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    跨座式單軌交通軌道不平順對(duì)梁軌振動(dòng)響應(yīng)的影響

    2021-08-08 07:00:38張凱朱爾玉劉旭鍇周燕
    鐵道建筑 2021年7期
    關(guān)鍵詞:車(chē)橋平順輪軌

    張凱 朱爾玉 劉旭鍇 周燕

    1.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院,天津300072;2.天津市賽英工程技術(shù)咨詢(xún)有限公司,天津300051;3.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,北京100044;4.天津市政工程設(shè)計(jì)研究總院有限公司,天津300051;5.天津城建大學(xué)天津市土木建筑結(jié)構(gòu)防護(hù)與加固重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津300384

    跨座式單軌交通是一種新型軌道交通制式,載客量適中,占地少,造價(jià)低,適應(yīng)地形能力強(qiáng)[1],近幾年在我國(guó)得到了蓬勃發(fā)展。

    軌道不平順是引起機(jī)車(chē)車(chē)輛振動(dòng)的重要因素。單軌交通在全世界范圍內(nèi)應(yīng)用規(guī)模較小,因此關(guān)于單軌交通不平順功率譜及軌道不平順對(duì)單軌交通車(chē)橋耦合振動(dòng)性能影響的研究較少。2000年,日本的Goda等[2]采用多體動(dòng)力學(xué)方法建立了單軌車(chē)輛的動(dòng)力學(xué)方程,對(duì)車(chē)輛通過(guò)小半徑曲線(xiàn)橋時(shí)車(chē)橋耦合動(dòng)力學(xué)性能進(jìn)行了仿真研究。2005年,日本的Lee等[3]建立車(chē)橋系統(tǒng)三維有限元模型,開(kāi)發(fā)了相應(yīng)的動(dòng)力計(jì)算程序,研究了旅客數(shù)量變化對(duì)乘坐舒適性的影響。2006年,Lee等[4]對(duì)大阪一座跨徑44 m鋼桁架橋的車(chē)輛-鋼橋耦合動(dòng)力作用進(jìn)行了分析計(jì)算,并根據(jù)鋼軌道梁橋表面軌道不平順實(shí)測(cè)結(jié)果,用Monte Carlo法進(jìn)行了數(shù)值模擬。在國(guó)內(nèi),任利惠、沈鋼等[5-6]較早對(duì)單軌機(jī)車(chē)車(chē)輛進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)研究,考慮單軌輪胎的徑向剛度和側(cè)偏效應(yīng)、縱向滑轉(zhuǎn),采用線(xiàn)性化輪胎模型建立單軌車(chē)輛動(dòng)力學(xué)方程,編寫(xiě)了單軌車(chē)輛動(dòng)力學(xué)圖形化仿真程序,研究了單軌車(chē)輛轉(zhuǎn)向架運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性,但其研究模型未考慮車(chē)橋耦合振動(dòng)的影響,未建立橋梁模型。此后,劉羽宇、李小珍、趙樹(shù)恩等[7-9]考慮車(chē)橋耦合的影響,分析了單軌交通簡(jiǎn)支軌道梁的車(chē)橋耦合振動(dòng)性能。郭文華等[10]研究了單軌交通車(chē)輛通過(guò)連續(xù)梁橋的車(chē)橋耦合振動(dòng)性能,為單軌交通軌道連續(xù)梁設(shè)計(jì)提供理論支撐。高玉峰、施洲等[11-12]通過(guò)試驗(yàn)檢測(cè),評(píng)價(jià)了重慶單軌交通系統(tǒng)的乘坐舒適性和橋梁安全性。

    由于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)不足,既有研究一般不把軌道不平順的研究作為分析重點(diǎn)。本文結(jié)合我國(guó)預(yù)制混凝土(Precast Concrete,PC)軌道梁的制作工藝和施工控制精度水平,對(duì)單軌PC軌道梁軌道不平順功率譜進(jìn)行分析,并采用三角級(jí)數(shù)法模擬生成軌道不平順時(shí)程曲線(xiàn),將其作為外激勵(lì)輸入15個(gè)自由度的單軌交通車(chē)橋耦合振動(dòng)模型;應(yīng)用非線(xiàn)性振動(dòng)數(shù)值算法,編制單軌交通車(chē)橋耦合振動(dòng)分析軟件,研究軌道不平順和車(chē)速對(duì)單軌交通車(chē)橋耦合振動(dòng)響應(yīng)的影響。

