地震條件下高速鐵路橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)安全閾值

張　騫，李紅梅，馬　莉，宣　言，萬　家

(1.青島大學(xué) 機電工程學(xué)院，山東 青島　266071；2.中國鐵道科學(xué)研究院 鐵道科學(xué)技術(shù)研究發(fā)展中心，北京　100081)

接觸網(wǎng)是電氣化鐵路的主要組成部分，擔(dān)負(fù)著向電力機車輸送電能的重要任務(wù)[1-3]。由于接觸網(wǎng)沿鐵路線露天架設(shè)，線長、點多，而且由于其自開通之日起就擔(dān)負(fù)著繁忙的運輸任務(wù)，使用條件苛刻，無備用線路。地震發(fā)生時，如果接觸網(wǎng)支柱倒塌、接觸網(wǎng)斷線，后果都是災(zāi)難性的，往往會造成巨大的經(jīng)濟損失和交通事故。

目前，我國鐵路在接觸網(wǎng)結(jié)構(gòu)設(shè)計中，一般只是將風(fēng)、自重、覆冰作為接觸網(wǎng)結(jié)構(gòu)承載力的控制荷載，TB 10009—2005《鐵路電力牽引供電設(shè)計規(guī)范》中并未對接觸網(wǎng)抗震做出相應(yīng)規(guī)定，且也未見地震作用下接觸網(wǎng)系統(tǒng)響應(yīng)及其抗震安全閾值等方面研究的相關(guān)文獻(xiàn)報道。從日本高速鐵路運營經(jīng)驗看，該國雖然在1982年制定了《電力牽引線路設(shè)備抗震設(shè)計指南》，規(guī)定對接觸網(wǎng)系統(tǒng)要進行抗震設(shè)計，但在中小烈度地震情況下，仍發(fā)生過諸多橋梁區(qū)段接觸網(wǎng)立柱垮塌、定位器斷裂等接觸網(wǎng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)破壞事故，這主要是由于采用該規(guī)范對于橋梁區(qū)段接觸網(wǎng)系統(tǒng)進行地震響應(yīng)分析時，未綜合考慮地震作用下的橋梁—接觸網(wǎng)耦合振動效應(yīng)。本文采用有限元軟件ABAQUS分析地震作用下橋梁—接觸網(wǎng)耦合系統(tǒng)的動力響應(yīng)，進行地震條件下高速鐵路橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)安全閾值的研究。

1　橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)動力仿真模型

高速鐵路橋梁結(jié)構(gòu)類型繁多，其中簡支梁以其整體性好、抗彎扭剛度大、施工方便等優(yōu)點在高速鐵路橋梁中得到廣泛應(yīng)用。本文以4跨簡支梁橋為對象進行建模。橋墩為單柱式橋墩，各橋墩高度均為15 m，橋墩混凝土等級為C35；梁體為32 m單箱單室變截面簡支梁，截面尺寸如圖1所示，簡支梁混凝土等級C55。根據(jù)簡支梁的結(jié)構(gòu)特點以及荷載作用下的變形特征，在進行橋梁有限元建模時，對變截面梁體進行簡化處理，近似為分段等截面梁體，以往研究表明，只要單元劃分足夠細(xì)，計算結(jié)果的誤差可控制在工程允許范圍內(nèi)。另外，在整個地震過程中，橋梁變形始終保持在彈性范圍內(nèi)，梁體采用殼單元(shell)模擬，橋墩采用實體單元(solid)模擬。

綜合考慮接觸網(wǎng)系統(tǒng)各部分的實際情況，模型中接觸網(wǎng)支柱(含腕臂)采用實體單元(solid)模擬；接觸網(wǎng)導(dǎo)線因施加了預(yù)拉力，采用桁架單元(truss)模擬[4-6]。接觸網(wǎng)支柱底部固定在橋面的基礎(chǔ)上，通過螺栓進行連接，可以看作和橋面固結(jié)在一起，相當(dāng)于在各個自由度方向上都將兩者捆綁在一起，因此用tie連接進行約束；為了提高計算效率，建模時忽略定位器，線夾等起固定接觸網(wǎng)導(dǎo)線作用的部件，只考慮其固定連接作用，接觸網(wǎng)導(dǎo)線與腕臂之間、承力索與腕臂之間、饋線與肩架之間、吊弦與承力索和接觸網(wǎng)導(dǎo)線之間的連接等均采用tie連接。承力索的預(yù)拉力取28.5 kN，接觸網(wǎng)導(dǎo)線的預(yù)拉力取23 kN，吊弦的預(yù)拉力取3.5 kN；接觸網(wǎng)支柱選擇H型鋼支柱，型號為H240，接觸網(wǎng)支柱跨距取50 m。

