考慮軌道傷損的列車-無砟軌道-橋梁系統動力特性

閆斌 謝浩然 潘文彬

摘要： 為探討橋上無砟軌道損傷對列車-軌道-橋梁系統動力響應的影響規律，基于車輛-軌道-橋梁耦合動力學原理，基于ANSYS+SIMPACK聯合仿真，建立了考慮墩臺縱向支座剛度、軌道結構及層間接觸特性的雙線32 m簡支箱梁橋CRTSⅢ型無砟軌道空間動力學模型。研究了時速200 km列車通過條件下，扣件傷損及軌道板和底座板間離縫對車橋系統動力響應的影響規律。研究表明：單個扣件失效對軌道動力響應影響有限，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點反力增大明顯;扣件連續失效對系統整體影響更大，其中相鄰且對側扣件失效影響最大;自密實混凝土沿軌道板橫向完全脫空后，縱向離縫長度越大，對系統動力響應的影響也越大;相鄰軌道板端部自密實混凝土都沿橫向完全脫空對系統動力響應影響最大，軌道結構與橋梁結構的垂向加速度、豎向位移均增幅最大，增勢最快;離縫長度1.2 m，輪重減載率接近限值，繼續增加至1.6 m時，列車將脫軌;軌道板和橋梁的豎向振動隨著離縫長度的增大顯著增大，振動驟增會對軌道以及橋梁的耐久性產生不利影響，建議離縫長度檢修限值可設為1.2 m，并應重點關注軌道板端部自密實混凝土界面脫空情況。

關鍵詞： 軌道工程; 動力響應; 簡支橋梁; 板邊離縫; 扣件損傷

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

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

引 言

中國高速鐵路網中，橋梁占比平均達50%以上，其中90%的橋梁為32 m雙線無砟軌道簡支梁[1]。為消除鋼軌接頭帶來的輪軌動力沖擊，減少后期養護工作量，通常采用無砟軌道無縫線路。如中國具有自主知識產權的橋上CRTSⅢ型單元板式無砟軌道，其采用分塊式結構，底座板與自密實混凝土層間設置中間隔離層[2]，利用限位擋臺傳遞軌道縱橫向荷載。

國內外學者已針對列車作用下的無砟軌道的靜動力學性能進行了較為廣泛的研究，涉及土質路基[3-4]、簡支梁[5]、鋼混梁[6]等不同下部基礎，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]等損傷對無砟軌道靜動力學性能的影響[13-14]。孫璐等[15]基于有限元理論建立了CRTSⅢ型板式無砟軌道結構，進行列車靜荷載作用下結構靜力特性分析，但未考慮列車動載荷對軌道動力特性的影響。宋小林等[10]利用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件建立了CRTSⅢ型無砟軌道動力有限元模型，分析了板邊離縫對軌道結構沖擊動力特性的影響規律，將列車模型簡化為單輪對結構，動力響應中未充分考慮車輛自由度。鑒于CRTSⅢ型板式無砟軌道的特殊結構與傳荷性能，對動荷載作用下橋上CRTSⅢ型無砟軌道系統動力性能及時域特征研究仍相對較少，扣件傷損與板下離縫條件對系統動力響應的影響規律仍不明確。

為研究無砟軌道損傷對列車作用下橋上CRTSⅢ型無砟軌道系統動力響應的影響規律，運用車輛-軌道-橋梁耦合動力學原理，以成灌線上某32 m簡支箱梁橋為例，采用ANSYS+SIMPACK聯合仿真，建立考慮下部結構剛度、限位擋臺、無砟軌道及軌道層間接觸特征的橋上CRTSⅢ型板式無砟軌道空間動力學模型[16]。在此基礎上，進行模態響應分析，探討軌道結構損傷對系統動力特性的影響，分析時速200 km列車作用下扣件傷損及軌道板下離縫組合工況對車-軌-橋系統動力性能的影響規律。

1 列車-軌道-橋梁多體動力學仿真模型

1.1 車-橋系統耦合振動模型 ?將鋼軌視為Timoshenko梁，與下部軌道-橋梁系統視為單層彈性點支承接觸以模擬真實情況，并用彈簧模擬WJ-8扣件三向剛度與阻尼約束，混凝土底座板結構通過參振質量的形式在橋梁動力學模型中予以考慮，自密實混凝土當作彈性墊層與周圍結構通過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，在系統耦合動力分析中予以采用。

