高速鐵路橋上無(wú)砟軌道減振層剛度的動(dòng)力學(xué)影響分析

婁會(huì)彬　趙春發(fā)　劉建超

西南交通大學(xué)，牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031

高速鐵路橋上無(wú)砟軌道減振層剛度的動(dòng)力學(xué)影響分析

婁會(huì)彬趙春發(fā)劉建超

西南交通大學(xué)，牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031

為了降低高速鐵路橋上結(jié)構(gòu)的振動(dòng)與噪聲水平，以我國(guó)CRH2型高速車(chē)輛和32 m跨度高速鐵路簡(jiǎn)支箱梁及CRTS I型板式無(wú)砟軌道為對(duì)象，建立高速車(chē)輛-無(wú)砟軌道-橋梁耦合振動(dòng)分析模型，分析比較了不同行車(chē)速度下無(wú)砟軌道減振層剛度對(duì)車(chē)軌橋系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響，為橋上減振型板式軌道動(dòng)力學(xué)參數(shù)設(shè)計(jì)提供參考。計(jì)算結(jié)果表明，橋上采用減振型板式軌道可顯著降低軌道板垂向振動(dòng)加速度，在本文計(jì)算條件下其最大加速度幅值較無(wú)減振層時(shí)減小了57％以上；減振型板式軌道能稍微降低輪軌動(dòng)力作用，可減小簡(jiǎn)支箱梁垂向振動(dòng)加速度20％ 左右；較低的減振層剛度增大了軌道板垂向振動(dòng)位移，不利于高速行車(chē)安全，而過(guò)大的減振層剛度不能有效降低軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)，綜合考慮后建議橋上減振型板式軌道彈性墊層剛度在100～200 MN/m3之間選取。

高速鐵路；無(wú)砟軌道；橋梁；減振；耦合動(dòng)力學(xué)

0 引 言

無(wú)砟軌道整體性強(qiáng)、變形小、養(yǎng)護(hù)維修工作量少，在日本、德國(guó)和中國(guó)高速鐵路工程中得到了較廣泛的應(yīng)用。但是，無(wú)砟軌道的振動(dòng)和噪聲較有砟軌道大，在城際高速軌道交通應(yīng)用中面臨較大的環(huán)境保護(hù)壓力，需要探尋合適的無(wú)砟軌道減振降噪技術(shù)措施。事實(shí)上，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)從車(chē)輛、軌道結(jié)構(gòu)及參數(shù)上著手進(jìn)行高速鐵路減振降噪技術(shù)研究，并取得了一些理論與試驗(yàn)研究結(jié)果[1-5]。蔡成標(biāo)和徐鵬[2]開(kāi)展了彈性支承塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)的動(dòng)力學(xué)優(yōu)化研究；李君等[3]采用落軸實(shí)驗(yàn)方法，研究了減振型板式軌道合理剛度的選取問(wèn)題；和振興[4]采用車(chē)輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)理論與方法，分析得到了高速列車(chē)通過(guò)無(wú)砟軌道線路時(shí)引起的地面振動(dòng)響應(yīng)及其參數(shù)影響規(guī)律；趙才友和王平[5]在成都至都江堰高速鐵路線上開(kāi)展現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究了橋上無(wú)砟軌道鋪設(shè)橡膠減振墊后的減振效果；常亮等[6]開(kāi)展了高速鐵路無(wú)砟軌道吸音板降噪效果的仿真分析。上述研究為減振型無(wú)砟軌道技術(shù)開(kāi)發(fā)提供了有益的參考，但國(guó)內(nèi)外針對(duì)橋上減振型無(wú)砟軌道的研究還比較少，而我國(guó)高速鐵路橋上無(wú)砟軌道線路所占比例大，因此，當(dāng)前有必要加強(qiáng)在這方面的研究工作。

本文建立了高速鐵路車(chē)輛-軌道-橋梁耦合振動(dòng)分析模型，并以此為基礎(chǔ)開(kāi)展了高速鐵路橋上板式無(wú)砟軌道減振層支承剛度的動(dòng)力學(xué)影響分析，提出了橋上無(wú)砟軌道彈性墊層剛度取值建議，以供我國(guó)橋上減振型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參考應(yīng)用。