圖1　簡支箱梁結(jié)構(gòu)尺寸(單位：mm)

采用有限元軟件ABAQUS建立的簡支梁橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)動力學(xué)模型如圖2所示。

圖2　橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)模型

2　地震波輸入

在選擇強震記錄時，最好能選用本地區(qū)已有的實際地震記錄，但大多數(shù)工程所在地并沒有地震記錄，此時可按場地類型選用與之相對應(yīng)的同類場地土上的已有記錄。本文根據(jù)各地震波的不同頻譜特性篩選的有代表性的地震波為：一類堅硬場地選用遷安地震記錄；二類中等偏硬場地和三類中等硬場地分別選用美國Taft和El Centro地震記錄；四類軟弱場地選用天津地震記錄，4種地震波的加速度時程如圖3—圖10所示。

圖3　Taft波垂向時程　　　圖4　Taft波水平向時程　　圖5　El Centro波垂向時程　圖6　El Centro波水平向時程

圖7　天津波垂向時程　　圖8　天津波水平向時程　　　圖9　遷安波垂向時程　　圖10　遷安波水平向時程

3　橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)地震響應(yīng)分析

運用圖2的橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)動力學(xué)模型，在橋墩底部輸入地震動進行系統(tǒng)動力響應(yīng)分析。

3.1　不同頻譜特性地震波對系統(tǒng)地震響應(yīng)影響

為了更全面地研究不同頻譜特性的地震波對系統(tǒng)地震響應(yīng)的影響，調(diào)整選取的4條典型地震波的加速度幅值為同一個值0.08g，分別對系統(tǒng)進行激勵，分析系統(tǒng)動力響應(yīng)。不同頻譜特性地震波激勵下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)動力響應(yīng)見表1。

綜合分析計算結(jié)果可以得出：在不同頻譜特性地震波激勵下，橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)不同。當(dāng)?shù)卣鸩ǖ淖吭街芷谂c橋梁或者接觸網(wǎng)系統(tǒng)的固有周期接近或者一致時，系統(tǒng)的動力響應(yīng)就要放大，降低系統(tǒng)的安全性。在天津波激勵下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)最為顯著，Taft波和El Centro波激勵下的響應(yīng)次之，遷安波激勵下的響應(yīng)最?。辉谠O(shè)定0.08g強度的天津波激勵下，接觸網(wǎng)系統(tǒng)的導(dǎo)線變形最大，最大值達(dá)到75.8 mm；接觸網(wǎng)支柱(含腕臂)的動變形最大值出現(xiàn)在腕臂位置，達(dá)到63.3 mm，表現(xiàn)為垂直于線路的上下振動，但未超規(guī)定限值，且變形后的接觸網(wǎng)支柱(含腕臂)未侵入限界，不會影響列車運行安全；接觸網(wǎng)系統(tǒng)的應(yīng)力最大值出現(xiàn)在接觸網(wǎng)支柱的底部與橋面連接處，達(dá)到357.2 MPa，但也未超規(guī)定限值；地震激擾下的接觸網(wǎng)系統(tǒng)的饋線與保護線之間的距離為534.7 mm，大于500 mm，不會造成短路危險。

表1　不同頻譜特性地震激勵下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)動力響應(yīng)最大值

3.2　地震動強度對系統(tǒng)地震響應(yīng)影響

為研究地震動強度對系統(tǒng)地震響應(yīng)的影響，調(diào)整El Centro波的幅值分別為0.04g，0.08g，0.12g，0.16g和0.20g，對應(yīng)于地震烈度Ⅵ度、Ⅶ度、Ⅷ度，進行系統(tǒng)激勵，分析系統(tǒng)的動力響應(yīng)。不同地震動強度激勵下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)見表2。

