蘭新高鐵穿越長城段減振型無砟軌道減振墊合理剛度研究

張紅平

(中國鐵建國際集團有限公司,北京 100855)

國內城市軌道交通項目建設中較多采用了減振墊整體道床，該類型軌道結構具有基礎條件適應性強、道床結構強度和穩(wěn)定性良好、減振性能較優(yōu)[1-2]等顯著特點。然而，國內遂渝線、成灌線、哈大客專等項目鋪設的減振墊無砟軌道結構試驗線工程實測減振效果不良，高速鐵路道床減振型軌道結構當時尚無成熟應用經驗，需進一步深化技術方案研究。

1 工程概況

蘭新高鐵設計速度200 km/h及以上，線路在嘉峪關與古長城相交。線路為直線段，縱坡為+11.8‰和+1‰，豎曲線半徑R=25 000 m，埋深12 m，段落長343 m，斜交角度約77°。該段線路以框架結構下穿通過。見圖1。

嘉峪關古長城為明代長城，是國家重點文物保護對象，長城體為夯土結構，長城經多年風雨的洗禮，部分已經風化剝落，較為脆弱。蘭新高鐵穿越嘉峪關長城段選用減振墊無砟軌道結構，以期實現長城體保護高減振性和高速列車運營高平順性的技術需求。軌道結構減振墊剛度設計需在滿足高速列車安全運營條件下，主要滿足以下指標限值[3-7]：

(1)長城體頂部容許振動最大速度≤0.25 mm/s；

(2)鋼軌垂向位移≤2 mm；

(3)鋼軌振動加速度≤5 000 m/s2。

圖1 蘭新高鐵穿越長城地段現狀及縱斷面

2 模型及計算參數

2.1 基本假定[8]

嘉峪關明長城垂直于隧道結構，長城本體為無限長均勻夯土。

隧道周邊土介質為符合線彈性模型的半空間體，土質均勻、各向同性，列車動力荷載作用下，土體與結構間不脫離、無相對滑動，即滿足位移協(xié)調條件。

2.2 計算模型[9-15]

基于雙塊式減振型無砟軌道結構建立車輛-減振型無砟軌道-土體耦合模型，分析力學模型如圖2所示。

圖2 計算力學模型

土體為均質、各向同性的線彈性體。

車體、構架、輪對均考慮為剛性體，車體、構架考慮沉浮、點頭、側滾等自由度，輪對考慮沉浮、側滾等自由度。

鋼軌采用Euler梁模型，單元節(jié)點具有x、y、z三向平動和轉動自由度；扣件簡化為彈簧阻尼單元，且僅考慮垂向效應；道床板、減振墊及支撐層采用實體單元，采用共用節(jié)點方式過渡[9]。

2.3 計算參數

ANSYS仿真模型[16]采用CRH2型車體參數；采用雙塊式減振型無砟軌道結構參數，其中，減振墊主要參數見表1。

表1 減振墊計算參數[17]

根據嘉峪關長城處地質資料和相關文獻，土層的動力參數取值見表2。

輪軌垂向作用力由赫茲非線性彈性接觸理論所確定，模型中采用等效線性化Hertz接觸剛度Kh=1.3×109N/m[15]。

表2 土層動力參數[8]

基于結構振動與列車運營性能研究分析，模型采用典型德國低干擾長波不平順譜[18]，如圖3所示。

圖3 德國低干擾不平順譜

2.4 邊界條件

考慮到邊界對振動波的影響，主體模型尺寸范圍為150 m×83 m[19]。為了使單元能模擬波動效應，單元網格尺寸0.1～0.5 m。在計算中，時間步長取為0.005 s。單元類型選用四節(jié)點等參單元。由于模型的對稱性，模型左邊采用對稱約束，下邊界固定，右邊采用自由邊界。

3 減振型軌道結構減振墊合理剛度分析

研究列車以速度200 km/h通過軌道結構時，分析在不同減振墊剛度下長城體、鋼軌的動力特性。

3.1 減振墊剛度對長城體振動影響分析

國內外軌道交通項目對夯土長城體保護尚無成熟應用經驗，充分借鑒城市軌道交通項目建設敏感點保護經驗及減振墊剛度可選范圍，本文擬選用減振墊剛度指標分別為1.67，3.33，16.67，33.33，166.67，333.33 MPa/m和1 666.67 MPa/m?；陂L城體頂部容許振動最大速度≤0.25 mm/s條件，分析滿足長城體振動保護需求的減振墊合理剛度。

