地震作用下路基上列車(chē)脫軌響應(yīng)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究

曹禮聰，楊長(zhǎng)衛(wèi)，張建經(jīng)，童心豪，張志方，曾鵬毅

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2.中國(guó)國(guó)家鐵路集團(tuán)有限公司 科技管理部, 北京 100084)

地震會(huì)對(duì)列車(chē)的行車(chē)安全造成巨大威脅，2004年的日本新瀉地震、2008年的汶川地震及2010年的臺(tái)灣地區(qū)高雄地震均造成列車(chē)脫軌[1-3]事故。隨著我國(guó)高速鐵路運(yùn)營(yíng)里程的不斷增加，地震作用下的列車(chē)行車(chē)安全性顯得十分重要，其中脫軌系數(shù)是評(píng)價(jià)列車(chē)行車(chē)安全的重要指標(biāo)[4]。目前，關(guān)于車(chē)輛與軌道動(dòng)力相互作用研究主要集中在數(shù)值模型上。翟婉明[5]建立了完善的車(chē)輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型；凌亮等[6]基于仿真計(jì)算對(duì)地震作用下列車(chē)安全運(yùn)行邊界進(jìn)行了討論分析；肖新標(biāo)等[7]利用El-Centro地震波數(shù)據(jù)研究了地震作用下列車(chē)的脫軌機(jī)理；俞正寬等[8]研究了地震烈度對(duì)高速行車(chē)安全性的影響，Miyamoto等[9]建立58自由度的三維簡(jiǎn)化車(chē)輛-軌道模型并分析了地震對(duì)列車(chē)運(yùn)行安全性的影響；Tanabe等[10]基于數(shù)值方法解決了新干線列車(chē)的輪對(duì)動(dòng)力接觸；楊永斌等[11]考慮軌道的振動(dòng)建立了地震作用下車(chē)輛-軌道-橋梁動(dòng)力作用模型，得到了響應(yīng)行車(chē)安全區(qū)域。此外也有學(xué)者通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)地震作用下橋梁上列車(chē)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)及列車(chē)行車(chē)安全性進(jìn)行了研究[12-13]。但數(shù)值研究中，將車(chē)輛模型、軌道模型和輪軌關(guān)系做了大量的簡(jiǎn)化，同時(shí)針對(duì)于輪軌接觸也未取得有效突破，這就造成計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況有差別。原型試驗(yàn)或適度縮尺的模型試驗(yàn)可克服上述問(wèn)題，但原型實(shí)地測(cè)試由于地震偶發(fā)等原因較難實(shí)現(xiàn)，因此模型試驗(yàn)是另一較好選擇。Miyamoto等[14]基于全比尺試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模型的正確性并觀察到了輪對(duì)的跳軌現(xiàn)象；Nishimura等[15]基于縮尺的車(chē)輛模型驗(yàn)證了列車(chē)脫軌機(jī)制；魏峰等[16]基于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)車(chē)輛-軌道-橋梁系統(tǒng)的列車(chē)預(yù)警閾值進(jìn)行了探討，但上述研究中均未考慮路基及軌道板的影響。

據(jù)此，本文開(kāi)展了列車(chē)-CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道-路基系統(tǒng)大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，試驗(yàn)中根據(jù)現(xiàn)行測(cè)試手冊(cè)測(cè)試輪對(duì)接觸點(diǎn)處鋼軌的橫向力及豎向力，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，本文探究列車(chē)在不同幅值地震作用下的脫軌特性，為后續(xù)深入研究提供一定參考。

1 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)介紹

試驗(yàn)主要研究列車(chē)-CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道-路基系統(tǒng)在地震作用下的脫軌特性，路基原型為為京滬高鐵京(北京)—徐(徐州)施工段CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道標(biāo)準(zhǔn)路基，原型列車(chē)軌道板采用標(biāo)準(zhǔn)工廠預(yù)制高速鐵路CRTSⅡ型軌道板，原型鋼軌為60鋼軌，列車(chē)原型采用標(biāo)準(zhǔn)CRH380BL型動(dòng)車(chē)組。

1.1 振動(dòng)臺(tái)概況

試驗(yàn)在重慶大學(xué)MTS多功能地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)大廳進(jìn)行，該振動(dòng)臺(tái)具有6個(gè)自由度，臺(tái)面尺寸為6 m×6 m，最大載重量600 kN，最大位移：X向?yàn)椤?.25 m，Y向?yàn)椤?.25 m，豎向?yàn)椤?.25 m；最大速度：X向±1.20 m/s，Y向±1.20 m/s，豎向±1.00 m/s；臺(tái)面最大加速度：X向±1.5g，Y向±1.2g，豎向±1.0g；工作頻段0.1～50 Hz，采用電液伺服和數(shù)值控制，數(shù)據(jù)采集、監(jiān)測(cè)信號(hào)和在線分析同步進(jìn)行。

