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《橋梁建設雜志》2015年第六期

摘要：

滬通長江大橋主航道橋為主跨1092m的公鐵兩用連續鋼桁梁斜拉橋，主航道橋兩側為跨度112m的鋼桁簡支梁橋，主航道橋、鋼桁梁橋間設置伸縮量為±900mm的梁端伸縮裝置。為考察該橋伸縮縫對列車和橋梁動力響應的影響，針對其梁端伸縮裝置初步設計的比選方案進行車線橋動力性能研究。按照實際情況建立包括主航道橋、鋼桁梁橋和梁端伸縮裝置的完整橋梁結構模型，采用逐步積分法分析車橋耦合振動。結果表明，梁端伸縮裝置與兩側主航道橋、鋼桁梁橋上的軌道結構變形存在差異，此梁端附近區域的局部不平順造成了對車輛和伸縮裝置的沖擊，使得部分工況下車輛響應超限，支承梁的加速度與銅陵長江大橋的梁端伸縮裝置設計方案相比偏高，尤其在主梁收縮狀態下，上述情況更為明顯。

關鍵詞：

公路鐵路兩用橋；斜拉橋；鋼桁梁；梁端伸縮裝置；車線橋耦合；振動分析；動力性能

1前言

列車與橋梁結構的相互作用以輪軌動態相互作用為傳遞媒介。列車動荷載首先作用于鋼軌，鋼軌通過支點將作用力傳至軌枕，再傳遞給梁體。這種動荷載與輪軌關系密切相關，其大小、方向直接取決于輪軌接觸幾何狀態和輪軌振動狀況［1］。列車高速通過梁端附近區域時，在梁端折角與伸縮裝置變形的共同作用下，強烈的輪軌動態作用可能引起輪軌垂向動荷載劇變（減載過大時甚至引起車輪懸?。┖蜋M向動作用力劇增，嚴重影響到橋上列車行車安全性，因而特大跨度橋梁梁端伸縮裝置的動力性能對行車安全的影響日益受到重視。滬通長江大橋主航道橋結合長三角城際鐵路規劃、錫通公路通道規劃，建設為4線鐵路和6車道高速公路的大跨度公鐵兩用斜拉橋，橋跨布置為（140＋462＋1092＋462＋140）m，總長2296m，其中滬通鐵路為雙線Ⅰ級線路，設計速度200km／h，城際客運專線為雙線客專，設計速度為200km／h（預留250km／h提速條件），滬通鐵路和城際客運專線線間距均為4．6m。公路按6車道Ⅰ級高速公路設計，速度目標值為100km／h，路面總寬33．0m。該橋設計在雙塔斜拉橋的邊跨與相鄰的112m鋼桁梁間設置伸縮量±900mm的梁端伸縮裝置。

2動力分析模型

2．1車輛動力分析模型一般，車輛模型所考慮的自由度越多，得到的車輛響應與輪軌力應越精確，但在具體分析時也應根據所需解決問題的性質進行適當選擇。車橋動力響應分析的實踐表明，只要將組成機車車輛的各基本部件即車體、轉向架、輪對均視作剛體，考慮一、二系懸掛方式的影響，計及各部件可能發生的剛體運動自由度，所建立的車輛模型已能基本滿足工程實際的需要［1］。由于懸掛系統的復雜性和非線性性質，準確模擬各種構件的動力特性是非常困難的。但為了分析方便，可以在一定范圍內使其線性化。本文在建立車輛運動方程時，作了如下假定［2］：①不考慮車體、轉向架和輪對的彈性變形，即車體、轉向架和輪對均為剛體；②車輛沿直線線路作等速運動，不考慮縱向動力作用的影響；③車輪始終保持與鋼軌接觸，即車輪不能懸空，輪軌切向接觸力應用蠕滑理論計算；④一系與二系懸掛及輪對定位的彈簧特性是線性的；⑤車輛所有懸掛系統之間的阻尼均按粘性阻尼計算；⑥車體關于質心左右對稱和前后對稱；⑦車體、轉向架及輪對各剛體均在基本平衡位置附近作小位移振動。根據上述假定，車體和轉向架各有5個自由度，分別為浮沉、橫擺、側滾、點頭及搖頭。每個輪對有2個自由度，分別為橫擺和搖頭［3］，因此對于4軸車，每輛車應有23個自由度。