    1 單軌交通軌道不平順功率譜

    1.1 功率譜函數(shù)

    單軌交通軌道梁既是機(jī)車(chē)車(chē)輛的承力主梁,同時(shí)也是車(chē)輛的運(yùn)行軌道,因此單軌交通的軌道不平順即為軌道梁的表面不平順。PC軌道梁采用工廠(chǎng)化預(yù)制,整體吊裝,施工精度高,精度控制嚴(yán)格。PC軌道梁側(cè)面精度受預(yù)制大鋼模板控制,由于鋼模板加工制作精度較高,PC軌道梁的側(cè)面不平順接近鋼軌道梁。但是,PC軌道梁頂面制作精度稍差,一般認(rèn)為其頂面不平順高于鋼軌道梁頂面不平順,并低于普通鐵路的軌道不平順。

    目前國(guó)內(nèi)外尚缺少單軌交通軌道不平順的功率譜規(guī)范標(biāo)準(zhǔn),也缺少相應(yīng)的大規(guī)模實(shí)測(cè)資料。只有文獻(xiàn)[4]結(jié)合一跨鋼桁架橋的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)模擬給出了鋼軌道梁的軌道不平順功率譜密度函數(shù),即

    式中:Sz0(Ω)為采用Monte Carlo法模擬的軌道不平順功率譜密度函數(shù),m2∕(m-1);Ω為采樣的空間頻率,m-1;α、n、β為相關(guān)參數(shù)。

    跨座式單軌各車(chē)輪的相關(guān)參數(shù)取值見(jiàn)表1。

    表1 各車(chē)輪軌道不平順功率譜相關(guān)參數(shù)

    準(zhǔn)確的PC軌道梁表面軌道不平順須通過(guò)實(shí)測(cè)得到,而目前國(guó)內(nèi)外尚缺乏PC軌道梁軌道不平順的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)。因而,本文的后續(xù)分析中,PC軌道梁導(dǎo)向輪和穩(wěn)定輪軌道不平順功率譜密度函數(shù)采用文獻(xiàn)[4]中鋼軌道梁的功率譜函數(shù),走行輪軌道不平順功率譜密度函數(shù)采用文獻(xiàn)[4]鋼軌道梁功率譜和美國(guó)6級(jí)軌道高低不平順功率譜進(jìn)行對(duì)比分析。

    1.2 數(shù)值模擬

    軌道不平順的數(shù)值模擬方法很多,其中三角級(jí)數(shù)法較簡(jiǎn)單[13]。三角級(jí)數(shù)法假定軌道不平順是具有0均值的各態(tài)歷經(jīng)平穩(wěn)隨機(jī)過(guò)程,將平穩(wěn)高斯過(guò)程的復(fù)數(shù)傅里葉級(jí)數(shù)轉(zhuǎn)化為三角級(jí)數(shù)疊加生成時(shí)程樣本。

    根據(jù)三角級(jí)數(shù)法疊加原理,基于美國(guó)6級(jí)鐵路及鋼軌道梁功率譜[4]得出軌道不平順時(shí)程曲線(xiàn),如圖1所示。

    圖1 采用不同功率譜函數(shù)模擬的軌道不平順時(shí)程曲線(xiàn)

    2 單軌交通車(chē)橋耦合振動(dòng)分析模型

    2.1 車(chē)輛和軌道梁動(dòng)力模型

    單軌交通軌道梁承重和運(yùn)行軌道合二為一,其車(chē)橋耦合振動(dòng)系統(tǒng)通過(guò)車(chē)輛-軌道梁來(lái)建立。單軌交通系統(tǒng)車(chē)輛轉(zhuǎn)向架為剛性轉(zhuǎn)向架,車(chē)軸不能相對(duì)轉(zhuǎn)向架搖頭,同一車(chē)軸上的左右輪胎不能相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng);其導(dǎo)向輪、走形輪、穩(wěn)定輪為橡膠輪胎,充當(dāng)一系懸掛,如圖2所示。單軌交通車(chē)輛運(yùn)行過(guò)程中,充氣輪胎與軌道梁密切接觸,橡膠輪胎具有六分力的力學(xué)特性,其六分力作用通過(guò)線(xiàn)彈簧系數(shù)表達(dá)[9,13]。

