桥梁伸缩装置动力性能研究范文

《桥梁建设杂志》2015年第六期

摘要：

沪通长江大桥主航道桥为主跨1092m的公铁两用连续钢桁梁斜拉桥，主航道桥两侧为跨度112m的钢桁简支梁桥，主航道桥、钢桁梁桥间设置伸缩量为±900mm的梁端伸缩装置。为考察该桥伸缩缝对列车和桥梁动力响应的影响，针对其梁端伸缩装置初步设计的比选方案进行车线桥动力性能研究。按照实际情况建立包括主航道桥、钢桁梁桥和梁端伸缩装置的完整桥梁结构模型，采用逐步积分法分析车桥耦合振动。结果表明，梁端伸缩装置与两侧主航道桥、钢桁梁桥上的轨道结构变形存在差异，此梁端附近区域的局部不平顺造成了对车辆和伸缩装置的冲击，使得部分工况下车辆响应超限，支承梁的加速度与铜陵长江大桥的梁端伸缩装置设计方案相比偏高，尤其在主梁收缩状态下，上述情况更为明显。

关键词：

公路铁路两用桥；斜拉桥；钢桁梁；梁端伸缩装置；车线桥耦合；振动分析；动力性能

1前言

列车与桥梁结构的相互作用以轮轨动态相互作用为传递媒介。列车动荷载首先作用于钢轨，钢轨通过支点将作用力传至轨枕，再传递给梁体。这种动荷载与轮轨关系密切相关，其大小、方向直接取决于轮轨接触几何状态和轮轨振动状况［1］。列车高速通过梁端附近区域时，在梁端折角与伸缩装置变形的共同作用下，强烈的轮轨动态作用可能引起轮轨垂向动荷载剧变（减载过大时甚至引起车轮悬浮）和横向动作用力剧增，严重影响到桥上列车行车安全性，因而特大跨度桥梁梁端伸缩装置的动力性能对行车安全的影响日益受到重视。沪通长江大桥主航道桥结合长三角城际铁路规划、锡通公路通道规划，建设为4线铁路和6车道高速公路的大跨度公铁两用斜拉桥，桥跨布置为（140＋462＋1092＋462＋140）m，总长2296m，其中沪通铁路为双线Ⅰ级线路，设计速度200km／h，城际客运专线为双线客专，设计速度为200km／h（预留250km／h提速条件），沪通铁路和城际客运专线线间距均为4．6m。公路按6车道Ⅰ级高速公路设计，速度目标值为100km／h，路面总宽33．0m。该桥设计在双塔斜拉桥的边跨与相邻的112m钢桁梁间设置伸缩量±900mm的梁端伸缩装置。

2动力分析模型

2．1车辆动力分析模型一般，车辆模型所考虑的自由度越多，得到的车辆响应与轮轨力应越精确，但在具体分析时也应根据所需解决问题的性质进行适当选择。车桥动力响应分析的实践表明，只要将组成机车车辆的各基本部件即车体、转向架、轮对均视作刚体，考虑一、二系悬挂方式的影响，计及各部件可能发生的刚体运动自由度，所建立的车辆模型已能基本满足工程实际的需要［1］。由于悬挂系统的复杂性和非线性性质，准确模拟各种构件的动力特性是非常困难的。但为了分析方便，可以在一定范围内使其线性化。本文在建立车辆运动方程时，作了如下假定［2］：①不考虑车体、转向架和轮对的弹性变形，即车体、转向架和轮对均为刚体；②车辆沿直线线路作等速运动，不考虑纵向动力作用的影响；③车轮始终保持与钢轨接触，即车轮不能悬空，轮轨切向接触力应用蠕滑理论计算；④一系与二系悬挂及轮对定位的弹簧特性是线性的；⑤车辆所有悬挂系统之间的阻尼均按粘性阻尼计算；⑥车体关于质心左右对称和前后对称；⑦车体、转向架及轮对各刚体均在基本平衡位置附近作小位移振动。根据上述假定，车体和转向架各有5个自由度，分别为浮沉、横摆、侧滚、点头及摇头。每个轮对有2个自由度，分别为横摆和摇头［3］，因此对于4轴车，每辆车应有23个自由度。

