高速鐵路大跨度鋼橋梁端伸縮裝置設(shè)計研究

郭輝 蔣金洲 高芒芒 劉曉光 趙會東 蘇朋飛 朱穎 何東升

（1.中國鐵道科學(xué)研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081；2.高速鐵路軌道技術(shù)國家重點實驗室，北京 100081；3.中國鐵路經(jīng)濟規(guī)劃研究院有限公司，北京 100038；4.中鐵大橋勘測設(shè)計院集團有限公司，武漢 430050）

近年來，我國高速鐵路大跨度鋼橋取得快速發(fā)展，以滬蘇通長江大橋、五峰山長江大橋為代表的主跨超千米索支撐橋梁不斷涌現(xiàn)［1-2］。大跨度鋼橋受列車、溫度、風(fēng)荷載等影響大，梁端縱向伸縮、豎向轉(zhuǎn)角等空間變位復(fù)雜，給梁端伸縮裝置的設(shè)計帶來一定困難，協(xié)調(diào)主、引橋梁體伸縮與鋼軌伸縮的問題更為重要［3-5］。在引進、消化國外相關(guān)技術(shù)基礎(chǔ)上，我國已在大跨度鐵路鋼橋梁端伸縮裝置相關(guān)領(lǐng)域開展了十多年的研究。莊軍生［4］提出了一種用于鐵路橋梁梁端大位移的下承式伸縮裝置，主要通過鋼枕下方位移箱內(nèi)支承梁的伸縮適應(yīng)梁端變位。下承式梁端伸縮裝置最初用于武漢天興洲長江大橋，設(shè)計伸縮量±500 mm，10 多年的運營實踐表明其可以滿足列車安全運行要求［6］，但結(jié)構(gòu)構(gòu)造相對復(fù)雜。在之后多座大橋梁端伸縮裝置的專項研究中，對下承式梁端伸縮裝置進行了改進。另一類裝置因支承梁位于鋼枕上方而被稱為上承式梁端伸縮裝置，其與鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器為一體化構(gòu)造，結(jié)構(gòu)相對簡單，在高速鐵路大跨度橋梁中應(yīng)用較多，如南京大勝關(guān)長江大橋、銅陵公鐵兩用長江大橋、滬蘇通長江公鐵大橋和五峰山長江大橋等，最大設(shè)計伸縮量±900 mm［6］，多為德國奧鋼聯(lián)公司產(chǎn)品。近年來，通過大量室內(nèi)試驗和工程實踐，國產(chǎn)上承式梁端伸縮裝置研發(fā)成功并實現(xiàn)了工程應(yīng)用，如重慶軌道交通環(huán)線二期鵝公巖軌道專用橋，商合杭高速鐵路蕪湖長江公鐵大橋、裕溪河橋、淮河橋［7］，平潭海峽公鐵兩用大橋通航孔橋等，最大設(shè)計伸縮量達±800 mm。

本文從梁端伸縮裝置需同時滿足結(jié)構(gòu)剛度及伸縮、行車要求等角度出發(fā)，提出了基于性能的梁-軌一體化伸縮裝置設(shè)計方法。對伸縮裝置的總體方案、關(guān)鍵結(jié)構(gòu)構(gòu)造、伸縮裝置的靜動力性能進行了分析，提出了基于梁端變位特征的橋梁約束體系優(yōu)化建議、鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器與梁端伸縮裝置的一體化設(shè)計，并對裝置豎向剛度、縱向伸縮阻力、抗疲勞性能和梁端區(qū)域的動力性能進行了對比分析，相關(guān)成果可為大跨度鋼橋梁端伸縮裝置的設(shè)計和應(yīng)用提供參考。