1.2 相似設(shè)計(jì)及模型制作

在此次大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中，根據(jù)原型及試驗(yàn)設(shè)施等條件，本次試驗(yàn)的尺寸相似比為10，密度相似比為1，重力加速度相似比為1。以尺寸、加速度和密度作為控制參數(shù)進(jìn)行推導(dǎo)，通過(guò)π定理求解14個(gè)導(dǎo)出量黏聚力c、動(dòng)彈模E、內(nèi)摩擦角φ、動(dòng)泊松比μ、剪切波速Vs、輸入加速度A、持續(xù)時(shí)間Td、頻率ω、角位移θ、線位移s(應(yīng)保證Cs=CL)、響應(yīng)速度V、響應(yīng)加速度a、應(yīng)力σ、應(yīng)變?chǔ)诺南嗨瞥Ａ?，具體結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 場(chǎng)地試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗨瞥?shù)

模型路基根據(jù)TB10621—2014《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]中路基尺寸和相似比換算而成，分層壓實(shí)，以K30作為壓實(shí)控制參數(shù)，路基高度為1.0 m，基床邊坡坡度1∶1.5，長(zhǎng)5.5 m；底座板為混凝土預(yù)制，尺寸為5 500 mm×315 mm×30 mm(長(zhǎng)×寬×高)，平鋪路基表面中間，底座板地面嵌入土體1.5 cm；軌道板原型為CRTSⅡ型軌道板，模型尺寸為645 mm×255 mm×20 mm(長(zhǎng)×寬×高)，軌道板與底座板之間通過(guò)AB膠強(qiáng)力固結(jié)；軌下墊板為硬聚氯乙烯工廠預(yù)制而成，預(yù)留螺栓孔，軌下墊板與軌道板通過(guò)AB膠強(qiáng)力固結(jié)，鋼軌與鋼軌墊板通過(guò)螺栓扣件連接；鋼軌原型為60鋼軌，模型軌距為14.35 cm；軌道扣件縱向阻力最大值為2.13 N/mm/軌；列車(chē)原型CRH380BL，模型尺寸為2 500 mm×320 mm×390 mm(長(zhǎng)×寬×高)，輪對(duì)軌距1.74 m，轉(zhuǎn)向架軸距0.25 m，車(chē)重47.5 kg。模型制作過(guò)程中對(duì)模型進(jìn)行水平校驗(yàn)以滿足試驗(yàn)要求。

為測(cè)試地震荷載作用下輪軌接觸的橫向力和垂向力，試驗(yàn)中在模型鋼軌上粘貼應(yīng)變片，貼片方法參照TB/T 2489—2016《輪軌橫向力和垂向力地面測(cè)試方法》[18]進(jìn)行，接觸點(diǎn)共8處，每處包含軌腰垂向力、軌底上表面、軌底下表面。輪軌垂向力示意見(jiàn)圖1，輪軌橫向力見(jiàn)圖2。應(yīng)變片粘貼前對(duì)鋼軌進(jìn)行打磨、劃線定位，粘貼過(guò)程中隨時(shí)測(cè)試應(yīng)變片以保證可用性。

圖1 輪軌垂向力示意圖(單位：mm)

圖2 輪軌橫向力示意圖(單位：mm)

由于應(yīng)變片測(cè)試出的結(jié)果為應(yīng)變值，為得到對(duì)應(yīng)的輪軌接觸橫向力和垂向力，需對(duì)應(yīng)變輸出結(jié)果進(jìn)行標(biāo)定，根據(jù)標(biāo)定結(jié)果及地震波加載時(shí)的應(yīng)變時(shí)程曲線能計(jì)算出輪軌接觸的橫向力和垂向力。試驗(yàn)前預(yù)制了標(biāo)定所需的鋼軌扣件、導(dǎo)力裝置、荷載籃，橫向力標(biāo)定時(shí)，先將扣件固定在輪軌接觸點(diǎn)處，使用鋼絲繩穿過(guò)導(dǎo)力裝置并連接扣件與荷載籃，安裝時(shí)需用水平尺保證扣件與導(dǎo)力裝置連接的鋼絲繩水平；垂向力標(biāo)定時(shí)于輪對(duì)接觸點(diǎn)及另一支點(diǎn)固定橫桿，于中點(diǎn)處懸掛荷載籃，標(biāo)定中使用靜態(tài)應(yīng)變儀測(cè)試應(yīng)變數(shù)據(jù)。