2．2梁端伸缩装置主要设计参数梁端伸缩装置主要由以下部分组成：活动钢枕、固定钢枕、支承梁、位移控制箱（分固定端和活动端）、连杆和侧向导轨等，无伸缩时的具体结构示意见图1。该构造通过活动轨枕间的滑移改变枕距，从而适应梁端位移。固定钢枕通过枕下垫板与位移控制箱连接，通过枕下垫板的刚度调节可满足该区段的线下刚度与相邻区域平稳过渡，同时固定钢枕两端设有侧向导轨定位件，控制侧向导轨的横向位移，达到限制活动轨枕横向位移的目的。支承梁是承重结构，其一端铰接在固定端位移控制箱上，另一端插入活动端位移控制箱内，实现顺桥向自由伸缩。支承梁的两端设有承压支座和压紧支座，承压支座可调节活动轨枕下的支撑刚度，压紧支座可防止列车荷载下的跳梁，同时通过支座的竖向转动变形可适应梁端转角，降低结构的附加力。固定端位移箱设置于主航道桥梁端横梁（钢桥）上，活动端位移控制箱设置于钢桁梁桥梁端横梁（钢桥）上或桥面混凝土板（混凝土桥）内，通过栓接或焊缝实现与主体结构的连接，是整个伸缩装置结构的基础。对于位移量达±900mm的有砟轨道大位移量梁端伸缩装置，选择具有3根活动轨枕、4个可变枕间距的梁端伸缩装置构造，装置最大伸长量900mm时的构造长度为6150mm，装置的构造高度为907mm，两端通过高强度螺栓连接于主航道桥和相邻钢桁梁的端横梁上。需要说明的是，本文研究的梁端伸缩装置并非最终成果，而是前期研究的比选方案之一。

2．3桥梁及梁端伸缩装置动力分析模型进行梁端伸缩装置的车－线－桥耦合振动分析时，按照实际情况建立包括主航道桥、钢桁梁桥和梁端伸缩装置的完整结构模型，依据铜陵长江大桥梁端伸缩装置的动力分析结果，出桥侧梁端伸缩装置的动力响应大于进桥侧，因此，仅考虑了出桥侧的钢桁梁桥和梁端伸缩装置。完整模型可考虑主航道桥和钢桁梁桥振动造成梁端折角随列车行进的变化及其对支承梁、导轨梁和列车的影响。主航道桥1092m斜拉桥方案采用多自由度有限元模型，以梁式受弯杆件和板壳元为基本单元，基底固结。支座处的约束条件采用主从关系实现。将结构的二期恒载作为均布质量分配至相应桥面。阻尼比按1％选取［4，5］。为避免自由度数量过多，对铁路箱形桥面结构采用梁格模型加以简化，纵向以下弦划分，横向以横梁划分。弦杆和横梁均采用箱形截面，其中下弦杆与实际截面相同，箱宽1．0m；横梁间距2．8m，箱宽也取为2．8m，腹板厚7mm（以模拟铁路隔板每隔2．8m设置1道、板厚14mm的实际情况）。铁路桥面采用密布横梁体系模拟箱形结构，能够综合反映桥面结构的竖、横向刚度，尽管由于横梁间无连接而导致模型的刚度略弱于实际结构，但考虑到横梁间距较小，此误差对整体性能影响不大。公路桥面则按照实际设计采用空间板壳元模拟。上弦、竖杆、斜杆、横联、横梁、桥塔、桥墩等均采用空间梁单元模拟，斜拉索采用杆单元模拟。活动枕间距为650mm时梁端伸缩装置附近区域的细部结构示意见图2。

2．4轮轨作用力及耦合振动分析模型车桥空间耦合振动分析模型是由车辆模型、桥梁模型按一定的轮轨运动关系联系起来而组成的系统。运用桥梁结构动力学与车辆动力学的方法，将车辆与桥梁看作一个联合动力体系，以轮轨接触处为界面，分别建立桥梁与车辆的运动方程，两者之间通过轮轨的几何相容条件和相互作用力平衡条件来联系。在具体运用直接积分法求解车桥系统的动力响应时，通过分别求解车辆、桥梁的运动方程，用迭代过程来满足轮轨几何相容条件和相互作用力平衡条件［6］。本文采用逐步积分法分析车桥耦合振动，即将车体与桥梁看作联合动力体系，联立各部分的动力方程，用Wilson－θ逐步积分法直接积分求解，得出各自由度上位移、速度、加速度及各种作用力的时间历程。在建立求解方法时，以轮轨接触面为界，将车桥系统分为2个子系统，在轮对不跳轨的前提下，基于轮轨几何学理论及轮轨接触的蠕滑理论建立轮对运动方程。此方法可以考虑非线性动力问题以及列车逐节进桥与出桥时的动力响应问题。对于车桥耦合振动这一类复杂问题，由于桥梁采用一致质量阵与一致刚度阵，阻尼阵则利用瑞利阻尼系数表示成质量阵与刚度阵的线性组合，因此，桥梁总刚度阵、阻尼阵及质量阵均为对称阵，而车辆由于轮轨间蠕滑等因素的存在，车辆刚度阵、阻尼阵为非对称方阵。所以对桥梁部分利用其对称性特点求解，对于车辆部分则按一般方法求解，二者之间再进行二次Sidel迭代求解，以车辆轮对与桥面钢轨之间的相互作用力的两次迭代结果的相对误差小于允许误差作为收敛条件，其过程可表述为：