1.2 車輛動力學模型

基于中國CRH3型列車，建立了多體動力學車輛模型，由剛體+彈簧+阻尼器構成。主要組成有4個輪對、2個轉向架、1個車體以及一、二系的懸掛系統， 車體和轉向架均具有沉浮、橫移、側滾、點頭、搖頭5個自由度，輪對有沉浮、橫移、側滾、搖頭4個自由度，即模型共有31個自由度。各元件采用力元（Force Element）連接，高速動車組參數參見文獻[18]。

1.3 Ⅲ型軌道-橋梁有限元模型

按照固定+活動方式布置箱梁支座約束，考慮彈簧模擬墩臺縱向剛度，建立了限位擋臺與層間連續接觸的CRTSⅢ型板式無砟軌道雙線箱梁空間仿真模型（如圖2所示），對底座、軌道板兩端進行約束，節點耦合，各層之間采用Target170單元模擬3D剛性“目標”面，Contact174單元模擬3D柔性“接觸”面，通過設置“接觸對”模擬實際面-面接觸。鋼軌采用Beam188梁單元模擬，扣件系統采用Combin14線性彈簧單元模擬，軌道板、自密實混凝土層、底座板、箱梁均采用Solid45實體單元模擬，墩臺采用Combin14彈簧單元等效模擬。軌道模型共6塊預制單元軌道板，采用5.6 m和4.925 m兩種規格，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32.6 m。根據中國《高速鐵路設計規范》[16]，雙線簡支梁橋墩臺縱向剛度取35000 kN/m，扣件系統采用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。相關參數設置如表1所示。

2 耦合動力學模型驗證

高速鐵路列車以250 km/h速度通過簡支箱梁上板式無砟軌道，將動力學分析結果分別與原鐵道部科技司授權軟件TTBSIM計算結果和沙河特大橋系統的現場試驗結果進行比對[19]。設置列車行駛速度為250 km/h，積分時間為3 s，積分步長取0.001 s進行離線計算。

計算分析得到車輛、橋梁動力學結果如表2所示，其中列車和被測橋梁動力響應均為計算和實測的最大值。

從表2的比對結果可以看出，受限于簡化的數學模型、數值分析方法和實際環境的隨機性，跨中豎向動撓度和加速度峰值存在一定差異，總體上，本文計算結果與TTBSIM軟件以及沙河特大橋實測值分布規律基本吻合，證明本文聯合仿真中實體三維耦合模型是正確的。

3 扣件失效對車-軌-橋系統動力性能影響 ?針對軌道系統中可能出現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），設置多個工況，研究單個扣件失效、對側扣件失效、相鄰且對側扣件失效、間隔且對側扣件失效等工況下， 200 km時速列車作用下系統各結構受力以及加速度等動力響應。

3.1 單個扣件失效

圖4為單個扣件失效（工況1）的情況下系統動力響應對比。可以看出，工況1中，輪軌豎向力極值幾乎沒有變化，且均在軌縫處出現激增，增幅約6.3%;另外，車體垂向加速度和構架垂向加速度變化也不明顯;失效扣件處鋼軌節點反力增大明顯，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%;針對軌道板與橋梁結構，其垂向動加速度變化不明顯。由此，工況1中單個扣件失效對于列車系統動力響應影響有限，列車行駛平穩性和安全性依然能得到保證;對軌道結構動力特性影響較大，鋼軌節點反力顯著增大;對下部橋梁動力響應影響有限。

3.2 扣件失效組合

基于現實環境，在列車-軌道-橋梁動力耦合系統中，還有可能出現多個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（如圖5所示）。

分析表3可以看出，軌道結構中鋼軌豎向位移在各組扣件失效的工況中都會變大，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%，達到了3.3 mm，這時已經超過2 mm規定限值;工況3中軌下扣件失效處，鋼軌結構垂向加速度增大了近乎2.3倍，達到46.8g，相鄰鋼軌節點的反力也從19.4 kN增至48.7 kN，增幅1.5倍，對比之下，工況1，2，4中各系統響應相對增加較小;另外，車體、轉向架和軌道板結構在失效扣件處的垂向加速度只有小幅波動，幾乎不變。此外，橋梁的豎向位移和垂向加速度在扣件沒有連續失效情況下變化不明顯，而在工況3時，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，可見鋼軌扣件失效雖然對于列車行駛的平穩性、舒適性影響較小，但是卻增大了鋼軌、軌道板和橋梁結構的豎向位移，長此以往對車橋系統帶來的累計損傷不容忽視。

