閆斌 謝浩然 潘文彬

摘要： 為探討橋上無(wú)砟軌道損傷對(duì)列車-軌道-橋梁系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，基于車輛-軌道-橋梁耦合動(dòng)力學(xué)原理，基于ANSYS+SIMPACK聯(lián)合仿真，建立了考慮墩臺(tái)縱向支座剛度、軌道結(jié)構(gòu)及層間接觸特性的雙線32 m簡(jiǎn)支箱梁橋CRTSⅢ型無(wú)砟軌道空間動(dòng)力學(xué)模型。研究了時(shí)速200 km列車通過(guò)條件下，扣件傷損及軌道板和底座板間離縫對(duì)車橋系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律。研究表明：?jiǎn)蝹€(gè)扣件失效對(duì)軌道動(dòng)力響應(yīng)影響有限，0.07 m板縫處輪軌豎向力驟變顯著，鋼軌豎向位移和鋼軌節(jié)點(diǎn)反力增大明顯;扣件連續(xù)失效對(duì)系統(tǒng)整體影響更大，其中相鄰且對(duì)側(cè)扣件失效影響最大;自密實(shí)混凝土沿軌道板橫向完全脫空后，縱向離縫長(zhǎng)度越大，對(duì)系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響也越大;相鄰軌道板端部自密實(shí)混凝土都沿橫向完全脫空對(duì)系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)影響最大，軌道結(jié)構(gòu)與橋梁結(jié)構(gòu)的垂向加速度、豎向位移均增幅最大，增勢(shì)最快;離縫長(zhǎng)度1.2 m，輪重減載率接近限值，繼續(xù)增加至1.6 m時(shí)，列車將脫軌;軌道板和橋梁的豎向振動(dòng)隨著離縫長(zhǎng)度的增大顯著增大，振動(dòng)驟增會(huì)對(duì)軌道以及橋梁的耐久性產(chǎn)生不利影響，建議離縫長(zhǎng)度檢修限值可設(shè)為1.2 m，并應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注軌道板端部自密實(shí)混凝土界面脫空情況。

關(guān)鍵詞： 軌道工程; 動(dòng)力響應(yīng); 簡(jiǎn)支橋梁; 板邊離縫; 扣件損傷

中圖分類號(hào)： U213.2; U213.9+12 ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A ?文章編號(hào)： 1004-4523（2020）04-0807-08

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.04.019

引 言

中國(guó)高速鐵路網(wǎng)中，橋梁占比平均達(dá)50%以上，其中90%的橋梁為32 m雙線無(wú)砟軌道簡(jiǎn)支梁[1]。為消除鋼軌接頭帶來(lái)的輪軌動(dòng)力沖擊，減少后期養(yǎng)護(hù)工作量，通常采用無(wú)砟軌道無(wú)縫線路。如中國(guó)具有自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的橋上CRTSⅢ型單元板式無(wú)砟軌道，其采用分塊式結(jié)構(gòu)，底座板與自密實(shí)混凝土層間設(shè)置中間隔離層[2]，利用限位擋臺(tái)傳遞軌道縱橫向荷載。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者已針對(duì)列車作用下的無(wú)砟軌道的靜動(dòng)力學(xué)性能進(jìn)行了較為廣泛的研究，涉及土質(zhì)路基[3-4]、簡(jiǎn)支梁[5]、鋼混梁[6]等不同下部基礎(chǔ)，并探討了溫度[7]、地震作用下[8]，砂漿離縫[9-10]、底板脫空[11]、溫度翹曲變形[12]等損傷對(duì)無(wú)砟軌道靜動(dòng)力學(xué)性能的影響[13-14]。孫璐等[15]基于有限元理論建立了CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)，進(jìn)行列車靜荷載作用下結(jié)構(gòu)靜力特性分析，但未考慮列車動(dòng)載荷對(duì)軌道動(dòng)力特性的影響。宋小林等[10]利用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件建立了CRTSⅢ型無(wú)砟軌道動(dòng)力有限元模型，分析了板邊離縫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)沖擊動(dòng)力特性的影響規(guī)律，將列車模型簡(jiǎn)化為單輪對(duì)結(jié)構(gòu)，動(dòng)力響應(yīng)中未充分考慮車輛自由度。鑒于CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道的特殊結(jié)構(gòu)與傳荷性能，對(duì)動(dòng)荷載作用下橋上CRTSⅢ型無(wú)砟軌道系統(tǒng)動(dòng)力性能及時(shí)域特征研究仍相對(duì)較少，扣件傷損與板下離縫條件對(duì)系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律仍不明確。