2．2梁端伸縮裝置主要設計參數梁端伸縮裝置主要由以下部分組成：活動鋼枕、固定鋼枕、支承梁、位移控制箱（分固定端和活動端）、連桿和側向導軌等，無伸縮時的具體結構示意見圖1。該構造通過活動軌枕間的滑移改變枕距，從而適應梁端位移。固定鋼枕通過枕下墊板與位移控制箱連接，通過枕下墊板的剛度調節可滿足該區段的線下剛度與相鄰區域平穩過渡，同時固定鋼枕兩端設有側向導軌定位件，控制側向導軌的橫向位移，達到限制活動軌枕橫向位移的目的。支承梁是承重結構，其一端鉸接在固定端位移控制箱上，另一端插入活動端位移控制箱內，實現順橋向自由伸縮。支承梁的兩端設有承壓支座和壓緊支座，承壓支座可調節活動軌枕下的支撐剛度，壓緊支座可防止列車荷載下的跳梁，同時通過支座的豎向轉動變形可適應梁端轉角，降低結構的附加力。固定端位移箱設置于主航道橋梁端橫梁（鋼橋）上，活動端位移控制箱設置于鋼桁梁橋梁端橫梁（鋼橋）上或橋面混凝土板（混凝土橋）內，通過栓接或焊縫實現與主體結構的連接，是整個伸縮裝置結構的基礎。對于位移量達±900mm的有砟軌道大位移量梁端伸縮裝置，選擇具有3根活動軌枕、4個可變枕間距的梁端伸縮裝置構造，裝置最大伸長量900mm時的構造長度為6150mm，裝置的構造高度為907mm，兩端通過高強度螺栓連接于主航道橋和相鄰鋼桁梁的端橫梁上。需要說明的是，本文研究的梁端伸縮裝置并非最終成果，而是前期研究的比選方案之一。

2．3橋梁及梁端伸縮裝置動力分析模型進行梁端伸縮裝置的車－線－橋耦合振動分析時，按照實際情況建立包括主航道橋、鋼桁梁橋和梁端伸縮裝置的完整結構模型，依據銅陵長江大橋梁端伸縮裝置的動力分析結果，出橋側梁端伸縮裝置的動力響應大于進橋側，因此，僅考慮了出橋側的鋼桁梁橋和梁端伸縮裝置。完整模型可考慮主航道橋和鋼桁梁橋振動造成梁端折角隨列車行進的變化及其對支承梁、導軌梁和列車的影響。主航道橋1092m斜拉橋方案采用多自由度有限元模型，以梁式受彎桿件和板殼元為基本單元，基底固結。支座處的約束條件采用主從關系實現。將結構的二期恒載作為均布質量分配至相應橋面。阻尼比按1％選?。?，5］。為避免自由度數量過多，對鐵路箱形橋面結構采用梁格模型加以簡化，縱向以下弦劃分，橫向以橫梁劃分。弦桿和橫梁均采用箱形截面，其中下弦桿與實際截面相同，箱寬1．0m；橫梁間距2．8m，箱寬也取為2．8m，腹板厚7mm（以模擬鐵路隔板每隔2．8m設置1道、板厚14mm的實際情況）。鐵路橋面采用密布橫梁體系模擬箱形結構，能夠綜合反映橋面結構的豎、橫向剛度，盡管由于橫梁間無連接而導致模型的剛度略弱于實際結構，但考慮到橫梁間距較小，此誤差對整體性能影響不大。公路橋面則按照實際設計采用空間板殼元模擬。上弦、豎桿、斜桿、橫聯、橫梁、橋塔、橋墩等均采用空間梁單元模擬，斜拉索采用桿單元模擬。活動枕間距為650mm時梁端伸縮裝置附近區域的細部結構示意見圖2。

2．4輪軌作用力及耦合振動分析模型車橋空間耦合振動分析模型是由車輛模型、橋梁模型按一定的輪軌運動關系聯系起來而組成的系統。運用橋梁結構動力學與車輛動力學的方法，將車輛與橋梁看作一個聯合動力體系，以輪軌接觸處為界面，分別建立橋梁與車輛的運動方程，兩者之間通過輪軌的幾何相容條件和相互作用力平衡條件來聯系。在具體運用直接積分法求解車橋系統的動力響應時，通過分別求解車輛、橋梁的運動方程，用迭代過程來滿足輪軌幾何相容條件和相互作用力平衡條件［6］。本文采用逐步積分法分析車橋耦合振動，即將車體與橋梁看作聯合動力體系，聯立各部分的動力方程，用Wilson－θ逐步積分法直接積分求解，得出各自由度上位移、速度、加速度及各種作用力的時間歷程。在建立求解方法時，以輪軌接觸面為界，將車橋系統分為2個子系統，在輪對不跳軌的前提下，基于輪軌幾何學理論及輪軌接觸的蠕滑理論建立輪對運動方程。此方法可以考慮非線性動力問題以及列車逐節進橋與出橋時的動力響應問題。對于車橋耦合振動這一類復雜問題，由于橋梁采用一致質量陣與一致剛度陣，阻尼陣則利用瑞利阻尼系數表示成質量陣與剛度陣的線性組合，因此，橋梁總剛度陣、阻尼陣及質量陣均為對稱陣，而車輛由于輪軌間蠕滑等因素的存在，車輛剛度陣、阻尼陣為非對稱方陣。所以對橋梁部分利用其對稱性特點求解，對于車輛部分則按一般方法求解，二者之間再進行二次Sidel迭代求解，以車輛輪對與橋面鋼軌之間的相互作用力的兩次迭代結果的相對誤差小于允許誤差作為收斂條件，其過程可表述為：