4 板下離縫組合對車-軌-橋系統動力性能影響 ?在自密實混凝土未全部貫通軌道板情況下，對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范圍內全部脫空，充分考慮在離縫位置組合下離縫長度對耦合系統動力學特性影響。如圖6所示，行車速度200 km/h下，設置三種工況，離縫縱向長度分別取0.5，0.8，1.0，1.2，1.4，1.6 m，進行對比性研究。

4.1 車輛動力特性

圖7為三種離縫工況下，部分車輛系統動力性能對比。由圖7（a）可以看出，在離縫長度不超過0.5 m情況下，各工況下車體垂向加速度變化均不明顯;當離縫長度超過0.5 m時，隨著離縫長度增大，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增長趨勢基本一致，且當離縫長度達到1.6m時，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，在離縫長度不超過0.5 m時，各組工況下輪軌豎向力極值變化均不甚明顯;當超過0.5 m時，輪軌豎向力最大值呈增大趨勢，而輪軌豎向力最小值則呈遞減趨勢。其中工況2下極值變化幅度最大，離縫長度1.6 m時，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，表明已經脫軌。

4.2 軌道動力特性

表4給出了離縫組合下，軌道系統動力性能積分計算結果。

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，離縫導致的結構豎向振動越大，對軌道整體動力響應性能的影響也越大。

4.3 橋梁動力特性

提取箱梁振動數據，圖9反映了離縫組合下橋梁力學性能。

圖9（a）中可以看到，隨離縫長度增大，三種工況下橋梁豎向位移均呈增大的趨勢，但都遠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與橋梁豎向位移類似，都在工況2中增幅最大，增勢最快，從0.41 m/s2增大到3.01 m/s2，滿足3.5 m/s2限值。結合圖7，在離縫長度達到1.2 m后，輪重減載率已經接近限值。離縫長度達到1.4 m后系統動力響應劇烈，離縫長度達到1.6 m時，列車已經脫軌，建議控制離縫長度不超過1.2 m。

5 結 論

本文基于有限元軟件ANSYS與動力學分析軟件SIMPACK，建立了考慮墩臺縱向支座剛度、軌道結構特點及層間接觸特性的雙線簡支箱梁橋上CRTSⅢ型板式無砟軌道空間耦合模型。研究了200 km/h列車過橋速度下扣件失效、離縫組合工況下系統的位移與力學性能。得到的主要結論包括：

（1） 單個扣件失效對于列車動力響應性能影響有限，列車行駛安全平穩性依然能夠得到保證;對橋梁動力響應影響較小;對軌道結構動力特性影響較大，其中失效扣件位置鋼軌豎向位移和節點反力增大明顯，會影響軌道結構的安全性與耐久性。

相較與單個扣件失效工況，扣件連續失效對于系統影響更大，其中相鄰且對側扣件失效工況下影響最大，在檢修工作時應予以關注。

（2） 離縫組合工況下，自密實混凝土沿軌道板端部橫向完全脫空后，縱向離縫長度越大，對系統動力響應性能的影響也越大。以軌道板一端自密實混凝土脫空工況為例，離縫長度不超過1.0 m，影響較小;當離縫長度超過1.0 m時，特別是當離縫長度達到1.6 m，輪重減載率已接近限值，影響列車行駛的安全性。與脫空長度1.0 m相較，軌道板垂向加速度增幅很大，達到90.1%，對軌道結構耐久性產生影響。

相鄰軌道板端自密實混凝土都沿橫向完全脫空工況對系統動力響應的影響是最大的。其中，縱向離縫長度達到0.5 m時，車-橋系統各動力響應參數顯著增大，接近1.2 m時列車輪重減載率急劇接近限值。

軌道板和橋梁結構的豎向振動隨著離縫長度的增加也明顯增大，雖然在限值范圍以內，但是豎向振動驟增會對軌道以及橋梁服役耐久性產生不利影響，建議離縫長度檢修限值可設為1.2 m，重點關注相鄰軌道板端部板縫處自密實混凝土脫空情況。

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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