為研究無(wú)砟軌道損傷對(duì)列車作用下橋上CRTSⅢ型無(wú)砟軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，運(yùn)用車輛-軌道-橋梁耦合動(dòng)力學(xué)原理，以成灌線上某32 m簡(jiǎn)支箱梁橋?yàn)槔?，采用ANSYS+SIMPACK聯(lián)合仿真，建立考慮下部結(jié)構(gòu)剛度、限位擋臺(tái)、無(wú)砟軌道及軌道層間接觸特征的橋上CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道空間動(dòng)力學(xué)模型[16]。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)行模態(tài)響應(yīng)分析，探討軌道結(jié)構(gòu)損傷對(duì)系統(tǒng)動(dòng)力特性的影響，分析時(shí)速200 km列車作用下扣件傷損及軌道板下離縫組合工況對(duì)車-軌-橋系統(tǒng)動(dòng)力性能的影響規(guī)律。

1 列車-軌道-橋梁多體動(dòng)力學(xué)仿真模型

1.1 車-橋系統(tǒng)耦合振動(dòng)模型 ?將鋼軌視為Timoshenko梁，與下部軌道-橋梁系統(tǒng)視為單層彈性點(diǎn)支承接觸以模擬真實(shí)情況，并用彈簧模擬WJ-8扣件三向剛度與阻尼約束，混凝土底座板結(jié)構(gòu)通過(guò)參振質(zhì)量的形式在橋梁動(dòng)力學(xué)模型中予以考慮，自密實(shí)混凝土當(dāng)作彈性墊層與周圍結(jié)構(gòu)通過(guò)一系列離散支承的線性彈簧相連，將軌道板和底座板看作雙層彈性疊合梁[17]，如圖1所示，在系統(tǒng)耦合動(dòng)力分析中予以采用。

1.2 車輛動(dòng)力學(xué)模型

基于中國(guó)CRH3型列車，建立了多體動(dòng)力學(xué)車輛模型，由剛體+彈簧+阻尼器構(gòu)成。主要組成有4個(gè)輪對(duì)、2個(gè)轉(zhuǎn)向架、1個(gè)車體以及一、二系的懸掛系統(tǒng)， 車體和轉(zhuǎn)向架均具有沉浮、橫移、側(cè)滾、點(diǎn)頭、搖頭5個(gè)自由度，輪對(duì)有沉浮、橫移、側(cè)滾、搖頭4個(gè)自由度，即模型共有31個(gè)自由度。各元件采用力元（Force Element）連接，高速動(dòng)車組參數(shù)參見(jiàn)文獻(xiàn)[18]。

1.3 Ⅲ型軌道-橋梁有限元模型

按照固定+活動(dòng)方式布置箱梁支座約束，考慮彈簧模擬墩臺(tái)縱向剛度，建立了限位擋臺(tái)與層間連續(xù)接觸的CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道雙線箱梁空間仿真模型（如圖2所示），對(duì)底座、軌道板兩端進(jìn)行約束，節(jié)點(diǎn)耦合，各層之間采用Target170單元模擬3D剛性“目標(biāo)”面，Contact174單元模擬3D柔性“接觸”面，通過(guò)設(shè)置“接觸對(duì)”模擬實(shí)際面-面接觸。鋼軌采用Beam188梁?jiǎn)卧M，扣件系統(tǒng)采用Combin14線性彈簧單元模擬，軌道板、自密實(shí)混凝土層、底座板、箱梁均采用Solid45實(shí)體單元模擬，墩臺(tái)采用Combin14彈簧單元等效模擬。軌道模型共6塊預(yù)制單元軌道板，采用5.6 m和4.925 m兩種規(guī)格，按4.925 m×2+5.6 m×4拼裝組合，相鄰單元板軌縫為0.07 m，模型總長(zhǎng)32.6 m。根據(jù)中國(guó)《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》[16]，雙線簡(jiǎn)支梁橋墩臺(tái)縱向剛度取35000 kN/m，扣件系統(tǒng)采用WJ-8型扣件，垂向阻尼取為4×104 N·s/m，縱向剛度按照15000 N/0.63 m設(shè)置，橫向剛度為5×107 N/m，垂向剛度為3.5×107 N/m，布置間距為0.63 m。相關(guān)參數(shù)設(shè)置如表1所示。