1 既有梁端伸縮裝置服役現(xiàn)狀調(diào)研

1.1 下承式梁端伸縮裝置

下承式梁端伸縮裝置由我國自主研發(fā)，最早用于武漢天興洲長江大橋，到目前為止服役近11 年，設(shè)計伸縮量為±500 mm。梁縫處設(shè)3 根活動鋼枕，鋼枕下方的支承梁位于梁端主、引橋的位移箱內(nèi)，主橋側(cè)為固定端位移箱，引橋側(cè)為活動端位移箱，通過支承梁在位移箱內(nèi)的縱向滑動適應(yīng)主、引橋的縱向伸縮位移。同時，支承梁需為梁縫區(qū)提供豎向支承，以保證鋼軌下方具有足夠的豎向剛度。裝置橫向剛度主要由鋼軌外側(cè)的2根側(cè)向?qū)к壱约拔灰葡鋬?nèi)的橫向限位構(gòu)造提供［4］。在梁端伸縮裝置附近采用了雙向鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器，并在鋼枕上采用了小阻力彈條扣件。

早期應(yīng)用的下承式梁端伸縮裝置在日常養(yǎng)修中經(jīng)常遇到的問題有：①伸縮裝置活動導(dǎo)致鋼枕歪斜，呈現(xiàn)八字形病害，位于鋼枕下方的連桿彎曲而折斷；②有砟軌道擋砟墻附近的道砟不密實導(dǎo)致軌枕空吊，引起伸縮裝置附近的豎向剛度突變；③梁端區(qū)域的軌道狀態(tài)難以保持［6］。

造成上述問題的主要原因有：①梁端伸縮裝置與調(diào)節(jié)器通過彈條扣件連接，難以保證長期服役過程中鋼枕可相對鋼軌縱向自由、均勻伸縮，導(dǎo)致鋼枕與鋼軌間阻力不均勻，引起鋼枕歪斜、下方連桿折斷；②連桿布置于鋼枕下方，檢查人員無法及時發(fā)現(xiàn)裂紋等早期病害；③擋砟墻附近軌枕下方的道砟難以搗固密實，使得列車通過時因剛度變化引起軌枕上下振動；④早期采用雙向尖軌浮置于主橋梁端的設(shè)計使得軌道結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定［6］。

由此可見，早期下承式梁端伸縮裝置在考慮梁端區(qū)域主梁和鋼軌伸縮的協(xié)調(diào)性方面存在不足，總體方案和局部構(gòu)造還可以進一步優(yōu)化［6］。

1.2 上承式梁端伸縮裝置

我國最早的上承式梁端伸縮裝置是從德國奧鋼聯(lián)BWG 公司引進的，伸縮裝置與鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器一體化設(shè)計和施工，于2011 年1 月首次應(yīng)用于京滬高速鐵路南京大勝關(guān)長江大橋。目前，上承式梁端伸縮裝置的伸縮量有±150，±300，±600，±900 mm 四種，對應(yīng)活動鋼枕根數(shù)為0，1，2，4，在我國大跨度鐵路鋼橋中應(yīng)用較多。上承式梁端伸縮裝置位于線路上方，由支承梁、剪刀叉、活動鋼枕、軌枕、扣件等部件組成，支承梁懸吊于活動鋼枕上方從而提供豎向支承，梁縫處扣件間距則通過活動鋼枕進行調(diào)節(jié)，伸縮區(qū)可滑動扣件保證鋼軌正?；瑒?，剪刀叉保證縱向伸縮的均勻性。

近10年的現(xiàn)場應(yīng)用和養(yǎng)修實踐表明，上承式梁端伸縮裝置總體工作性能良好，能夠保證梁縫區(qū)行車安全和平穩(wěn)，但在運營中也存在一些問題。文獻［3］總結(jié)了南京大勝關(guān)長江大橋鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器出現(xiàn)的主要病害：活動鋼枕歪斜，剪刀叉橫向彎曲變形；尖軌以及基本軌光帶不良；調(diào)節(jié)器尖軌爬行量較大等。同時提出了針對性的整治措施和日常檢修建議。除南京大勝關(guān)長江大橋外，BWG上承式梁端伸縮裝置先后用于黃岡長江大橋（主跨度567 m，設(shè)計速度200 km/h）、銅陵公鐵兩用長江大橋（主跨度630 m，設(shè)計速度250 km/h）、安慶鐵路長江大橋（主跨度580 m，設(shè)計速度250 km/h）等大跨度鐵路鋼橋，總體運營情況良好。

