城際鐵路梁端位置扣件間距最大值研究

馮杜煬,劉亞林

(1.中鐵工程設計咨詢集團有限公司,北京 100055； 2.中鐵四局集團有限公司,合肥 230023)

1 研究背景

隨著我國城市化進程的加速，相鄰城市間和城市群之間的城際鐵路由于其具備快速、大運量、安全舒適等優點，逐漸成為大都市圈城市公共交通的骨干和主體，如長三角寧杭城際、滬寧城際，珠三角莞惠城際、廣珠城際等。目前我國城際鐵路設計速度一般為200 km/h，城際鐵路軌道系統普遍采用現澆的雙塊式軌道結構，由于城際鐵路相較高速鐵路曲線半徑較小[1]，雙塊式無砟軌道施工控制不嚴等原因[2]，在施工及驗收過程中，橋梁段梁縫位置扣件節點間距存在個別超過700 mm的情況。TB10082—2017《鐵路軌道設計規范》規定，高速及城際鐵路扣件間距不宜大于650 mm，特殊情況下超過限值，應進行設計檢算，且不宜連續設置[3]。既有文獻主要分析了軌道結構的動力學響應，提出了扣件間距最大值宜為725～750 mm[4]。由于軌枕間距直接影響車輛在軌道結構走行時的行車安全及舒適，有必要在分析軌道動力學響應的同時，對列車行車安全和舒適性也進行全面分析[5]，進而判斷最大扣件間距允許值。以珠三角地區某時速200 km城際鐵路為例，分析了無砟軌道梁端位置扣件間距的最大允許值。

1.1 原因分析

軌枕間距超出設計要求值主要有以下原因。

(1)梁縫平面扇形原因

城際鐵路多建在城市群，沿線經濟發達，受地形條件的限制，選線時3 000 m以下曲線半徑難以避免。根據TB 10623—2014《城際鐵路設計規范》，線路平面困難條件下最小曲線半徑為2 000 m。在曲線上架設橋梁時，因現行簡支梁通用圖為直線梁，在曲線上布置簡支梁時會形成扇形口梁縫。以半徑為2 000 m的小半徑曲線，32 m雙線簡支梁為例，曲線橋梁布置采用平分中矢法，標準梁縫為100 mm，曲線外側股道中心線位置梁端扣件間距即為750 mm。因此，若施工時梁端處外側線路兩側軌枕間距不注意調整，易造成扣件節點間距大于700 mm情況。

(2)梁體溫度收縮原因

城際鐵路一般標準梁縫為100 mm，由于溫度變化引起梁體收縮，會導致梁縫間距變大，進而導致梁端扣件間距加大。由于連續梁梁長一般均在100 m以上，溫度變化是連續梁處軌枕間距較大的主要影響因素。

(3)施工誤差原因

CRTS雙塊式無砟軌道采用軌排支撐架法施工，軌排架間距調節或控制不準，易造成梁端處軌枕間距較大的情況。

1.2 分析思路

結合城際鐵路設計經驗，扣件節點設計值一般為650 mm，實際施工時，梁端處軌枕間距由于上述分析，個別存在大于700 mm情況。為探究梁縫處軌枕間距最大值，結合既有設計經驗，本文扣件節點間距研究范圍為740～800 mm(級差20 mm)。通過建立車輛-軌道-橋梁動力學耦合模型的方法，對軌道動力學指標、行車安全性指標及行車穩定性指標進行計算[5]，通過與標準限值進行對比，判斷相應節點間距是否滿足規范要求，進而為后續設計及工程驗收提供參考。

除動力學相關指標外，還從安全角度考慮，采用靜力學模型對梁端位置斷軌時鋼軌彈性擠開量進行計算，以確保行車安全。

2 有限元分析模型

2.1 模型建立

本文模型分析采用CRH6型城際鐵路動車組建立整車模型。軌道采用CRTS雙塊式無砟軌道，軌道結構由60 kg/m鋼軌、WJ-8B型扣件、道床板、底座組成。鋼軌采用實體單元模擬[6]，扣件采用WJ-8B型扣件，靜剛度為26 kN/mm，剛度動靜比按1.4考慮，扣件采用彈簧阻尼單元模擬[7]。道床板采用C40鋼筋混凝土，每塊道床板長度為5～7 m。一般位置扣件節點間距為650 mm，梁縫位置分工況進行特殊布置。線下橋梁采用實體單元建模[8]，橋梁與道床底座采用“tie”約束[9]，橋梁支座采用彈簧阻尼單元模擬[10]。軌道、車輛模型參數選取見表1～表3。