2 耦合動(dòng)力學(xué)模型驗(yàn)證

高速鐵路列車以250 km/h速度通過(guò)簡(jiǎn)支箱梁上板式無(wú)砟軌道，將動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果分別與原鐵道部科技司授權(quán)軟件TTBSIM計(jì)算結(jié)果和沙河特大橋系統(tǒng)的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比對(duì)[19]。設(shè)置列車行駛速度為250 km/h，積分時(shí)間為3 s，積分步長(zhǎng)取0.001 s進(jìn)行離線計(jì)算。

計(jì)算分析得到車輛、橋梁動(dòng)力學(xué)結(jié)果如表2所示，其中列車和被測(cè)橋梁動(dòng)力響應(yīng)均為計(jì)算和實(shí)測(cè)的最大值。

從表2的比對(duì)結(jié)果可以看出，受限于簡(jiǎn)化的數(shù)學(xué)模型、數(shù)值分析方法和實(shí)際環(huán)境的隨機(jī)性，跨中豎向動(dòng)撓度和加速度峰值存在一定差異，總體上，本文計(jì)算結(jié)果與TTBSIM軟件以及沙河特大橋?qū)崪y(cè)值分布規(guī)律基本吻合，證明本文聯(lián)合仿真中實(shí)體三維耦合模型是正確的。

3 扣件失效對(duì)車-軌-橋系統(tǒng)動(dòng)力性能影響 ?針對(duì)軌道系統(tǒng)中可能出現(xiàn)的扣件局部失效情況（將失效扣件的豎向剛度和阻尼均取為0），設(shè)置多個(gè)工況，研究單個(gè)扣件失效、對(duì)側(cè)扣件失效、相鄰且對(duì)側(cè)扣件失效、間隔且對(duì)側(cè)扣件失效等工況下， 200 km時(shí)速列車作用下系統(tǒng)各結(jié)構(gòu)受力以及加速度等動(dòng)力響應(yīng)。

3.1 單個(gè)扣件失效

圖4為單個(gè)扣件失效（工況1）的情況下系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比?？梢钥闯觯r1中，輪軌豎向力極值幾乎沒(méi)有變化，且均在軌縫處出現(xiàn)激增，增幅約6.3%;另外，車體垂向加速度和構(gòu)架垂向加速度變化也不明顯;失效扣件處鋼軌節(jié)點(diǎn)反力增大明顯，由19.4 kN增至34.5 kN，增幅為77.8%;鋼軌垂向加速度幅度的增大最明顯，從141 m/s2增大至275 m/s2，增幅為95%;針對(duì)軌道板與橋梁結(jié)構(gòu)，其垂向動(dòng)加速度變化不明顯。由此，工況1中單個(gè)扣件失效對(duì)于列車系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)影響有限，列車行駛平穩(wěn)性和安全性依然能得到保證;對(duì)軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性影響較大，鋼軌節(jié)點(diǎn)反力顯著增大;對(duì)下部橋梁動(dòng)力響應(yīng)影響有限。

3.2 扣件失效組合

基于現(xiàn)實(shí)環(huán)境，在列車-軌道-橋梁動(dòng)力耦合系統(tǒng)中，還有可能出現(xiàn)多個(gè)扣件失效的傷損情況，即工況2、工況3和工況4中所列舉的扣件狀態(tài)（如圖5所示）。

分析表3可以看出，軌道結(jié)構(gòu)中鋼軌豎向位移在各組扣件失效的工況中都會(huì)變大，其中工況1，2和4均比正常情況下增大了51%左右，而工況3相比正常情況增幅128%，達(dá)到了3.3 mm，這時(shí)已經(jīng)超過(guò)2 mm規(guī)定限值;工況3中軌下扣件失效處，鋼軌結(jié)構(gòu)垂向加速度增大了近乎2.3倍，達(dá)到46.8g，相鄰鋼軌節(jié)點(diǎn)的反力也從19.4 kN增至48.7 kN，增幅1.5倍，對(duì)比之下，工況1，2，4中各系統(tǒng)響應(yīng)相對(duì)增加較小;另外，車體、轉(zhuǎn)向架和軌道板結(jié)構(gòu)在失效扣件處的垂向加速度只有小幅波動(dòng)，幾乎不變。此外，橋梁的豎向位移和垂向加速度在扣件沒(méi)有連續(xù)失效情況下變化不明顯，而在工況3時(shí)，橋梁豎向位移從0.24 mm增至0.42 mm，增幅為75%。橋梁垂向加速度從0.42 m/s2增大到0.52 m/s2，可見(jiàn)鋼軌扣件失效雖然對(duì)于列車行駛的平穩(wěn)性、舒適性影響較小，但是卻增大了鋼軌、軌道板和橋梁結(jié)構(gòu)的豎向位移，長(zhǎng)此以往對(duì)車橋系統(tǒng)帶來(lái)的累計(jì)損傷不容忽視。