2 基于性能的梁-軌一體化伸縮裝置設(shè)計

作為梁端區(qū)域協(xié)調(diào)各方向位移和轉(zhuǎn)角的機械部件，梁端伸縮裝置須同時滿足強度、剛度、縱向伸縮、耐久性、可更換性等多重性能要求，從而保證梁端區(qū)域高速行車安全和平穩(wěn)。作為高速鐵路大跨度鋼橋的核心部件，建立一套系統(tǒng)合理的設(shè)計方法是保證其工作性能的前提。梁端伸縮裝置是鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器在梁縫部位用于支承活動鋼枕、保證扣件間距的一類抬枕裝置。因此，考慮梁端伸縮裝置與鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器的協(xié)同工作要求，提出基于性能的梁-軌一體化伸縮裝置設(shè)計方法。

2.1 設(shè)計總體框架

基于性能的梁-軌一體化伸縮裝置設(shè)計總體框架見圖1。根據(jù)多座大跨度鋼橋的研究和應(yīng)用實踐，梁端伸縮裝置設(shè)計除考慮裝置本身，在設(shè)計之初需要對橋梁的約束體系、梁端空間變位特征進行精細化分析［6，8-10］。其主要目的在于：①通過約束體系的合理設(shè)計減小大橋的溫度跨度，減小梁端縱向伸縮位移，有利于實現(xiàn)伸縮裝置的標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計；②合理控制梁端豎向轉(zhuǎn)角、橫向折角，保證軌道扣件受力合理，減小主、引橋之間的相對位移差從而合理控制軌面線形，為梁端伸縮裝置提供相對良好的工作條件。

圖1 基于性能的梁-軌一體化伸縮裝置設(shè)計總體框架

在確定橋梁約束體系后，需要從梁端伸縮裝置的性能需求角度出發(fā)，在總體方案、結(jié)構(gòu)構(gòu)造等方面做好裝置的精細化設(shè)計，并通過整體和局部靜力分析、梁端車-橋耦合振動分析等手段，評判裝置的靜動力性能是否滿足性能需求。如不滿足，則重新對梁端伸縮裝置進行總體方案和局部構(gòu)造的優(yōu)化調(diào)整，直至滿足要求為止。

2.2 大跨度鋼橋的梁端變位特征及約束體系優(yōu)化

早期開展梁端伸縮裝置設(shè)計時，一般由大橋設(shè)計單位直接提供梁端設(shè)計伸縮量。裝置設(shè)計單位即根據(jù)縱向伸縮量進行總體布置方案和結(jié)構(gòu)構(gòu)造的設(shè)計，較少針對梁端變位特征開展精細化分析。以南京大勝關(guān)長江大橋、滬蘇通長江公鐵大橋、五峰山長江大橋、川藏鐵路大渡河特大橋、甬舟鐵路西堠門大橋為工程背景，對大橋的梁端變位特征開展了比較深入的分析和對比研究［6-8］，得出以下結(jié)論：

1）采用縱向固定約束的拱橋，梁端縱向位移主要受溫度影響，與橋梁溫度跨度直接相關(guān)，受列車活載的影響較小。采用半漂浮體系的鐵路斜拉橋、懸索橋以及斜拉-懸吊協(xié)作體系橋，梁端設(shè)計縱向位移受溫度、列車活載（公鐵兩用時含汽車活載）的影響明顯，分析列車活載縱向位移時應(yīng)考慮列車加載長度，并按影響線最不利效應(yīng)加載。此外，還應(yīng)考慮列車制動力、縱向風(fēng)和基礎(chǔ)沉降等的影響，特殊情況下應(yīng)考慮地震作用的影響（如大渡河特大橋）。