3號(hào)輪對(duì)坐接觸點(diǎn)處的標(biāo)定曲線見(jiàn)圖3，由圖3可知，根據(jù)試驗(yàn)得到的應(yīng)變值在標(biāo)定曲線上描點(diǎn)，通過(guò)前后兩點(diǎn)進(jìn)行差值可得瞬時(shí)的輪軌力。

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

為探究系統(tǒng)的脫軌特性，本次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)主要通過(guò)測(cè)試輪軌接觸處的橫向力和垂向力，因此試驗(yàn)中使用的傳感器為應(yīng)變片。水平力測(cè)試在鋼軌上下表面兩個(gè)回路，測(cè)試為上表面水平力和下表面水平力，最終結(jié)果為其平均值，垂直力測(cè)試一個(gè)回路，一個(gè)橋路輸出需應(yīng)變片8個(gè)，總應(yīng)變片用量為192個(gè)，應(yīng)變數(shù)值輸出24個(gè)，測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖4。

圖4 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置示意圖

1.4 地震波輸入及加載方式

為研究高速鐵路動(dòng)車(chē)模型在地震作用下的脫軌特性，試驗(yàn)選取兩條不同特征的地震波，分別為中國(guó)地震局提供的鄭州黃河大橋橋址區(qū)域地震波(ZHQ)和CHY004地震波，其中ZHQ地震波原波EW向峰值為0.042 3g，V向峰值為0.028 1g，持時(shí)49.28 s，按相似比進(jìn)行壓縮處理后地震波持時(shí)為15.58 s，ZHQ地震波歸一化的時(shí)程曲線及傅里葉譜如圖5所示。

圖5 歸一化鄭州黃河橋橋址區(qū)域地震波時(shí)程及傅里葉譜

CHY004地震波原波EW向峰值為0.099 1g，V向峰值為0.040 8g，持時(shí)150 s，按相似比進(jìn)行壓縮處理后地震波持時(shí)為47.47 s，CHY004地震波歸一化的時(shí)程曲線及傅里葉譜見(jiàn)圖6。輸入地震波卓越頻率及幅值見(jiàn)表2。每個(gè)地震波工況加載前均對(duì)模型加載時(shí)間長(zhǎng)度為50 s、幅值為0.03g的高斯白噪聲激勵(lì)。

圖6 歸一化CHY004地震波時(shí)程及傅里葉譜

表2 試驗(yàn)加載地震波

2 列車(chē)脫軌特性

1896年，Nadal首先根據(jù)爬軌車(chē)輪出現(xiàn)爬軌趨勢(shì)的靜力平衡條件，提出臨界脫軌系數(shù)Q/P的計(jì)算公式，其中，Q為輪軌橫向力，P為輪軌垂向力，并以此作為車(chē)輪開(kāi)始脫軌的評(píng)判準(zhǔn)則。許多國(guó)家根據(jù)各自的情況制定了不同的脫軌系數(shù)評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)限值。德國(guó)ICE高速列車(chē)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)為Q/P<0.8；日本新干線提速試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)也為Q/P<0.8；北美鐵路則規(guī)定Q/P<1.0。TB/T 2360—1993《鐵道機(jī)車(chē)動(dòng)力學(xué)性能試驗(yàn)鑒定方法及評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)》[19]中規(guī)定脫軌系數(shù)的第一限度Q/P=0.6時(shí)為優(yōu)，第二限度Q/P=0.8時(shí)為良，第三限度Q/P=0.9時(shí)為合格。TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]中規(guī)定脫軌系數(shù)Q/P不應(yīng)大于0.8。在本模型試驗(yàn)中認(rèn)定當(dāng)脫軌系數(shù)達(dá)到0.8時(shí)輪對(duì)脫軌。