4 板下離縫組合對(duì)車-軌-橋系統(tǒng)動(dòng)力性能影響 ?在自密實(shí)混凝土未全部貫通軌道板情況下，對(duì)行車影響而言并不是最不利情況[20]。因此，本文考慮板下充填層橫向2.5 m范圍、豎向0.09 m范圍內(nèi)全部脫空，充分考慮在離縫位置組合下離縫長(zhǎng)度對(duì)耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)特性影響。如圖6所示，行車速度200 km/h下，設(shè)置三種工況，離縫縱向長(zhǎng)度分別取0.5，0.8，1.0，1.2，1.4，1.6 m，進(jìn)行對(duì)比性研究。

4.1 車輛動(dòng)力特性

圖7為三種離縫工況下，部分車輛系統(tǒng)動(dòng)力性能對(duì)比。由圖7（a）可以看出，在離縫長(zhǎng)度不超過(guò)0.5 m情況下，各工況下車體垂向加速度變化均不明顯;當(dāng)離縫長(zhǎng)度超過(guò)0.5 m時(shí)，隨著離縫長(zhǎng)度增大，車體垂向加速度變化幅度也隨之增加，其中工況1相對(duì)于工況2，3增幅較小，從0.093 m/s2增大到0.101 m/s2。工況2和工況3增長(zhǎng)趨勢(shì)基本一致，且當(dāng)離縫長(zhǎng)度達(dá)到1.6m時(shí)，車體垂向加速度最大值分別為0.147和0.146 m/s2。因此，所有工況下車體垂向加速度均滿足1.3 m/s2限值要求;圖7（b）和（c）中，在離縫長(zhǎng)度不超過(guò)0.5 m時(shí)，各組工況下輪軌豎向力極值變化均不甚明顯;當(dāng)超過(guò)0.5 m時(shí)，輪軌豎向力最大值呈增大趨勢(shì)，而輪軌豎向力最小值則呈遞減趨勢(shì)。其中工況2下極值變化幅度最大，離縫長(zhǎng)度1.6 m時(shí)，最大值由84.1 kN增大到了106.4 kN，增幅26.5%，最小值由64.1 kN減小到了0，表明已經(jīng)脫軌。

4.2 軌道動(dòng)力特性

表4給出了離縫組合下，軌道系統(tǒng)動(dòng)力性能積分計(jì)算結(jié)果。

由圖8可以看到，各工況下鋼軌、軌道板的垂向加速度隨離縫長(zhǎng)度的增大而增大。這其中工況2中增幅最大，鋼軌垂向加速度從14.1g增至44.6g，軌道板垂向加速度從5.1g增至28.5g，離縫導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)豎向振動(dòng)越大，對(duì)軌道整體動(dòng)力響應(yīng)性能的影響也越大。

4.3 橋梁動(dòng)力特性

提取箱梁振動(dòng)數(shù)據(jù)，圖9反映了離縫組合下橋梁力學(xué)性能。

圖9（a）中可以看到，隨離縫長(zhǎng)度增大，三種工況下橋梁豎向位移均呈增大的趨勢(shì)，但都遠(yuǎn)小于列車活載下豎向撓度限值40 mm[19];在圖9（b）中，橋梁垂向加速度變化趨勢(shì)與橋梁豎向位移類似，都在工況2中增幅最大，增勢(shì)最快，從0.41 m/s2增大到3.01 m/s2，滿足3.5 m/s2限值。結(jié)合圖7，在離縫長(zhǎng)度達(dá)到1.2 m后，輪重減載率已經(jīng)接近限值。離縫長(zhǎng)度達(dá)到1.4 m后系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)劇烈，離縫長(zhǎng)度達(dá)到1.6 m時(shí)，列車已經(jīng)脫軌，建議控制離縫長(zhǎng)度不超過(guò)1.2 m。