表1 有限元模型部件材料參數[11]

表2 有限元模型WJ-8B扣件參數

表3 有限元模型車輛指標選取參數[12]

橋梁斷面及橋梁支座位置示意見圖1。

圖1 橋梁斷面及支座位置示意(單位：mm)

建成后車輛-軌道-橋梁有限元模型如圖2所示。

圖2 車輛-軌道-橋梁有限元模型

列車通過斷縫，順車軌受到列車橫向水平力的作用而彈性擠開，若該值較大，列車順車通過時就有可能發生輪緣撞擊迎車軌軌端從而導致列車傾覆。本文在動力學模型的基礎上，建立鋼軌靜力學模型，鋼軌采用實體模型并于端部施加橫向靜荷載。考慮列車高速運行時產生的輪軌水平力較小，根據實測數據，考慮安全余量，該橫向荷載取值40 kN[13]。

2.2 模型驗證

為驗證模型的準確性，選取深圳地鐵11號線(設計時速120 km，地鐵A型車，軸重16 t，扣件為DT-Ⅲ型扣件，普通圓形隧道整體道床)進行實測數據與模型計算數據驗證。選取深圳車公廟至紅樹灣區間左線含輪軌垂向力、橫向力，脫軌系數，輪重減載率，鋼軌垂向位移5個實測數據與模型計算數據進行對比，對比結果見表4。

表4 模型計算與實測數據對比

由表4可知，利用車輛-軌道-橋梁有限元模型計算得出的結果均在實測數據范圍，因此可采用該模型對本工程相關數據進行預測。

2.3 計算指標選取

動力學評價指標分為3類：鋼軌結構各部分動力學指標(動位移、加速度、動應力)，行車平穩性評價指標(車體垂向加速度、車體橫向加速度)，行車安全性評價指標(輪軌垂向力、輪軌橫向力、脫軌系數、輪重減載率)及鋼軌彈性擠開量指標。

2.3.1 軌道結構動力學指標

(1)鋼軌垂向及橫向位移、加速度

鋼軌垂向位移、橫向位移、垂向加速度、橫向加速度均根據高速鐵路工程動態驗收相關規范進行選取。具體取值見表5。

表5 計算指標及其限值匯總

(2)鋼軌動彎應力

鋼軌動彎應力是鋼軌在列車動荷載作用下產生的彎曲應力值，其數值不應超過鋼軌的容許應力值。城際鐵路鋼軌采用60 kg/m軌，U71MnG材質，其屈服強度為457 MPa，容許應力為457 MPa/1.3=351 MPa[14]。根據TB 10015—2012《無縫線路設計規范》，無縫線路鋼軌強度檢算應滿足下述公式要求

σd+σt+σf+σz=[σ]≤σs/K

(1)

σd=[σ]-(σt+σf+σz)

(2)

式中，σs為鋼軌屈服強度；[σ]為鋼軌容許應力；K為安全系數，取1.3。結合城際鐵路橋梁相關參數，σf為鋼軌最大附加應力，取值為29.15 MPa。σz為最大牽引(制動)應力，取值為15.00 MPa。σt為鋼軌最大溫度應力，以珠三角地區為例，該值取93.86 MPa。將上述數值代入式(2)，得動彎應力允許最大值為213 MPa[15]。

(3)扣件上拔力

城際鐵路無砟軌道扣件選用WJ-8B型扣件，WJ-8B型扣件節點允許上拔力不應大于18 kN[16]。

2.3.2 行車平穩性指標

列車行車平穩性指標主要為車體的垂向、橫向加速度。其取值主要根據TB 10423—2014《城際鐵路設計規范》[17]及TB/T 3355—2014《軌道幾何狀態動態檢測及評定》[18]。

2.3.3 行車安全性指標

行車安全性指標包括輪軌垂向力、脫軌系數及輪重減載率。結合TB 10761—2013《高速鐵路工程動態驗收技術規范》[19]，本文限值取值見表5。

2.3.4 鋼軌彈性擠開量

根據中國鐵道科學研究院主持的部控科研項目《客運專線無碴軌道無縫線路設計標準的研究》(鐵建技(2005)第13號)研究成果，本文考慮安全儲備，取安全系數1.3，彈性擠開量允許值[δ]=8.8 mm[20]。