2）對特大跨度橋梁，需考慮各類設(shè)計荷載的合理組合。以主跨度1 488 m 的甬舟鐵路西堠門大橋為例，該橋為斜拉-懸吊協(xié)作體系橋，跨徑布置為（70+112+406+1 488+406+112+70）m，半漂浮體系，溫度跨度達1 332 m，主梁采用分離式鋼箱梁，承載兩線高速鐵路（速度250 km/h）、六車道高速公路。如直接將設(shè)計荷載效應(yīng)線性疊加，將使得梁端縱向位移過于保守，大大增加梁端伸縮裝置設(shè)計難度。因此，參考歐洲規(guī)范 BS EN 1991-2：2003［10］，考慮相關(guān)設(shè)計荷載的組合系數(shù)，得到不同荷載組合的梁端變位見表1。可見，以列車/汽車活載主導(dǎo)的荷載組合對應(yīng)的梁端縱向位移最大，考慮一定余量后，確定西堠門大橋的縱向設(shè)計伸縮量為±900 mm［11］。

3）關(guān)于梁端豎向轉(zhuǎn)角，多座高速鐵路大跨度鋼橋通過增設(shè)輔助墩，提高了整體剛度，明顯降低了梁端豎向轉(zhuǎn)角。以主跨1 092 m 的五峰山長江大橋為例，該橋為公鐵兩用鋼桁梁懸索橋，跨徑布置為（84+84+1 092+84+84）m，考慮梁端豎向轉(zhuǎn)角活載最不利加載工況，得到列車豎向靜活載引起的梁端豎向轉(zhuǎn)角最大值為0.83‰ rad，明顯小于規(guī)范限值 2‰ rad［12］。除列車活載外，基礎(chǔ)沉降也對梁端轉(zhuǎn)角有較大影響［8］。

表1 甬舟鐵路西堠門大橋不同荷載組合的梁端變位

4）關(guān)于梁端橫向折角，當(dāng)梁端伸縮縫寬度較小時，主、引橋如存在較大的橫向位移差，則將產(chǎn)生明顯的梁端橫向折角，對行車不利。分析表明：梁端橫向約束不合理將導(dǎo)致溫度荷載作用下主、引橋橫向位移差較大，從而引起橫向折角；當(dāng)主梁中部或兩端缺少橫向限位約束，橫向風(fēng)荷載將引起梁端整體橫向偏移，也會引起梁端橫向折角。南京大勝關(guān)長江大橋、滬蘇通長江公鐵大橋、甬舟鐵路西堠門大橋等均在主梁中部設(shè)置了橫向限位支座；五峰山長江大橋在鋼梁兩側(cè)設(shè)置了橫向抗風(fēng)支座，主要目的均是為了合理控制梁端橫向位移。