2.1 加載地震波峰值為0.12g時(shí)脫軌特性

在Q/CR 633—2018《高速鐵路地震預(yù)警監(jiān)測(cè)系統(tǒng)技術(shù)條件》[20]中規(guī)定地震后停車(chē)閾值為0.12g，試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)1號(hào)輪對(duì)和4號(hào)輪對(duì)脫軌系數(shù)最大，以加載地震波峰值為0.12g時(shí)1號(hào)、4號(hào)輪對(duì)為研究對(duì)象，分析此工況下輪對(duì)的脫軌特性。加載ZHQ-0.12g時(shí)，1號(hào)輪對(duì)及4號(hào)輪對(duì)的脫軌系數(shù)時(shí)程曲線見(jiàn)圖7，由圖7可知，0.12g時(shí)輪對(duì)的最大脫軌系數(shù)出現(xiàn)在1號(hào)輪對(duì)右側(cè)，脫軌系數(shù)為0.291，4號(hào)輪對(duì)左側(cè)脫軌系數(shù)也較大，為0.266，但脫軌系數(shù)都明顯小于0.8，不存在脫軌風(fēng)險(xiǎn)；同時(shí)各輪對(duì)出現(xiàn)最大脫軌系數(shù)時(shí)地震波強(qiáng)度較高，但各輪對(duì)的峰值脫軌系數(shù)所在時(shí)間并不一致，這也許與列車(chē)的振型相關(guān)。加載CHY004-0.12g時(shí)，1號(hào)輪對(duì)及4號(hào)輪對(duì)的脫軌系數(shù)時(shí)程曲線見(jiàn)圖8，4號(hào)輪對(duì)左側(cè)脫軌系數(shù)(0.284)最大，1號(hào)輪對(duì)右側(cè)次之，脫軌系數(shù)峰值為0.224，各輪對(duì)脫軌系數(shù)峰值均明顯小于0.8，不存在脫軌風(fēng)險(xiǎn)。對(duì)比圖7、圖8可知，當(dāng)加載同一幅值(0.12g)但特征周期不同的地震波時(shí)，輪對(duì)最大脫軌系數(shù)峰值差別不大，所在輪對(duì)位置有差異，但均不存在脫軌風(fēng)險(xiǎn)，可見(jiàn)對(duì)于列車(chē)-CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道-路基系統(tǒng)，現(xiàn)行的列車(chē)停車(chē)閾值偏保守。

圖7 ZHQ-0.12g時(shí)1號(hào)輪對(duì)及4號(hào)輪對(duì)脫軌系數(shù)

圖8 CHY004-0.12g時(shí)1號(hào)輪對(duì)及4號(hào)輪對(duì)脫軌系數(shù)

2.2 加載不同峰值地震波時(shí)脫軌特性

為進(jìn)一步研究列車(chē)-CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道-路基系統(tǒng)的臨界脫軌工況，在加載不同幅值ZHQ地震波時(shí)1號(hào)、4號(hào)輪對(duì)的脫軌系數(shù)峰值的變化規(guī)律見(jiàn)圖9，由圖9可知，隨著ZHQ地震波加載幅值增加，各輪對(duì)的脫軌系數(shù)峰值逐漸增大；在同一加載地震波幅值時(shí)，不同輪對(duì)的脫軌特性差別明顯；加載同一類(lèi)型地震波但幅值變化時(shí)，輪對(duì)不同位置的脫軌特性會(huì)發(fā)生變化，如加載幅值在0.12g前后，4號(hào)輪對(duì)左側(cè)與1號(hào)輪對(duì)右側(cè)的脫軌系數(shù)峰值大小規(guī)律發(fā)生變化；同時(shí)當(dāng)加載地震波幅值為0.25g時(shí)，1號(hào)輪對(duì)右側(cè)脫軌系數(shù)達(dá)到臨界脫軌系數(shù)，可見(jiàn)加載ZHQ地震波時(shí)列車(chē)的臨界脫軌工況為0.25g。

圖9 1號(hào)輪對(duì)和4號(hào)輪對(duì)脫軌系數(shù)隨加載ZHQ地震波幅值變化曲線

在加載不同幅值CHY004地震波時(shí)1號(hào)、4號(hào)輪對(duì)的脫軌系數(shù)峰值的變化規(guī)律見(jiàn)圖10，由圖10可知，隨著CHY004地震波加載幅值增加，各輪對(duì)的脫軌系數(shù)總體上逐漸增大，但存在波動(dòng)；同一加載地震波幅值時(shí)，不同輪對(duì)的脫軌特性差別明顯；加載同一類(lèi)型地震波但幅值變化時(shí)，輪對(duì)不同位置的脫軌特性會(huì)發(fā)生變化。同時(shí)當(dāng)加載地震波幅值為0.18g時(shí)，4號(hào)輪對(duì)左側(cè)脫軌系數(shù)最大，且達(dá)到臨界脫軌系數(shù)，可見(jiàn)加載CHY004地震波時(shí)列車(chē)的臨界脫軌工況為0.18g。