1 高速車(chē)輛-軌道-橋梁耦合振動(dòng)分析模型

運(yùn)用多體動(dòng)力學(xué)仿真軟件UM和有限元分析軟件ANSYS，建立高速鐵路車(chē)輛-軌道-橋梁耦合振動(dòng)分析模型。首先，按實(shí)際結(jié)構(gòu)尺寸建立橋上CRTS I型減振型無(wú)砟軌道和跨度32 m高速鐵路預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支梁的三維幾何模型。然后，在ANSYS軟件中生成有限元模型(見(jiàn)圖1)，對(duì)三維模型開(kāi)展模態(tài)分析，并采用模態(tài)縮減法對(duì)軌道和橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理的模態(tài)縮減，保留對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響較大的模態(tài)信息，形成適合UM軟件動(dòng)力學(xué)仿真的模態(tài)文件。最后，運(yùn)用UM軟件建立高速車(chē)輛多剛體動(dòng)力學(xué)模型，將上述軌道和橋梁結(jié)構(gòu)的模態(tài)文件導(dǎo)入，建立高速鐵路車(chē)輛-軌道-橋梁耦合振動(dòng)模型，如圖2所示。

圖1　橋上無(wú)砟軌道和橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.1 Finite element models of slab track and bridge

圖2　高速車(chē)輛-軌道-箱梁耦合振動(dòng)分析模型Fig.2 High-speed vehicle slab track box girder bridge coupling dynamic analysis model

2 模型參數(shù)與計(jì)算工況

圖2中耦合振動(dòng)分析模型包括了三個(gè)子結(jié)構(gòu)：車(chē)輛子結(jié)構(gòu)、軌道子結(jié)構(gòu)和橋梁子結(jié)構(gòu)。其中，高速車(chē)輛模型以CRH2型動(dòng)車(chē)組拖車(chē)為對(duì)象，車(chē)輪踏面為L(zhǎng)MA型磨耗型踏面；無(wú)砟軌道采用60 kg/m鋼軌，軌底坡1/40，扣件間距629 mm。CRTS I型減振型板式無(wú)砟軌道的軌道板結(jié)構(gòu)尺寸為4 962、2 400和190 mm (長(zhǎng)寬高)，CA砂漿層厚度40 mm，減振材料層厚度10 mm；混凝土底座厚度200 mm，寬度2 800 mm。橋梁結(jié)構(gòu)為常用雙線32 m預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁(實(shí)長(zhǎng)32.6 m)，橋上線間距參考相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)取為5.0 m[7]，橋上軌道板布置為1P 3685+5P 4962+1P 3 685，建模時(shí)不考慮橋梁結(jié)構(gòu)配筋和橋上軌道附屬結(jié)構(gòu)物的載荷。有限元模型中橋梁和底座結(jié)構(gòu)的單元數(shù)量為36 460，軌道板結(jié)構(gòu)單元數(shù)量為4 480，主要結(jié)構(gòu)材料的力學(xué)物理參數(shù)見(jiàn)表1。

表1　軌道和橋梁結(jié)構(gòu)材料參數(shù)Tab.1 Material parameters of slab track and bridge

仿真計(jì)算時(shí)，軌道不平順類(lèi)型選取為德國(guó)低干擾譜，波長(zhǎng)范圍（1～120）m，其軌道高低和方向不平順樣本如圖3所示。另外，動(dòng)力學(xué)響應(yīng)比較分析時(shí)，高速車(chē)輛行車(chē)速度選取了200、250、300和350 km/h四種速度；無(wú)砟軌道板下減振層的整體剛度取值范圍為50～300 MN/m3。

圖3　軌道隨機(jī)不平順樣本Fig.3 Sample of track random irregularity

3 減振層支承剛度的動(dòng)力學(xué)影響分析

3.1減振層剛度對(duì)輪軌動(dòng)力作用的影響

采用本文建立的高速車(chē)輛-軌道-橋梁耦合振動(dòng)分析模型，仿真計(jì)算了不同行車(chē)速度和減振層不同剛度條件下高速車(chē)輛、無(wú)砟軌道和橋架結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。表2列出了各種計(jì)算工況下最大輪軌垂向力與脫軌系數(shù)計(jì)算值，圖4和圖5分別給出了最大輪軌垂向力與脫軌系數(shù)隨行車(chē)速度的變化曲線。

表2　不同計(jì)算條件下輪軌動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算值Tab.2 Simulation results of wheel-rail dynamic responses

圖4　輪軌垂向力隨車(chē)速的變化曲線Fig.4 Curves of wheel/rail forces vs running speeds

圖5　車(chē)輛脫軌系數(shù)隨車(chē)速的變化曲線Fig. 5 Curves between derail factors of the vehicle and running speeds

由表2和圖5計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)墊層剛度不變時(shí)，行車(chē)速度越高，輪軌垂向力越大，輪軌力基本隨車(chē)速呈線形增加；當(dāng)行車(chē)速度由200 km/h提高到350 km/h時(shí)，不同墊層剛度條件下輪軌垂向力最大增幅為12.1kN，說(shuō)明車(chē)速對(duì)輪軌垂向力有影響，但并不顯著。從板下墊層剛度的動(dòng)力學(xué)影響來(lái)看，圖5表明輪軌垂向力總體上隨板下墊層剛度增加而增大，說(shuō)明使用彈性墊層能降低輪軌動(dòng)力作用。

