較為明顯,鋼枕垂向加速度從67.82 m·s-2分別上升至97.26 m·s-2和87.81 m·s2,影響量達43.4%和39.5%。應在養護維修中保證橋上線路的高平順性以提高行車安全性。

(3)梁端一體化裝置中梁端伸縮裝置在極限拉伸狀態下支承剛度最低,動力響應最大,活動鋼枕加速度達62.39m·s-2,但仍在標準規范限值以內。