3计算工况及轨道不平顺选取

计算工况的选取充分考虑了沪通长江大桥客运专线和客货共线在车型、车速以及轨道状态上的不同，以客车为例，对城际客运专线选取CRH2动车组进行仿真分析，轨道状态选用德国低干扰谱样本，对沪通客货共线铁路，选取SS8牵引双层客车以及DF11牵引25T客车2种车型，轨道状态选用美国五级谱，计算车速均考虑了一定程度的冗余。限于篇幅，本文仅对其中的客车部分加以讨论，相应工况见表1。客运专线采用的德国低干扰谱样本全长2000m，波长范围1～80m，其高低不平顺的幅值为7．59mm，轨向不平顺的幅值为5．5mm，水平不平顺的幅值为3．95mm。客货共线Ⅰ级线路采用的美国五级谱样本全长2000m，波长范围1～80m，其高低不平顺幅值为28．37mm，水平不平顺幅值为16．89mm。

4梁端伸缩装置动力响应分析结果

梁端伸缩装置因其长度有限，其动力响应主要表现为较大的振动加速度而非变形，其最大加速度响应值见表2。典型工况（CRH2动车组，车速250km／h，活动枕间距650mm）下支承梁跨中的动挠度和加速度时程曲线见图3。主航道桥上固定钢枕的响应时程曲线与支承梁跨中的响应里程曲线形式基本相同，仅幅值略大。由图3可知，主航道桥上固定钢枕的动挠度和加速度均大于支承梁，原因在于主航道桥上轨道结构的振动同时受到车辆和桥面振动影响，尽管桥上轨道结构刚度与梁端伸缩装置轨道结构刚度基本相同，但在桥面振动影响下，仍然在梁端附近区域产生了局部附加不平顺，这一附加不平顺在轨枕间距650mm时更为明显，也导致车辆在通过这一区域时受到了冲击。尽管《铁路桥梁检定规范》［8］给出了桥面振动加速度的限值，但由于梁端伸缩装置与一般桥梁不同，其振动加速度很大程度上取决于承压支座和压紧支座的振动水平，难以直接套用该规范的限值，仅就计算结果而言，当活动轨枕间距达到650mm时，梁端伸缩装置各主要部件的振动加速度均大幅增长，可认为该方案在主梁收缩条件下支承梁刚度稍有不足［8］。

5车辆动力响应分析结果

由于所有工况下车辆运行安全性指标均满足规范要求，此处仅给出车辆的运行平稳性评判结果，见表3。由表3可知，梁端附近区域轨道结构变形的差异造成了局部附加不平顺，在此不平顺影响下，部分工况的车体振动加速度瞬时超限，但由于持续时间很短，没有对乘坐舒适度产生显著影响［9，10］。

6结论

（1）受梁端折角、自身刚度以及桥面振动影响，梁端伸缩装置与两侧主航道桥、钢桁梁桥上轨道结构变形存在差异，导致在梁端附近区域出现了局部不平顺，造成了对车辆和伸缩装置的冲击，使得部分工况下车辆振动加速度超限，支承梁的加速度在主梁收缩工况下也明显偏高。（2）主梁收缩时，即活动枕中心距为650mm时，梁端伸缩装置的支点间距为2．6m，较大的跨度导致其动力响应最大，相应的车辆响应也最为不利，而其中，又以SS8牵引双层客车的工况对伸缩装置的冲击最为显著。但由于局部冲击持续时间很短，因此仅造成了车体振动加速度的瞬间超限，对乘坐舒适度未产生显著影响。（3）根据梁端伸缩装置和车辆的动力响应分析结果，在主航道桥收缩工况下支承梁刚度偏弱，建议适当予以加强，最终的梁端伸缩装置设计方案对结构参数进行了调整，适当提高了刚度。

参考文献（References）：

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［4］中国铁道科学研究院．沪通桥梁端伸缩装置动力仿真计算用图及参数［Z］．北京：2011．（ChinaAcademyofRailwaySciences．ChartsandPa－rametersforDynamicSimulationCalculationofExpan－sionDevicesatGirderEndsofHutongBridge［Z］．Bei－jing：2011．inChinese）

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［7］李小珍，刘孝寒，刘德军．考虑桩－土相互作用的连续刚构桥车桥耦合振动分析［J］．振动与冲击，2011，（12）：54－58．（LIXiao－zhen，LIUXiao－han，LIUDe－jun．AnalysisofVehicle－BridgeCoupledVibrationofContinuousRigid－FrameBridgeConsideringPile－SoilInteraction［J］．JournalofVibrationandShock，2011，（12）：54－58．inChinese）

［8］铁运函［2004］12号，铁路桥梁检定规范［S］．（TYH［2004］No．120，SpecificationforVerificationofRailwayBridges［S］．）

［9］TB／T2360－93，铁道机车动力学性能试验鉴定方法及评定标准［S］．（TB／T2360－93，TestAccreditationMethodsandE－valuationCriteriaforDynamicPerformanceofRailwayLocomotives［S］．）

［10］GB5599－85，铁道车辆动力学性能评定和试验鉴定规范［S］．（GB5599－85，RailwayVehicles—SpecificationforDynamicPerformanceEvaluationandTestAccredita－tion［S］．

作者：高芒芒 臧晓秋 熊建珍 单位：中国铁道科学研究院