    圖2 單軌交通系統(tǒng)車(chē)輛轉(zhuǎn)向架示意

    單節(jié)車(chē)輛由車(chē)體和前后2個(gè)轉(zhuǎn)向架組成,共3個(gè)剛體;每個(gè)剛體可簡(jiǎn)化考慮5個(gè)自由度(沉浮、橫移、點(diǎn)頭、搖頭、側(cè)滾),共15個(gè)自由度[7-10,13]。建立車(chē)輛動(dòng)力分析模型,如圖3所示。建模時(shí)考慮一系輪胎懸掛系統(tǒng)走行輪、導(dǎo)向輪和穩(wěn)定輪徑向剛度、徑向阻尼,走形輪胎側(cè)偏剛度、回正剛度;二系空氣彈簧垂向、橫向的剛度、阻尼。相關(guān)參數(shù)取值參考文獻(xiàn)[13]。

    圖3 單軌交通車(chē)輛簡(jiǎn)化分析模型

    軌道梁動(dòng)力模型采用空間梁?jiǎn)卧P停總€(gè)節(jié)點(diǎn)具有6個(gè)自由度,即3個(gè)線(xiàn)位移和3個(gè)角位移。

    2.2 車(chē)橋耦合作用

    單軌交通系統(tǒng)以輪軌接觸面為界分為車(chē)輛系統(tǒng)和橋梁系統(tǒng),通過(guò)輪胎的變形分別對(duì)車(chē)輛和橋梁施加一組大小相等、方向相反的車(chē)橋耦合作用。輪胎的變形為輪胎中心與輪軌接觸面的位移差?;趩诬壾?chē)輛剛性轉(zhuǎn)向架原理,利用幾何關(guān)系,由機(jī)車(chē)車(chē)輛轉(zhuǎn)向架的振動(dòng)位移可以推導(dǎo)出輪胎中心的振動(dòng)位移。輪軌接觸面的位移包括兩部分:輪軌接觸面的軌道不平順;軌道梁中心節(jié)點(diǎn)振動(dòng)引起的輪軌接觸面位移,相當(dāng)于附加軌道梁輪軌接觸面不平順[14]。

    輪軌接觸面位移的表達(dá)式為

    式中:Ucb為輪軌接觸面動(dòng)位移矩陣;N為軌道梁離散單元節(jié)點(diǎn)與輪軌接觸面動(dòng)位移的轉(zhuǎn)換關(guān)系矩陣;Ubc為軌道梁離散單元節(jié)點(diǎn)的動(dòng)位移矩陣;R為輪軌接觸面的軌道梁表面不平順?lè)稻仃嚒?/p>

    通過(guò)輪胎變形可得到耦合作用荷載,據(jù)此建立單軌交通車(chē)橋耦合振動(dòng)方程,即

    式中:Mvv、Mbb分別為車(chē)輛、軌道梁質(zhì)量矩陣分別為車(chē)輛、軌道梁的振動(dòng)加速度矩陣;Cvv、Cvb、Cbv、Cbb分別為車(chē)輛、車(chē)輛和單軌耦合作用部分、單軌和車(chē)輛耦合作用部分、軌道梁的阻尼矩陣分別為車(chē)輛、軌道梁的振動(dòng)速度矩陣;Kvv、Kvb、Kbv、Kbb分別為車(chē)輛、車(chē)輛和單軌耦合作用部分、單軌和車(chē)輛耦合作用部分、軌道梁的剛度矩陣;Xv、Xb分別為車(chē)輛、軌道梁離散節(jié)點(diǎn)動(dòng)位移矩陣;Fv、Fb分別為施加在車(chē)輛上的輪軌作用矩陣、施加在單軌軌道梁上的輪軌作用矩陣。

    振動(dòng)方程中軌道梁和車(chē)輛質(zhì)量、剛度、阻尼可根據(jù)相應(yīng)模型推導(dǎo)得到,輪軌作用根據(jù)線(xiàn)性化輪胎模型的變形-荷載關(guān)系得到。