2.3 基于運營實踐的優(yōu)化設(shè)計——下承式梁端伸縮裝置

基于下承式梁端伸縮裝置的運營實踐，開展了系列優(yōu)化設(shè)計，下承式梁端伸縮裝置結(jié)構(gòu)示意和橫斷面分別見圖2和圖3［6］。

圖2 下承式梁端伸縮裝置結(jié)構(gòu)示意

圖3 下承式梁端伸縮裝置的橫斷面

下承式梁端伸縮裝置的優(yōu)化具體包括：①鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器采用單向調(diào)節(jié)器方案，尖軌鎖定、基本軌伸縮。②優(yōu)化調(diào)節(jié)器扣件，伸縮區(qū)扣件采用軌撐式縱向可滑動扣件，滿足縱向伸縮阻力要求，降低鋼枕與鋼軌之間的相互影響；固定鋼軌扣件采用大阻力軌撐扣件，固定端混凝土軌枕采用常阻力彈條扣件，以保證軌道穩(wěn)定。③優(yōu)化伸縮裝置的連桿位置和截面形式，將連桿位置從線路下方調(diào)整至活動鋼枕兩端，采用立式布置、菱形結(jié)構(gòu)，便于養(yǎng)護維修；增大連桿截面，并對連桿節(jié)點進行加強；節(jié)點處采用六角頭防松螺栓，螺栓與連桿間設(shè)置墊圈，確保裝置伸縮過程中連桿的自由轉(zhuǎn)動，保證受力安全。④承壓支座和壓緊支座對應(yīng)的位移箱側(cè)面“開窗”，便于支座的檢查和維護。以往的設(shè)計沒有考慮運營期間支座更換的問題，由于大跨度鐵路鋼橋的往復(fù)伸縮比較頻繁，支座在長期累積磨耗的影響下，較伸縮裝置主體結(jié)構(gòu)更容易出現(xiàn)性能劣化的問題，需考慮提前更換的便捷性，滿足易維護、可更換的要求。⑤側(cè)向?qū)к壨鈧?cè)設(shè)置伸縮標(biāo)尺，可實時查看伸縮裝置的伸縮量、伸縮均勻性，為工務(wù)部門的日常檢查提供便利，優(yōu)化設(shè)計后的下承式梁端伸縮裝置樣機見圖4（綠色為側(cè)向?qū)к墸瑐?cè)面為標(biāo)尺）。⑥在伸縮裝置處于較大壓縮狀態(tài)時，側(cè)向?qū)к壍膽冶坶L度較大，為避免高速列車通過時引起高頻振動，在側(cè)向?qū)к壍纳炜s端設(shè)置扣鐵，見圖4中藍色部件。

圖4 優(yōu)化設(shè)計后的下承式梁端伸縮裝置樣機

2.4 基于梁-軌一體化的上承式梁端伸縮裝置

上承式梁端伸縮裝置的支承縱梁位于軌枕上方，通過扣件與鋼枕連接，實現(xiàn)了伸縮裝置與鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器的一體化。國產(chǎn)上承式梁端伸縮裝置的總體布置見圖5，已在商合杭鐵路蕪湖長江公鐵大橋、裕溪河大橋等高速鐵路大跨度鋼橋成功鋪設(shè)［7］。

圖5 上承式梁端伸縮裝置總體布置（伸縮量±900 mm；單位：mm）

國產(chǎn)上承式梁端伸縮裝置的結(jié)構(gòu)簡潔，受力明確，便于日常檢查和維護。受鐵路限界影響，上承式梁端伸縮裝置的支承梁難以通過增大梁高來增大剛度，針對大位移量的情況，主要通過增大截面寬度、增加支承梁根數(shù)的方式提高豎向剛度。從已應(yīng)用的情況來看，目前上承式梁端伸縮裝置的伸縮量最大可達到±900 mm。縱向伸縮阻力方面，通過研究確定了上承式梁端伸縮裝置的縱向伸縮阻力限值，見表2［13］。可見，活動鋼枕數(shù)量越多，其與鋼軌的接觸面越多，伸縮阻力限值越大。

對于梁端行車的安全性和平穩(wěn)性，通過建立車-線-橋-伸縮裝置的耦合振動分析模型進行不同工況的動力性能評價。在開展甬舟鐵路西堠門大橋±900 mm 伸縮量的上承式梁端伸縮裝置動力性能分析時，除采用車-線-橋耦合振動分析方法直接考察伸縮裝置和車輛的動力響應(yīng)，還提出采用10 m 弦測值對梁端局部區(qū)域的軌道不平順進行評判［11］。