不同剛度減振墊條件下，長城頂部水平振動速度傳遞規(guī)律及分布特性如圖4所示。

圖4 長城頂部水平振動速度隨減振墊剛度及傳遞距離變化規(guī)律曲線

從圖4可知，在離隧道同一距離處，減振墊剛度越大，長城最高點處的水平速度越大。對同一剛度減振墊層而言，離隧道中心距離越遠，水平速度越??；但是在距離隧道中心線5 m左右，水平速度出現極大值。當減振墊剛度達到166.67 MPa/m時，長城最高點處的最大水平速度接近0.25 mm/s，為此，減振墊剛度不應超過166.7 MPa/m。

3.2 減振墊剛度對鋼軌振動特性影響分析

基于哈大客專、隧渝線減振軌道結構試驗段研究成果及高速鐵路項目建設經驗，為保障列車運行安全、旅客乘坐舒適性，從軌道結構動力響應的角度出發(fā)，進一步重點分析40～200 MPa/m[20]范圍減振墊剛度變化對鋼軌振動加速度和垂向位置的影響。

當列車以200 km/h的速度通過減振型無砟軌道時，不同剛度減振墊條件下鋼軌垂向加速度和垂向位移的變化情況如圖5所示。

圖5 鋼軌垂向加速度、位移隨減振墊剛度變化規(guī)律曲線

由圖5可知，當減振墊剛度在40～200 MPa/m范圍變化時，鋼軌的加速度隨著減振墊剛度的增大而有所增大。當減振墊剛度由40 MPa/m增大至200 MPa/m時，鋼軌垂向最大加速度由1 242 m/s2增加到1 260 m/s2，增幅僅為1.45%，說明減振墊剛度在40～200 MPa/m范圍內變化時，鋼軌加速度幅值差異不大。

鋼軌的最大垂向位移隨著減振墊剛度的增加而顯著減小，當減振墊剛度由40 MPa/m增加到200 MPa/m時，鋼軌最大垂向位移由1.55 mm減小到1.01 mm，減小幅度為34.8%，說明減振墊剛度的變化對鋼軌垂向位移的影響明顯大于對鋼軌垂向加速度的影響。當減振墊剛度為40 MPa/m時，鋼軌的最大下沉量為1.55 mm，未超過2 mm的限值，但是從控制鋼軌最大下沉量的角度出發(fā)，建議減振墊剛度不宜小于40 MPa/m。

3.3 減振墊合理剛度的范圍分析

從減振墊剛度對古長城的振動影響分析結果中可知，減振墊剛度低于166.7 MPa/m即可有效控制長城體振動速度。從控制鋼軌垂向位移的角度出發(fā)，建議減振墊剛度不宜小于40 MPa/m。

綜合考慮文物的減振要求、鋼軌振動特性，建議減振墊設計剛度取值范圍為40～160 MPa/m。

4 工程應用

根據上述無砟軌道結構合理剛度研究成果，工程實施采用了46 MPa/m剛度的減振墊。為進一步驗證研究成果工程使用性能，由中國鐵道科學研究院牽頭開展了實施工點測點布置、實車測試等工作[21-22]，現場測點布置如圖6所示。

圖6 軌道結構及古長城頂部傳感器布置

采用CRH2-061C及CRH2-068C型綜合檢測車開展了嘉峪關南至石板墩南上、下行正線試驗工點5 km/h準靜態(tài)標定及動車組的逐級提速試驗，通過各測點的最高速度為224.2 km/h。

動車組以不同速度通過目標工點時，長城頂部振動速度、鋼軌垂向位移、鋼軌振動加速度等幅值統(tǒng)計結果見表3。

表3 實測長城頂部振動速度、鋼軌垂向位移及鋼軌振動加速度幅值

由表3可知：當動車組以設計速度通過減振型無砟軌道地段時，長城頂端水平振動速度幅值為0.19 mm/s、鋼軌垂向位移幅值為0.87 mm、鋼軌振動加速度均值為1 141.8 m/s2，與仿真研究成果匹配一致。

同時，實車測試還驗證了動車組通過安全性、穩(wěn)定性和軌道結構變形、受力特性。

5 結論

針對蘭新高鐵穿越長城段減振型無砟軌道結構技術需求，從建立計算模型、長城體振動水平仿真分析、軌道結構服役功能仿真分析、實車測試驗證等方面開展深入分析，主要研究結論如下。

(1)長城體水平振動速度隨著減振墊剛度增加而增大；鋼軌加速度隨著減振墊剛度增加而變化不大；鋼軌位移隨著減振墊剛度增加而減小。

(2)列車運營、軌道結構服役性能需求的減振墊剛度不宜小于40 MPa/m；長城體保護需求的減振墊剛度不應大于166.7 MPa/m。

(3)設計成果工程應用同時滿足了高鐵安全、平順、舒適性和長城體高減振性能需求。