    3 求解車(chē)橋振動(dòng)方程

    根據(jù)式(3),輪軌作用力Fv、Fb與車(chē)輛、軌道梁兩個(gè)子系統(tǒng)都有關(guān)系,因此求解時(shí)須在每個(gè)時(shí)間步迭代求解,在每個(gè)時(shí)間步內(nèi)兩個(gè)子系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)均滿(mǎn)足收斂條件時(shí)才能進(jìn)行下一個(gè)時(shí)間步內(nèi)的迭代。求解流程見(jiàn)圖4。t1、t2分別表示方程初始時(shí)間和后續(xù)時(shí)間步求解時(shí)間,Δt表示時(shí)間步長(zhǎng)。

    對(duì)于圖4的求解流程,有以下幾點(diǎn)說(shuō)明:

    圖4 跨座式單軌交通車(chē)橋系統(tǒng)動(dòng)力求解流程

    1)每個(gè)時(shí)間步內(nèi),車(chē)輛和軌道梁子系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)均采用Newmark-β迭代法求解。

    2)采用預(yù)測(cè)-校正的方法進(jìn)行迭代分析。取t1時(shí)刻的振動(dòng)位移作為t1+Δt時(shí)刻的振動(dòng)位移預(yù)測(cè)值,利用增量方程求得位移增量,與位移預(yù)測(cè)值相加得到位移校正值,以此作為預(yù)測(cè)值再次迭代。

    3)每一時(shí)間步內(nèi),兩個(gè)子系統(tǒng)兩次校正值均滿(mǎn)足收斂條件才可進(jìn)行下一步的迭代。迭代收斂標(biāo)準(zhǔn)為

    式中:E為給定的相對(duì)誤差,通??扇?.01%;u為位移矩陣;F為作用力矩陣;上標(biāo)i、i-1表示時(shí)間步內(nèi)相鄰的兩次迭代,其中時(shí)間步長(zhǎng)Δt取0.000 1 s。

    4 單軌車(chē)橋耦合振動(dòng)的影響因素

    以重慶市一單軌交通曲線(xiàn)梁橋?yàn)閷?shí)例,基于上述方法,采用Compaq Visual Fortran 6.5平臺(tái)編制車(chē)橋耦合振動(dòng)分析軟件,討論軌道不平順、車(chē)速對(duì)單軌交通車(chē)橋耦合振動(dòng)的影響。

    4.1 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試試驗(yàn)

    選取重慶市跨座式單軌Ⅱ號(hào)線(xiàn)路一期工程進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試試驗(yàn)。以其中某橋跨作為測(cè)試橋跨。該跨橋?yàn)轭A(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土曲線(xiàn)梁橋,跨徑18.927 m,曲線(xiàn)半徑147.95 m;主梁為0.85 m寬標(biāo)準(zhǔn)預(yù)應(yīng)力混凝土PC軌道梁;橋梁下部結(jié)構(gòu)為2 m×2 m方形墩,墩高11.18、11.89 m?;A(chǔ)采用鉆孔灌注樁基礎(chǔ)。

    試驗(yàn)內(nèi)容包括自振特性試驗(yàn)以及靜停、行車(chē)、制動(dòng)狀態(tài)下的動(dòng)載試驗(yàn)、乘坐舒適性試驗(yàn)。試驗(yàn)時(shí),單軌列車(chē)以10~65 km∕h通過(guò)測(cè)試橋跨,并輔以制動(dòng)工況,測(cè)試軌道交通系統(tǒng)上部結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng),同時(shí)進(jìn)行全線(xiàn)車(chē)輛行駛過(guò)程中的乘坐舒適性試驗(yàn)。

    在1∕6、1∕3、1∕2、2∕3、5∕6梁跨截面處布設(shè)測(cè)振傳感器,測(cè)試梁體的各階振型及頻率。在軌道梁和機(jī)車(chē)車(chē)輛上布置位移和加速度傳感器,測(cè)試橋梁縱橫向動(dòng)位移及加速度、車(chē)輛轉(zhuǎn)向架和車(chē)體振動(dòng)加速度。在車(chē)體的車(chē)門(mén)附近座椅邊、轉(zhuǎn)向架中心線(xiàn)上布置三向加速度傳感器,測(cè)試旅客乘坐舒適性。

    4.2 計(jì)算參數(shù)取值及分析工況

    重慶單軌機(jī)車(chē)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)參數(shù)沒(méi)有實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),考慮到該單軌車(chē)輛為日本引進(jìn),計(jì)算時(shí)車(chē)輛參數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[4]中運(yùn)營(yíng)線(xiàn)路車(chē)輛參數(shù)取值。