表2 上承式梁端伸縮裝置的縱向伸縮阻力限值

以上從性能需求角度對上承式梁端伸縮裝置的設(shè)計進行了介紹，體現(xiàn)了基于梁-軌一體化的上承式梁端伸縮裝置的技術(shù)特點。

3 梁端伸縮裝置靜動力特性分析

3.1 豎向剛度

以甬舟鐵路西堠門大橋為例，同時進行下承式、上承式梁端伸縮裝置的方案設(shè)計，前者采用3 根支承梁設(shè)計方案，與圖2—圖4相同；后者與圖5相同，采用4 根活動鋼枕、4 根支承梁方案。下承式、上承式梁端伸縮裝置的靜力特性分析結(jié)果分別見表3、表4。下承式梁端伸縮裝置的4 種工況分別為：工況1，豎向荷載250 kN；工況2，橫向水平荷載100 kN；工況3，1 mm 梁端支點豎向位移差；工況4，結(jié)構(gòu)同時承受豎向荷載、水平荷載及梁端支點豎向位移差（豎向1 mm）。上承式梁端伸縮裝置的3 種工況分別為：工況5，結(jié)構(gòu)僅承受豎向荷載250 kN；工況6，結(jié)構(gòu)僅承受橫向水平荷載100 kN；工況7，結(jié)構(gòu)同時承受豎向荷載250 kN和水平荷載100 kN。

表3 下承式梁端伸縮裝置的靜力特性分析結(jié)果

由表3 可知：4 種工況下，裝置整體應(yīng)力水平均較低，強度不控制伸縮裝置設(shè)計；支承梁的豎向和橫向位移均較小，在250 kN 豎向靜活載作用下支承梁最大豎向位移為0.30 mm，滿足豎向剛度要求；最大橫向位移為0.19 mm；鋼軌最大豎向位移為1.05 mm（考慮1 mm 梁端支點變位）；鋼軌最大橫向位移為0.27 mm，側(cè)向?qū)к壸畲髴?yīng)力為32.8 MPa，在工況2 橫向水平荷載作用下產(chǎn)生的最大橫向位移為0.21 mm，明顯大于支承梁最大橫向位移0.09 mm，說明側(cè)向?qū)к壧峁┲饕臋M向剛度。靜力特性分析結(jié)果表明，伸縮裝置整體滿足靜力受力與變形要求。

表4 上承式梁端伸縮裝置的靜力特性分析結(jié)果

由表4可知：支承梁的豎向和橫向位移均較小，最大豎向位移為0.31 mm，與下承式梁端伸縮裝置的量值一致，說明整體豎向剛度相同；最大橫向位移為0.09 mm，最大應(yīng)力為19.1 MPa；鋼枕最大豎向位移為0.31 mm，最大應(yīng)力為26.0 MPa；鋼軌最大豎向位移為0.44 mm，最大橫向位移為0.50 mm。伸縮裝置均滿足整體受力與變形要求。

3.2 縱向伸縮阻力

通過室內(nèi)足尺模型試驗，對上承式、下承式梁端伸縮裝置的縱向伸縮阻力進行比較，結(jié)果見表5和表6。

表5 不同上承式梁端伸縮裝置的縱向伸縮阻力結(jié)果

表6 下承式梁端伸縮裝置的縱向伸縮阻力結(jié)果

由表5可見，隨著設(shè)計伸縮量的增大、活動鋼枕數(shù)量增多，裝置縱向伸縮阻力逐漸增大；安裝配套扣件及走行軌后，縱向伸縮阻力較安裝前增大較為明顯；實測縱向阻力均小于規(guī)范限值，說明上承式梁端伸縮裝置具有較低的縱向伸縮阻力，因為其伸縮阻力主要來自于鋼軌和軌枕間，采用可滑動扣件可有效降低縱向伸縮過程中的阻力。與上承式梁端伸縮裝置相比，下承式梁端伸縮裝置室內(nèi)足尺模型試驗表明，受位移箱內(nèi)承壓支座、壓緊支座，活動鋼枕吊架內(nèi)壓緊支座，以及鋼枕和鋼軌扣件的影響，縱向伸縮阻力相對較大，拉伸和壓縮阻力基本在65 kN 左右；當(dāng)釋放吊架內(nèi)壓緊支座的約束后，伸縮阻力在25 kN 左右，說明活動鋼枕吊架對伸縮阻力的影響較大，適當(dāng)降低壓緊支座的預(yù)壓力可減小裝置的縱向伸縮阻力。