3計算工況及軌道不平順選取

計算工況的選取充分考慮了滬通長江大橋客運專線和客貨共線在車型、車速以及軌道狀態上的不同，以客車為例，對城際客運專線選取CRH2動車組進行仿真分析，軌道狀態選用德國低干擾譜樣本，對滬通客貨共線鐵路，選取SS8牽引雙層客車以及DF11牽引25T客車2種車型，軌道狀態選用美國五級譜，計算車速均考慮了一定程度的冗余。限于篇幅，本文僅對其中的客車部分加以討論，相應工況見表1?？瓦\專線采用的德國低干擾譜樣本全長2000m，波長范圍1～80m，其高低不平順的幅值為7．59mm，軌向不平順的幅值為5．5mm，水平不平順的幅值為3．95mm?？拓浌簿€Ⅰ級線路采用的美國五級譜樣本全長2000m，波長范圍1～80m，其高低不平順幅值為28．37mm，水平不平順幅值為16．89mm。

4梁端伸縮裝置動力響應分析結果

梁端伸縮裝置因其長度有限，其動力響應主要表現為較大的振動加速度而非變形，其最大加速度響應值見表2。典型工況（CRH2動車組，車速250km／h，活動枕間距650mm）下支承梁跨中的動撓度和加速度時程曲線見圖3。主航道橋上固定鋼枕的響應時程曲線與支承梁跨中的響應里程曲線形式基本相同，僅幅值略大。由圖3可知，主航道橋上固定鋼枕的動撓度和加速度均大于支承梁，原因在于主航道橋上軌道結構的振動同時受到車輛和橋面振動影響，盡管橋上軌道結構剛度與梁端伸縮裝置軌道結構剛度基本相同，但在橋面振動影響下，仍然在梁端附近區域產生了局部附加不平順，這一附加不平順在軌枕間距650mm時更為明顯，也導致車輛在通過這一區域時受到了沖擊。盡管《鐵路橋梁檢定規范》［8］給出了橋面振動加速度的限值，但由于梁端伸縮裝置與一般橋梁不同，其振動加速度很大程度上取決于承壓支座和壓緊支座的振動水平，難以直接套用該規范的限值，僅就計算結果而言，當活動軌枕間距達到650mm時，梁端伸縮裝置各主要部件的振動加速度均大幅增長，可認為該方案在主梁收縮條件下支承梁剛度稍有不足［8］。

5車輛動力響應分析結果

由于所有工況下車輛運行安全性指標均滿足規范要求，此處僅給出車輛的運行平穩性評判結果，見表3。由表3可知，梁端附近區域軌道結構變形的差異造成了局部附加不平順，在此不平順影響下，部分工況的車體振動加速度瞬時超限，但由于持續時間很短，沒有對乘坐舒適度產生顯著影響［9，10］。

6結論

（1）受梁端折角、自身剛度以及橋面振動影響，梁端伸縮裝置與兩側主航道橋、鋼桁梁橋上軌道結構變形存在差異，導致在梁端附近區域出現了局部不平順，造成了對車輛和伸縮裝置的沖擊，使得部分工況下車輛振動加速度超限，支承梁的加速度在主梁收縮工況下也明顯偏高。（2）主梁收縮時，即活動枕中心距為650mm時，梁端伸縮裝置的支點間距為2．6m，較大的跨度導致其動力響應最大，相應的車輛響應也最為不利，而其中，又以SS8牽引雙層客車的工況對伸縮裝置的沖擊最為顯著。但由于局部沖擊持續時間很短，因此僅造成了車體振動加速度的瞬間超限，對乘坐舒適度未產生顯著影響。（3）根據梁端伸縮裝置和車輛的動力響應分析結果，在主航道橋收縮工況下支承梁剛度偏弱，建議適當予以加強，最終的梁端伸縮裝置設計方案對結構參數進行了調整，適當提高了剛度。

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［8］鐵運函［2004］12號，鐵路橋梁檢定規范［S］．（TYH［2004］No．120，SpecificationforVerificationofRailwayBridges［S］．）

［9］TB／T2360－93，鐵道機車動力學性能試驗鑒定方法及評定標準［S］．（TB／T2360－93，TestAccreditationMethodsandE－valuationCriteriaforDynamicPerformanceofRailwayLocomotives［S］．）

［10］GB5599－85，鐵道車輛動力學性能評定和試驗鑒定規范［S］．（GB5599－85，RailwayVehicles—SpecificationforDynamicPerformanceEvaluationandTestAccredita－tion［S］．

作者：高芒芒 臧曉秋 熊建珍 單位：中國鐵道科學研究院