    為了分析軌道不平順的影響,按照推測(cè)的軌道不平順可能的分布范圍,定義四種不平順工況。

    工況1:PC軌道梁表面完全光滑,不考慮軌道不平順激勵(lì)。

    工況2:PC軌道梁制作精度與鋼軌道梁相同,軌道不平順均按照文獻(xiàn)[4]中的鋼軌道梁取值。

    工況3:PC軌道梁頂面不平順采用美國(guó)6級(jí)鐵路不平順,側(cè)面按照文獻(xiàn)[6]中的鋼軌道梁取值。

    工況4:實(shí)測(cè)結(jié)果。

    4.3 梁體自振特性

    梁體自振特性分析是車(chē)橋耦合振動(dòng)分析的基礎(chǔ)。PC軌道梁動(dòng)力特性數(shù)值模擬的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表2。

    表2 PC軌道梁動(dòng)力特性數(shù)值模擬與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比

    由表2可知:①頻率的實(shí)測(cè)結(jié)果大于數(shù)值模擬結(jié)果,這說(shuō)明PC軌道梁實(shí)際剛度比模擬計(jì)算時(shí)采用的剛度要大。②根據(jù)鐵運(yùn)函〔2004〕120號(hào)《鐵路橋梁檢定規(guī)范》,簡(jiǎn)支梁橫向基頻限值取90∕L,其中L為橋梁跨度。對(duì)于該測(cè)試橋跨,限值為4.755 Hz。實(shí)測(cè)橫向基頻與限值相當(dāng),說(shuō)明單軌交通系統(tǒng)橫向剛度基本滿(mǎn)足規(guī)范要求。

    4.4 梁體動(dòng)力響應(yīng)

    4.4.1 PC軌道梁跨中最大振動(dòng)位移

    四種不平順工況下,PC軌道梁跨中截面最大豎向、橫向動(dòng)位移隨車(chē)速的變化曲線(xiàn)見(jiàn)圖5??芍孩賹?duì)于跨中最大豎向動(dòng)位移,實(shí)測(cè)結(jié)果小于模擬計(jì)算結(jié)果,這與自振頻率反映的PC軌道梁實(shí)際剛度大于計(jì)算值一致,可見(jiàn)采用PC軌道梁截面計(jì)算其動(dòng)位移能夠滿(mǎn)足單軌交通PC軌道梁設(shè)計(jì)的安全性要求;而且從圖中可以看出跨中最大豎向動(dòng)位移受車(chē)速的影響不大。②對(duì)于跨中最大橫向動(dòng)位移,鋼梁不平順工況與6級(jí)不平順工況的計(jì)算結(jié)果基本一致,略大于無(wú)外部激勵(lì)工況;同無(wú)外部激勵(lì)相比,考慮軌道不平順后,跨中實(shí)測(cè)最大橫向動(dòng)位移在車(chē)速不大于40 km∕h或不小于60 km∕h時(shí)顯著增大,這說(shuō)明軌道不平順是引起PC軌道梁跨中橫向振動(dòng)的主要因素;隨著車(chē)速增加,跨中最大橫向動(dòng)位移呈先減后增的趨勢(shì)。

    圖5 PC軌道梁跨中最大動(dòng)位移隨車(chē)速的變化曲線(xiàn)

    4.4.2 PC軌道梁跨中動(dòng)位移時(shí)程曲線(xiàn)

    車(chē)輛分別以40、60 km∕h通過(guò)時(shí),在工況3條件下,PC軌道梁跨中截面豎向動(dòng)位移時(shí)程位移曲線(xiàn)見(jiàn)圖6。可知:車(chē)輛以不同速度過(guò)橋時(shí),跨中豎向動(dòng)位移的振幅均不大,且兩種車(chē)速下的振幅幾乎相同。由豎向動(dòng)位移最大值ymax、最小值ymin可以得出最大豎向位移振幅為|ymax-ymin|=1.17 mm。

    圖6 工況3下不同車(chē)速軌道梁豎向動(dòng)位移時(shí)程曲線(xiàn)