3.3 抗疲勞性能

對上承式、下承式梁端伸縮裝置整體組裝件均進行了300 萬次的疲勞試驗。試驗結(jié)果表明，在循環(huán)加載后，伸縮裝置各零部件無損壞，無塑性變形；考慮到現(xiàn)場長期運營條件下梁端區(qū)域軌枕經(jīng)常出現(xiàn)的空吊病害，在空吊工況下各零部件應(yīng)力和位移均在允許值范圍；疲勞試驗后連接板、軌撐、剪刀叉和扣鐵螺栓扭矩均未減小?？傮w來看，由于列車活載作用下伸縮裝置的應(yīng)力水平很低，上承式、下承式梁端伸縮裝置的抗疲勞性能均滿足要求。

3.4 動力性能

以甬舟鐵路西堠門大橋的上承式梁端伸縮裝置為研究對象，分別對升降溫荷載、列車活載、公路活載及其組合荷載計算軌道不平順10 m 弦測值，計算結(jié)果見表7。

表7 荷載組合及相應(yīng)的軌道幾何不平順10 m弦測值mm

由表7可見，單獨考慮各種附加荷載，包括列車通行、公路活載、整體升降溫以及活動鋼枕的病害，軌道不平順10 m 弦測值均滿足2 mm 的要求，考慮各種不利荷載的疊加，10 m 弦測值最大為2.261 mm，滿足組合工況下10 m弦測值小于5 mm的限值要求。

由橋梁和車輛動力響應(yīng)計算結(jié)果可知，整體升降溫作用、列車活載、公路活載各因素單獨作用下，梁端伸縮裝置和車輛的動力性能均滿足要求，減載率最大為0.334，車體振動加速度最大為0.963 m/s2，均發(fā)生在整體升降溫工況，可見所有的獨立影響因素中，溫度作用對車輛響應(yīng)的影響最大。荷載組合后，減載率最大值為0.350，脫軌系數(shù)最大值為0.108，豎向車體加速度最大值為1.103 m/s2，橫向車體加速度最大值為0.493 m/s2，均滿足控制標(biāo)準(zhǔn)，平穩(wěn)性指標(biāo)最大達到2.855，滿足規(guī)范規(guī)定的合格要求，對應(yīng)組合為列車活載與公路活載形成最小梁端折角且同時存在溫度的工況。綜合所有的計算結(jié)果，梁端伸縮裝置能夠保證列車以250 km/h安全平穩(wěn)通行。

4 結(jié)論

對高速鐵路大跨度鋼橋梁端伸縮裝置的設(shè)計關(guān)鍵技術(shù)進行了研究，提出了基于性能的梁-軌一體化伸縮裝置設(shè)計的總體框架和技術(shù)流程，通過數(shù)值模擬、室內(nèi)模型試驗，得出以下主要結(jié)論：

1）對于±900 mm 梁端縱向伸縮量，下承式和上承式梁端伸縮裝置均能滿足豎向剛度、抗疲勞性能的要求，上承式梁端伸縮裝置的縱向伸縮阻力小于下承式梁端伸縮裝置。對于上承式梁端伸縮裝置，基于弦測法和車橋耦合分析結(jié)果均能滿足行車要求。

2）上承式梁端伸縮裝置結(jié)構(gòu)簡潔，受力明確，在滿足豎向剛度、梁端行車安全性和平穩(wěn)性條件下，應(yīng)優(yōu)先考慮上承式梁端伸縮裝置的結(jié)構(gòu)形式，與鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器實現(xiàn)一體化設(shè)計。

3）對于更大位移量（如2 500 mm 級）的梁端伸縮裝置，由于上承式梁端伸縮裝置受豎向剛度的限制，需要進一步研究梁端伸縮裝置的合理結(jié)構(gòu)形式，在滿足剛度、行車等要求前提下，做好結(jié)構(gòu)構(gòu)造優(yōu)化，為工程應(yīng)用做好技術(shù)儲備。