城市軌道鋼彈簧浮置板隔振器設置方案研究

范先知

(中鐵十五局集團路橋建設有限公司 江蘇南京 210031)

1 引言

城市地鐵軌道減振降噪形式越來越多，從傳統采用軌道扣件進行普通、中等減振，到現在的高等、特殊減振道床“鋼彈簧浮置板”技術。鋼彈簧浮置板道床是近年來地鐵行業采用的一種新型高等級軌道隔振主流技術裝置，是將具有一定參振質量的鋼筋混凝土道床板懸浮固定于特定剛度的阻尼彈簧隔振器上[1]，構成“質量-彈簧”隔振系統，具有三維彈性和穩定性，且能抑制和吸收固體聲傳導，從而減小軌道交通對周邊環境振動和噪聲影響。本文對鋼彈簧浮置板道床隔振器設置進行調整優化分析，以達到提高減振效果，提升列車運行平穩性的目的。

2 工程概況

合肥市軌道交通4號線為一條西至東北方向L型“骨干線”，線路全長35.7 km，全部為地下線。西側起于雞鳴山站，北端止于東方大道站。單線鋪軌長度92.754 km，其中特殊減振長度為2.272 km，高等減振長度為1.828 km。特殊及高等減振道床均采用鋼彈簧浮置板形式。鋼彈簧浮置板軌道結構是一種特殊減振軌道結構形式[2]，由道床板、基底、鋼彈簧隔振器、剪力鉸、密封條、水平限位裝置、鋼軌與扣件等組成，如圖1所示。將具有一定質量和剛度的混凝土道床板置于鋼彈簧隔振器上，構成質量-彈簧-隔振系統。鋼彈簧浮置板按阻尼不同分為液體阻尼和固體阻尼兩種，分別適用于特殊減振和高等減振道床[3]。鋼彈簧浮置板道床系統對于輪軌振動隔振效率可達到95%。

圖1 鋼彈簧浮置板道床橫斷面

3 原設計方案

標準道床板原設計方案長度為25 m，板厚340 mm，板端隔振器采用加密布置，垂向剛度為5.33 kN/mm；板中隔振器按2～3間距布置，垂向剛度為6.66 kN/mm。板下總剛度為229.12 kN/mm。隔振器按照1-1-3-2-3-2-3-2-3-2-3-2-3-2-3-2-3-1方式，沿左、右軌對稱布置(數字代表間隔軌枕數量)，整板用隔振器數量共計36個，其中板端用隔振器8個、板中用隔振器28個，如圖2所示。

圖2 標準板原設計隔振器布置(單位:mm)

4 方案優化原因

4.1 隔振器形式不統一

原25 m標準板設計方案板端和板中用隔振器垂向剛度分別為5.33 kN/mm和6.66 kN/mm，形式不統一，給施工及后期維護增加了難度，且數量較多、整板重量較大，對施工影響較大。

4.2 板端平順性較差

原標準板隔振器垂向剛度為6.66 kN/mm及5.33 kN/mm，其中6.66 kN/mm剛度隔振器用于浮置板板中位置，5.33 kN/mm剛度隔振器連續兩組布置于浮置板板端位置，經計算及線上實測結果顯示:浮置板端垂向位移較小，存在剛度突變，不利于浮置板間平順性[4]。根據測試結果分析，浮置板板端隔振器并排加密造成剛度突變，板端位移與板中位移差值較大，最大值超過1 mm，不利于行車平穩性。為提高浮置板間平順性，需對浮置板隔振器布置方式進行優化。

4.3 減振效果有提升空間

鋼彈簧浮置板軌道結構是具有一定質量和剛度的混凝土道床板置于鋼彈簧隔振器上，構成的質量-彈簧-隔振系統[5]。由隔振器進行調諧、吸收能量，達到減隔振的目的。

該質量-彈簧系統固有頻率可采用豎向單自由度模型簡化計算:

式中:K為浮置板系統隔振器豎向剛度；M為浮置板系統質量。

浮置板系統頻率一般為6～16 Hz，在此范圍內，固頻越低減振效果越好。浮置板隔振系統的設計原則為:應使浮置板結構垂向頻率低于地鐵車輛運行時的激振頻率倍以下，方可起到隔振作用。

上述理論基于單自由度理想模型，工程中實際浮置板下隔振器數量較多，為多自由度體系。對于多自由度浮置板系統，其板下隔振器分配應盡可能均勻，使浮置板在豎直方向變形均勻，近似于一個整體，才更接近于豎直方向上的單自由度體系[6]。而現有浮置板板端隔振器加密布置，剛度較大，容易形成類似于兩端簡支的梁模型，浮置板自重下垂向變形更接近于彎曲而不是豎直方向的上下平動，不利于浮置板配重整體減振。

5 優化方向

5.1 隔振器布置方案優化

根據現有隔振器布置方案存在的問題，經多方案仿真計算和比選，提出優化方案如下:

優化隔振器布置，以25 m標準板為例，隔振器按1-2-3-3-3-3-3-3-3-3-3-3-3-3-2方式，沿左、右軌對稱布置(數字代表間隔軌枕數量)，整板用隔振器數量共計30個。優化后隔振器布置如圖3所示。

圖3 標準板隔振器優化布置(單位:mm)