5 結(jié) 論

本文基于有限元軟件ANSYS與動(dòng)力學(xué)分析軟件SIMPACK，建立了考慮墩臺(tái)縱向支座剛度、軌道結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及層間接觸特性的雙線簡(jiǎn)支箱梁橋上CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道空間耦合模型。研究了200 km/h列車過(guò)橋速度下扣件失效、離縫組合工況下系統(tǒng)的位移與力學(xué)性能。得到的主要結(jié)論包括：

（1） 單個(gè)扣件失效對(duì)于列車動(dòng)力響應(yīng)性能影響有限，列車行駛安全平穩(wěn)性依然能夠得到保證;對(duì)橋梁動(dòng)力響應(yīng)影響較小;對(duì)軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性影響較大，其中失效扣件位置鋼軌豎向位移和節(jié)點(diǎn)反力增大明顯，會(huì)影響軌道結(jié)構(gòu)的安全性與耐久性。

相較與單個(gè)扣件失效工況，扣件連續(xù)失效對(duì)于系統(tǒng)影響更大，其中相鄰且對(duì)側(cè)扣件失效工況下影響最大，在檢修工作時(shí)應(yīng)予以關(guān)注。

（2） 離縫組合工況下，自密實(shí)混凝土沿軌道板端部橫向完全脫空后，縱向離縫長(zhǎng)度越大，對(duì)系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)性能的影響也越大。以軌道板一端自密實(shí)混凝土脫空工況為例，離縫長(zhǎng)度不超過(guò)1.0 m，影響較小;當(dāng)離縫長(zhǎng)度超過(guò)1.0 m時(shí)，特別是當(dāng)離縫長(zhǎng)度達(dá)到1.6 m，輪重減載率已接近限值，影響列車行駛的安全性。與脫空長(zhǎng)度1.0 m相較，軌道板垂向加速度增幅很大，達(dá)到90.1%，對(duì)軌道結(jié)構(gòu)耐久性產(chǎn)生影響。

相鄰軌道板端自密實(shí)混凝土都沿橫向完全脫空工況對(duì)系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響是最大的。其中，縱向離縫長(zhǎng)度達(dá)到0.5 m時(shí)，車-橋系統(tǒng)各動(dòng)力響應(yīng)參數(shù)顯著增大，接近1.2 m時(shí)列車輪重減載率急劇接近限值。

軌道板和橋梁結(jié)構(gòu)的豎向振動(dòng)隨著離縫長(zhǎng)度的增加也明顯增大，雖然在限值范圍以內(nèi)，但是豎向振動(dòng)驟增會(huì)對(duì)軌道以及橋梁服役耐久性產(chǎn)生不利影響，建議離縫長(zhǎng)度檢修限值可設(shè)為1.2 m，重點(diǎn)關(guān)注相鄰軌道板端部板縫處自密實(shí)混凝土脫空情況。

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Abstract： In order to investigate the impact of the track damages on the dynamic response of train-track-bridge system， based on the principle of train-track-bridge coupling dynamics and ANSYS+SIMPACK co-simulation， the spatial dynamics model of CRTS Ⅲ ballastless track with 32 m simply supported bridge considering the longitudinal stiffness of supports， the track structure and interlayer contact characteristics are established. The influence of fastener damage and the crack between the track slab and the baseplate on the dynamic response of train-bridge system under 200 km/h running train is studied. The results show that the failure of a single fastener has a limited impact on the dynamic response of the system. The vertical force of the wheel-rail at the 0.07 m slab gap increases significantly， and the vertical displacement of the rail and the inverse force of the rail joint increase obviously. The continuous failure of the fasteners has a greater impact on the system while the adjacent and opposite side fasteners have the greatest impact. After the self-compacting， concrete is completely cracked， the greater the longitudinal length of crack， the greater the influence on the dynamic response. The complete cracked of the self-compacting concrete at the end of the adjacent track slab has the greatest influence on the dynamic response， and the vertical acceleration and displacement of the track-bridge structure increase quickly. When the length of the interface crack is 1.2 m， the wheel weight reduction rate is close to the limit value. If the interface crack length increases to 1.6 m， the train will be derailed. The vertical vibration of the track slab and the bridge increases significantly with the increase of the crack length. The vibration surge will adversely affect the durability of the track and bridge structure. It is suggested that the limit value of the interface crack length can be defined to 1.2 m， and attention should be paid to the interface crack of self-compacting concrete at the edge of the track slab.

Key words：track engineering; dynamic response; simply-supported bridge; interface crack; fastener damage