2.3.5 計算指標限值匯總(表5)

3 檢算數據與分析

3.1 檢算數據匯總

計算結果及相關評價指標的數值統計匯總見表6。為便于與規范限值比較，在最右側一列表示出各指標的限值。

表6 不同速度下各指標計算值匯總

3.2 數據分析3.2.1 軌道結構動力學指標

結合表6數據可知，隨著扣件節點間距由740 mm變為800 mm，鋼軌垂向位移由1.27 mm增大為1.52 mm，鋼軌垂向位移與扣件節點間距呈正比。當扣件節點間距為800 mm時，鋼軌垂向位移超出規范基準值1.5 mm。鋼軌橫向位移由0.16 mm變化為0.19 mm，滿足規范要求(1.5 mm)。

隨著扣件節點間距由740 mm變為800 mm，鋼軌垂向加速度由1 181.34 m/s2增加至1589.56 m/s2，鋼軌垂向加速度與扣件節點間距呈正比關系。鋼軌橫向加速度變化率則相對較小，但扣件節點間距為780～800 mm時則顯著增大。總體而言，鋼軌垂向和橫向加速度，均小于規范限值5 000 m/s2。

鋼軌動彎應力與扣件節點間距呈正比，計算數值均滿足要求。扣件上拔力隨扣件節點變化則由8.86 kN變為18.4 kN，扣件上拔力與節點間距基本成正比例關系。WJ-8B型扣件單個扣件上拔力最小值為18 kN，扣件節點間距為800 mm時，計算上拔力為18.4 kN，大于扣件最小上拔力要求，不滿足使用需求。

軌道動力學指標計算結果表明，梁端位置軌枕間距為800 mm時，鋼軌垂向位移及扣件上拔力均超過規范限值。針對軌道動力學指標而言，軌枕間距應小于800 mm。

3.2.2 行車平穩性評價指標

隨著扣件節點間距由740 mm變為800 mm，車體垂向加速度由0.62 m/s2增大為1.05 m/s2。扣件節點間距為800 mm時，車體垂向加速度超出規范要求1.0 m/s2，不滿足規范要求。值得注意的是，扣件節點間距為780 mm時，車體垂向加速度為0.97 m/s2，接近限值1.0 m/s2。從安全角度考慮，建議扣件節點間距應小于780 mm。數據顯示車體橫向加速度變化與扣件節點變化相關性不明顯，且均滿足規范要求的0.6 m/s2。

行車穩定性指標計算結果表明，梁端位置軌枕間距應小于780 mm。

3.2.3 行車安全性評價指標

隨著扣件節點間距由740 mm變為800 mm，輪軌垂向力由103.69 kN變化為138.7 kN，輪軌垂向力與扣件節點呈正比關系。扣件節點間距在740～800 mm范圍輪軌垂向力均滿足規范要求(170 kN)。脫軌系數則由0.14增加至0.23，與扣件節點間距呈正比關系，均滿足規范限值0.8。輪重減載率則由0.18變為0.23，變化幅度較小，均滿足規范限值0.6。

行車安全性指標計算結果表明，軌枕間距位于740～800 mm時，均可保證列車通過時的行車安全。

3.2.4 鋼軌彈性擠開量評價指標

隨著扣件節點間距由740 mm變為800 mm，彈性擠開量由8.69 mm增加至9.60 mm，針對本文計算的4種扣件間距，扣件間距應小于760 mm可以滿足彈性擠開量指標要求。對扣件間距為750 mm進行試算，其彈性擠開量δ=8.75 mm<[δ]=8.8 mm。

針對斷軌時的彈性擠開量指標計算結果，梁端位置的單個軌枕間距應不大于750 mm。

4 結論

本文在既有文獻針對軌道動力學相關指標計算的基礎上，通過有限元軟件建立了橋梁-軌道-車輛動力學耦合模型，對梁端位置單個軌枕間距取值為740～800 mm時，軌道結構動力學響應，行車安全性及平穩性，鋼軌彈性擠開量合計12項指標進行了分析計算。計算結果表明，時速為200 km的城際軌道交通線路，梁端位置單個軌枕間距最大值建議按不大于750 mm控制。