5.2 隔振器選型優化

根據仿真計算結果，隔振器垂向剛度統一采用7.5 kN/mm。隔振器通過型式檢驗和鐵科院各項測試，各項指標(剛度、阻尼及疲勞性能等)均滿足設計要求[7]，已在成都、洛陽等城市軌道交通線路應用，運行情況良好。

6 仿真計算與分析

6.1 三維建模

采用有限元軟件建立車輛-軌道-浮置板-隧道-土體耦合三維動力有限元模型，對浮置板工作性能進行仿真計算。采用大土體結構建模，基底和土體均采用實體單元模擬，其中土體采用Mohr-Coulomb模型，基底采用線彈性模型。假設土體與基底之間接觸良好，不考慮結構間相對位移[8-9]。

6.2 標準浮置板動力響應

采用液體阻尼鋼彈簧，彈條為DTⅥ2型扣件，扣件靜剛度約30～35 kN/mm。

(1)垂向位移

經計算列車經過鋼彈簧浮置板道床時，浮置板動態最大垂向位移為2.81 mm，鋼軌動態最大垂向位移為3.67 mm，滿足《浮置板軌道技術規范》(CJJ/T 191—2012)中“浮置板豎向位移不應大于3 mm及鋼軌垂向位移不應大于4 mm的要求。

(2)減振效果

①固有頻率

浮置板固有頻率可采用豎向單自由度模型簡化計算。

根據式(1)，得出矩形隧道內標準板固有頻率為8.46 Hz。

②分頻最大Z振級

對普通整體道床及浮置板整體道床隧道壁垂向加速度進行傅里葉變化，可得到普通道床斷面、浮置板斷面隧道壁垂向振動加速度級對比，如圖4所示。

圖4 浮置板隧道壁垂向加速度級對比

由圖4可知，浮置板道床相對于普通道床，在整個頻段范圍內隧道壁垂向振動衰減效果明顯。

③最大Z振級VLZmax

按照GB/T 13441.1—2007計權得到普通整體道床VLZmax、浮置板道床VLZmax、浮置板道床相對于普通整體道床的隧道壁振動差值ΔVLZmax，見表1。

表1 浮置板道床隧道壁垂向VLZ max和ΔVLZ max

按相關規范計權得到的普通整體道床隧道壁VLZmax為 85.82 dB，浮置板道床隧道壁VLZmax為66.76 dB，兩者振動差值ΔVLZmax為19.06 dB＞16 dB，滿足不低于16 dB的要求。

6.3 行車安全性

通過軟件計算分析脫軌系數、輪重減載率，結果見圖5、圖6。

圖5 脫軌系數計算結果

圖6 輪重減載率計算結果

線段脫軌系數最大值為0.203＜1.0，曲線段輪重減載率最大值為0.14＜0.6。均滿足滿足規范《鐵道機車動力學性能試驗鑒定方法及評定標準》規定的容許范圍第一限值要求[10]。綜上所述，優化設計方案安全性符合設計要求。

6.4 舒適度分析

(1)車體加速度

由圖7、圖8可知，列車經過浮置板時，車體橫向加速度最大為0.146 m/s2，即0.015 g；車體垂向加速度最大值為0.093 m/s2，即0.009 g。車體振動加速度均在原鐵道部《鐵路線路修理規則》(鐵運[2006]146號)及《城市軌道交通初期運營前安全評估技術規范 第1部分:地鐵和輕軌》(交辦運[2019]17號)中容許限值0.1 g和0.06 g范圍內。

圖7 車體橫向加速度曲線

圖8 車體垂向加速度曲線

(2)Sperling平穩性指標

根據《鐵道車輛動力學性能評定和試驗鑒定規范》，垂向和橫向平穩性采用相同的評定等級[11]。由前文車體加速度計算得出浮置板sperling平穩性指標W＝1.98＜2.5，屬于一級平穩，平穩性優。

6.5 平順性分析

優化后標準板垂向剛度更為均勻，浮置板板端與板中垂向位移值較為接近。優化后板中垂向位移最大值為2.81 mm＜3.0 mm；板端垂向位移值為2.6 mm＜3.0 mm，二者差值為0.21 mm，浮置板平順性及整體性更好。

6.6 減振效果分析

優化前后減振效果對比結果見表2。

表2 方案減振效果對比

由計算結果可知，優化后浮置板減振效果略有提升。

6.7 優化前后指標對比情況匯總

計算結果及其他參數進行優化后，對比結果見表3。

表3 優化方案效果對比

7 結束語

通過對比可以看出，鋼彈簧浮置板隔振器設置方案優化后具有以下特點:

(1)通過浮置板板下豎向剛度均勻化及適當提高隔振器剛度等優化設計，鋼彈簧浮置板整體性更好。

(2)通過優化改善浮置板系統剛度配置，浮置板豎向位移及不同位置位移差得到優化，浮置板系統平順性得到改善，行車安全性和舒適性良好，符合設計要求。

(3)優化設計后系統固有頻率和豎向總剛度略有降低，減振效果更好。有條件地段如適當增加板厚，減振效果可增加1～1.5 dB左右[12]。

(4)減少了鋼彈簧隔振器型號種類，施工工程量減小，同時減少了運營維護工作量，提高了運營維護工作效率。

(5)通過系統優化設計，有利于提高施工速度，減少施工工期。

(6)系統優化設計符合當前行業技術發展趨勢，目前優化后的隔振器及布置形式已應用于合肥地鐵4號線、5號線等項目。