圖5顯示，當(dāng)軌道板底部使用彈性墊層后，脫軌系數(shù)總體上隨車(chē)速增加而增大，但變化幅值很小；脫軌系數(shù)均未超過(guò)0.3，遠(yuǎn)小于0.8的脫軌安全限值，說(shuō)明高速車(chē)輛通過(guò)橋上減振無(wú)砟軌道時(shí)是安全的。由圖5還可見(jiàn)，當(dāng)車(chē)速為350km/h時(shí)，墊層剛度越小，車(chē)輛脫軌系數(shù)反而越大，其原因是高速情況下軌道振動(dòng)位移對(duì)行車(chē)安全的影響更加明顯。

3.2減振層剛度對(duì)軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)響應(yīng)的影響

在滿足高速車(chē)輛行車(chē)安全的前提下，軌道結(jié)構(gòu)的振動(dòng)水平是判斷減振型軌道參數(shù)設(shè)計(jì)是否合理的主要依據(jù)。一般而言，減振層剛度較小時(shí)，軌道板會(huì)產(chǎn)生更大的垂向振動(dòng)位移，這不利于高速車(chē)輛行車(chē)安全；減振層剛度較大時(shí)，軌道結(jié)構(gòu)的減振效果可能并不明顯，因此，合理的剛度值需要在兩者之間綜合權(quán)衡后選擇。

表3列出四種行車(chē)速度下軌道板的振動(dòng)位移與振動(dòng)加速度幅值統(tǒng)計(jì)值，圖6和圖7分別是軌道板垂向位移與垂向振動(dòng)加速度隨行車(chē)速度的變化曲線。計(jì)算結(jié)果表明，隨著軌道板下墊層剛度的減小，軌道板的垂向位移明顯增加，板下無(wú)彈性墊層時(shí)軌道位移最大值僅為0.077mm，當(dāng)彈性墊層剛度由300MN/m3減小到50MN/m3時(shí)，軌道板最大垂向位移從0.496mm增大到1.168mm?？梢?jiàn)，當(dāng)采用較小的墊層剛度時(shí)，軌道板的垂向振動(dòng)位移偏大，可能對(duì)行車(chē)安全造成不利的影響，這可以由圖5中脫軌系數(shù)計(jì)算結(jié)果得到證實(shí)。

表3　不同計(jì)算條件下無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)Tab.3 Simulation results of slab track dynamic responses

圖6　軌道板垂向位移隨車(chē)速的變化曲線Fig.6 Vertical displacements of slab vs running speeds

圖7　軌道板垂向加速度隨車(chē)速的變化曲線Fig.7 Vertical accelerations of slab vs running speeds

由表3和圖7中軌道板振動(dòng)加速度計(jì)算結(jié)果可知，軌道板垂向振動(dòng)加速度隨墊層剛度降低有明顯減??；當(dāng)板下無(wú)彈性墊層且行車(chē)速度為350 km/h時(shí)，軌道板垂向振動(dòng)加速度最大值為21.18 g，而采用剛度為50～300 MN/m3的彈性墊層后，加速度最大值降至7.26～9.02 g，較無(wú)墊層時(shí)減小了57％以上，可見(jiàn)板下減振墊層的減振效果十分顯著。

表4　不同計(jì)算條件下橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)Tab.4 Simulation results of bridge dynamic responses

3.3減振層參數(shù)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)振動(dòng)響應(yīng)的影響

表4給出了不同計(jì)算條件下高速鐵路橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)統(tǒng)計(jì)值。由表可知，軌道板下無(wú)墊層或采用不同剛度的彈性墊層，高速車(chē)輛以同一速度通過(guò)時(shí)橋梁結(jié)構(gòu)的跨中最大垂向位移差異很小。同樣，當(dāng)彈性墊層剛度等于300 MN/m3時(shí)，四種行車(chē)速度下橋梁跨中最大垂向加速度均較板下無(wú)墊層時(shí)變化不大。但是，當(dāng)板下墊層剛度小于或等于200 MN/m3時(shí)，橋梁跨中最大垂向加速度有明顯減小，四種行車(chē)速度下較無(wú)彈性墊層時(shí)減小了13％～24％。

4 結(jié) 論

以我國(guó)CRH2高速車(chē)輛和32 m跨度高速鐵路簡(jiǎn)支箱梁及橋上CRTS I型減振型板式無(wú)砟軌道為對(duì)象，開(kāi)展了高速車(chē)輛-軌道-橋梁耦合動(dòng)力學(xué)建模與數(shù)值仿真分析，比較了不同行車(chē)速度和不同減振層剛度條件下高速車(chē)輛、軌道與橋梁的動(dòng)力響應(yīng)，得到如下研究結(jié)論。