圖10 1號(hào)輪對(duì)和4號(hào)輪對(duì)脫軌系數(shù)隨加載CHY004地震波幅值變化曲線

試驗(yàn)中加載地震波的特性不一，ZHQ地震波Y向卓越頻率、Z向卓越頻率均大于CHY004的頻率，對(duì)比圖9、圖10可知，同一模型在加載不同特性地震波時(shí)，脫軌特性差別較大，加載ZHQ地震波時(shí)臨界脫軌所在位置為1號(hào)輪對(duì)右側(cè)，而加載CHY004地震波時(shí)臨界脫軌所在位置為4號(hào)輪對(duì)左側(cè)，位置并不固定。同時(shí)加載CHY004地震波時(shí)列車(chē)的脫軌工況(0.18g)小于加載ZHQ地震波時(shí)臨界脫軌工況(0.25g)，加載地震波卓越頻率越小，脫軌系數(shù)越大，這一現(xiàn)象也與Ju等[21]通過(guò)FEM建模的數(shù)值分析結(jié)果一致，造成上述現(xiàn)象的可能原因是CHY004地震波的主頻成分低于1 Hz，同時(shí)列車(chē)的第一固有頻率通常小于1 Hz，地震發(fā)生時(shí)列車(chē)可能的共振現(xiàn)象導(dǎo)致了更大的脫軌系數(shù)。

此外，在本試驗(yàn)中同時(shí)考慮了垂向地震波的加載，相較于只考慮橫向地震波的作用，這將導(dǎo)致輪對(duì)垂向力更大幅度的波動(dòng)，從而導(dǎo)致更大脫軌風(fēng)險(xiǎn)。晉智斌等[22]通過(guò)數(shù)值計(jì)算分析了垂向地震波對(duì)脫軌安全性的影響，認(rèn)為垂向地震波對(duì)列車(chē)行車(chē)安全有負(fù)面效應(yīng)，但影響較小。因此，列車(chē)脫軌同時(shí)受到橫向地震波和垂向地震波的雙重影響，橫向地震占主導(dǎo)地位。

由以上分析可以看出，列車(chē)的脫軌特性復(fù)雜，列車(chē)在加載上述不同地震波時(shí)臨界脫軌工況不同，但臨界值均大于Q/CR 633—2018《高速鐵路地震預(yù)警監(jiān)測(cè)系統(tǒng)技術(shù)條件》[20]中的0.12g，可見(jiàn)現(xiàn)行規(guī)范偏保守，但考慮試驗(yàn)中加載地震波類(lèi)型及數(shù)量有限，不能完全考慮其他未加載地震波特性時(shí)脫軌工況的差異，為保證列車(chē)行車(chē)安全，現(xiàn)行規(guī)范的保守具有其合理性。

3 結(jié)論

本文基于加載ZHQ及CHY004兩種特性不同地震波的振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)研究了列車(chē)-CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道-路基系統(tǒng)在地震波作用下的脫軌特性，試驗(yàn)結(jié)果表明：

(1)現(xiàn)行規(guī)范中規(guī)定地震停車(chē)閾值為0.12g，模型在加載峰值為0.12g但特性不一的地震波時(shí)，不同輪對(duì)脫軌系數(shù)峰值均小于0.8，列車(chē)最大脫軌系數(shù)所在輪對(duì)位置不一致，現(xiàn)行停車(chē)閾值偏保守。

(2)隨著加載地震波幅值增加，各輪對(duì)的脫軌系數(shù)峰值總體逐漸增大；在同一加載地震波幅值時(shí)，列車(chē)不同輪對(duì)的脫軌特性差別明顯；加載同一類(lèi)型地震波但幅值變化時(shí)，輪對(duì)不同位置的脫軌特性會(huì)發(fā)生變化。

(3)同一模型在加載不同特性地震波時(shí)，脫軌特性差別較大。試驗(yàn)中ZHQ地震波特征周期大于CHY004地震波特征周期，模型加載ZHQ地震波時(shí)臨界脫軌工況(0.25g)大于加載CHY004地震波時(shí)列車(chē)的脫軌工況(0.18g)。

(4)列車(chē)的脫軌特性復(fù)雜，試驗(yàn)中列車(chē)臨界脫軌工況均大于現(xiàn)行規(guī)范要求，考慮到試驗(yàn)中加載地震波類(lèi)型及數(shù)量有限，現(xiàn)行停車(chē)閾值0.12g偏保守但具有合理性。