    基于橋梁振動(dòng)位移計(jì)算跨中截面的沖擊系數(shù)K,算 得K=1+|ymax-ymin|∕|ymax+ymin|=1.12;根 據(jù)TB 10002—2017《鐵路橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》,算得K=1.09;根據(jù)文獻(xiàn)[14-15]試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果,K=1.08??梢?jiàn),根據(jù)TB 10002—2017的計(jì)算結(jié)果小于車(chē)橋耦合振動(dòng)模擬計(jì)算和測(cè)試結(jié)果,單軌交通PC軌道梁動(dòng)力沖擊系數(shù)計(jì)算宜結(jié)合車(chē)橋耦合振動(dòng)分析或試驗(yàn)測(cè)試來(lái)確定,采用TB 10002—2017計(jì)算得到的沖擊系數(shù)須放大處理。

    4.4.3 PC軌道梁跨中最大振動(dòng)加速度

    四種不平順工況下,PC軌道梁跨中截面最大豎向、橫向振動(dòng)加速度隨車(chē)速的變化曲線(xiàn)見(jiàn)圖7??芍孩貾C軌道梁跨中最大豎向、橫向振動(dòng)加速度實(shí)測(cè)結(jié)果遠(yuǎn)大于不考慮軌道不平順的模擬計(jì)算結(jié)果,這說(shuō)明軌道不平順是引起PC軌道梁振動(dòng)的主要激勵(lì)源。②對(duì)于跨中最大豎向振動(dòng)加速度,實(shí)測(cè)結(jié)果基本介于鋼梁不平順工況和6級(jí)不平順工況之間;實(shí)測(cè)的最大豎向振動(dòng)加速度基本隨車(chē)速增加而增大。③對(duì)于跨中最大橫向振動(dòng)加速度,鋼梁不平順工況、6級(jí)不平順工況及實(shí)測(cè)結(jié)果比較接近,而鋼梁不平順與6級(jí)不平順的差別僅僅在于走行輪軌道不平順的不同,這說(shuō)明橫向振動(dòng)主要受軌道梁側(cè)面不平順的影響;各工況下的最大橫向振動(dòng)加速度基本隨車(chē)速增加而增大。根據(jù)鐵運(yùn)函〔2004〕120號(hào),最大橫向振動(dòng)加速度不得超過(guò)1.40 m∕s2。車(chē)速大于40 km∕h后,PC軌道梁橫向加速度值超過(guò)限值,宜降速行駛。

    圖7 PC軌道梁跨中最大振動(dòng)加速度隨車(chē)速變化曲線(xiàn)

    4.5 機(jī)車(chē)車(chē)輛動(dòng)力響應(yīng)

    四種不平順工況下,機(jī)車(chē)車(chē)輛的車(chē)體最大振動(dòng)加速度隨車(chē)速的變化曲線(xiàn)見(jiàn)圖8。

    圖8 車(chē)體振動(dòng)加速度隨車(chē)速的變化曲線(xiàn)

    由圖8可知:①車(chē)速大于40 km∕h后,車(chē)體最大橫向振動(dòng)加速度的實(shí)測(cè)結(jié)果基本介于鋼梁不平順工況和6級(jí)不平順工況之間。②不考慮軌道不平順的車(chē)體最大豎向、橫向振動(dòng)加速度均低于實(shí)測(cè)結(jié)果,這說(shuō)明軌道不平順是引起車(chē)輛振動(dòng)的主要激勵(lì)源。③車(chē)體最大豎向、橫向振動(dòng)加速度基本隨著車(chē)速的增加而增大;車(chē)速大于50 km∕h后,車(chē)體最大橫向和豎向振動(dòng)加速度均顯著增大,這與軌道梁振動(dòng)加速度增長(zhǎng)規(guī)律基本一致。

    5 結(jié)論

    1)軌道不平順是引起PC軌道梁跨中橫向振動(dòng)的主要因素。

    2)PC軌道梁和車(chē)輛的振動(dòng)加速度隨車(chē)速增加而增大。車(chē)速大于40 km∕h后,PC軌道梁橫向加速度超過(guò)規(guī)范限值,宜降速行駛。

    3)單軌交通PC軌道梁動(dòng)力沖擊系數(shù)宜結(jié)合車(chē)橋耦合振動(dòng)分析或試驗(yàn)來(lái)確定,采用TB 10002—2017計(jì)算得到的沖擊系數(shù)須放大處理。

    本文研究成果對(duì)推廣跨座式單軌交通、優(yōu)化其軌道橋梁設(shè)計(jì)具有一定的意義和參考價(jià)值。

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