（1）高速鐵路橋上減振型板式無(wú)砟軌道能降低輪軌動(dòng)力作用，但改善效果并不顯著。

（2）橋上采用減振型板式無(wú)砟軌道后，軌道板垂向振動(dòng)加速度較無(wú)墊層時(shí)大大降低，當(dāng)墊層剛度在50～300 MN/m3范圍內(nèi)變化時(shí)，最大加速度幅值降低了57％以上。

（3）采用減振型板式無(wú)砟軌道后，32 m跨度混凝土簡(jiǎn)支箱梁的跨中垂向位移變化較小，但跨中振動(dòng)加速度隨墊層剛度的降低而明顯減小，在本文計(jì)算條件下，橋梁跨中垂向振動(dòng)加速度最高降低了24％。

（4）較低的無(wú)砟軌道墊層剛度雖然大大降低了軌道板振動(dòng)加速度幅值，但同時(shí)顯著增大了軌道板的垂向振動(dòng)位移，導(dǎo)致車(chē)輛脫軌系數(shù)略有增加，不利于高速行車(chē)安全；另一方面，過(guò)高的無(wú)砟軌道墊層剛度，不能有效降低軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)，達(dá)不到理想的減振效果。依據(jù)本文計(jì)算結(jié)果，綜合考慮高速車(chē)輛、軌道與橋梁系統(tǒng)的動(dòng)力性能，建議32 m跨度高速鐵路橋上板式無(wú)砟軌道的減振層剛度在100～200 MN/m3之間選取。

[1] 翟婉明，韓衛(wèi)軍，蔡成標(biāo)，王其昌. 高速鐵路板式軌道動(dòng)力特性研究[J]. 鐵道學(xué)報(bào)，1999，(6): 65-69.

[2] 蔡成標(biāo)，徐 鵬. 彈性支承塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)動(dòng)力學(xué)優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 鐵道學(xué)報(bào)，2011，33(1): 69-75.

[3] 李 君，蔡成標(biāo)，徐 鵬，石瑋荃. 減振型板式軌道合理剛度動(dòng)力分析[J]. 鐵道建筑，2010, (5): 105-107.

[4] 和振興. 板式無(wú)砟軌道交通引起的環(huán)境振動(dòng)研究[D].成都: 西南交通大學(xué)，2008.

[5] 趙才友，王 平. 橋上無(wú)砟軌道橡膠減振墊減振性能試驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué)，2013, (4).

[6] 常亮，翟婉明，蔡成標(biāo)，尹 鏹. 高速鐵路無(wú)砟軌道吸音板降噪效果仿真分析[J]. 鐵道建筑，2013, (10): 88-91.

[7] TB10621-2009. 高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范(試行)[S]. 北京:中國(guó)鐵道出版社，2010.

（中文編輯：吳繼屏）

Dynamic Effect Analysis of Damping Layer Stiffness of Slab Track on High-speed Railway Bridge

LOU Hui-bin ZHAO Chun-fa LIU Jian-chao
State Key Laboratory of Traction Power，Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China

In order to reduce the vibration and noise level of high-speed railway bridge and ballastless track structure， a vibration analysis model of the high-speed railway vehicle，slab track and bridge coupling system was built， which referred to Chinese CRH 2， the 32 m box girder and the CRTS I slab track as objects. Then， the dynamic effects of dampinglayer stiffness on the vehicle-track-bridge coupling system were comparatively analyzed considering various running speed conditions. This research could provide some helpful conclusions for the dynamical parameter design of slab track on the high-speed railway girder. Numerical results showed that the damping layer between the slab track and the girder could significantly reduce the vertical vibration acceleration of the slab track，the maximum acceleration amplitude decreased by more than 57％ than that of slab track without damping layer under the calculation conditions in this paper. The slab track with damping layer could reduce the wheel-rail dynamic force slightly， and decreased the vertical vibration acceleration of the box girder by about 20％. The low-stiffness damping layer increased the vertical vibration displacement of track plate， and it would affect the running safety of the high-speed train， while the high-stiffness damping layer could not effectively reduce the vibration of the slab track. Consequently， the proposed stiffness of the low-vibration slab track on the girder was preferably in 100～200 MN/m3based on the overall consideration.

High-speed railway，ballastless track， bridge，vibration attenuation，coupling dynamics

U211.2

A

1672-4747（2015）01-0045-06

10.3969/j.issn.1672-4747.2015.01.008

2014-06-13.

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃（“973計(jì)劃）（2013CB036200）和西南交通大學(xué)科技創(chuàng)新項(xiàng)目（2682014CX043）資助項(xiàng)目。

婁會(huì)彬（1987-），男，漢族，河南開(kāi)封人，西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室碩士研究生，主要研究方向?yàn)楦咚偌爸剌d鐵路軌道技術(shù)。