表2　不同地震動強度激勵下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)最大值

綜合分析計算結(jié)果可以得出，橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)總體趨勢是隨著地震動強度的增加而增大，且在地震動強度為0.20g時，接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)達(dá)到最大值。在0.20g的El Centro波激勵下接觸網(wǎng)系統(tǒng)的導(dǎo)線變形最大，達(dá)到97.9 mm；接觸網(wǎng)支柱(含腕臂)的變形主要為腕臂的變形，即表現(xiàn)為垂直于線路方向的振動，最大變形達(dá)到84.4 mm，但在規(guī)定限值內(nèi)；接觸網(wǎng)系統(tǒng)的最大應(yīng)力出現(xiàn)在接觸網(wǎng)支柱的底部與橋面連接處，達(dá)到417.9 MPa；地震激勵下，接觸網(wǎng)系統(tǒng)的饋線與保護線的距離為503.7 mm，大于500 mm，不會造成短路風(fēng)險，但是已經(jīng)接近規(guī)定限值。

3.3　橋墩高度對系統(tǒng)地震響應(yīng)影響

地震時地震波先作用于橋墩，然后進一步上傳到橋梁和接觸網(wǎng)系統(tǒng)，因此，研究地震作用下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的安全性時應(yīng)考慮墩高的影響。為了了解地震作用下橋墩高度對橋梁—接觸網(wǎng)耦合系統(tǒng)動力響應(yīng)的影響，本文選取5，10，15，20和25 m共5種橋墩高度進行計算分析。地震波采用El Centro波，加速度峰值取0.08g，不同墩高橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)見表3。

表3　El Centro波激勵下不同墩高橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)最大值

綜合分析計算結(jié)果可知，墩高對地震條件下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)動力響應(yīng)的影響比較顯著，隨著墩高增加，橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)增大，在墩高為25 m時，動力響應(yīng)達(dá)到最大，接觸網(wǎng)導(dǎo)線變形達(dá)到85.6 mm，接觸網(wǎng)支柱底部與橋面連接處應(yīng)力達(dá)到361.5 MPa，饋線與保護線的距離為539.4 mm，距規(guī)定限值均有較大的冗余。主要原因是橋梁橫向剛度會隨著墩高的增加而降低，地震波傳到橋梁結(jié)構(gòu)上的能量很大程度上釋放到橋梁上，造成了橋梁位移的增大，同時，橋梁位移的增大加劇了接觸網(wǎng)支柱底部的晃動，能量進一步傳遞給接觸網(wǎng)，因此造成了系統(tǒng)的動力響應(yīng)增大。

4　接觸網(wǎng)系統(tǒng)地震強度安全閾值研究

接觸網(wǎng)系統(tǒng)地震強度安全閾值的設(shè)定需要綜合考慮接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)，如系統(tǒng)最大動態(tài)抬升量、應(yīng)力以及饋線與保護線的距離是否超出規(guī)定限值，其中動態(tài)抬升量在本文中即接觸網(wǎng)系統(tǒng)的最大變形。

根據(jù)TB 10758—2010《高速鐵路電力牽引供電工程施工質(zhì)量驗收標(biāo)準(zhǔn)》和鐵運〔2011〕10號《高速鐵路接觸網(wǎng)運行檢修暫行規(guī)程》的規(guī)定，本文在研究接觸網(wǎng)系統(tǒng)地震強度安全閾值時選取的安全評價限值如下。

(1)接觸網(wǎng)在受電弓抬升力的作用下產(chǎn)生振動，在定位點處如果抬升量過大，可能會導(dǎo)致受電弓與定位器、定位管等碰撞，進而影響弓網(wǎng)受流性能，取動態(tài)抬升量最大限值為120 mm。

(2)H型鋼和鋼底板的抗拉強度為375～460 MPa，本文出于安全考慮取限值375 MPa，螺栓的材質(zhì)為45#鋼，取抗拉強度的限值為600 MPa。

(3)接觸網(wǎng)的保護線與饋線的間距最小限值為500 mm。

對于選定的地震波，調(diào)整其地震動強度后對系統(tǒng)進行激勵，當(dāng)?shù)卣饎訌姸仍龃蟮侥骋欢ㄖ禃r，系統(tǒng)的最大變形、應(yīng)力或饋線與保護線的距離響應(yīng)超出安全評價限值時，該地震動強度就是該頻譜特性地震激勵下對應(yīng)于系統(tǒng)最大變形、應(yīng)力或饋線與保護線距離的強度限值，而三者中的最小值即為系統(tǒng)在該頻譜特性地震激勵下的安全閾值。

為了更全面、更有針對性地了解不同頻譜特性的地震對橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)抗震安全性的影響，分別用4條地震波記錄對系統(tǒng)進行激勵，地震動激勵的幅值分別取0.04g，0.08g，0.12g，0.16g和0.20g，對應(yīng)地震烈度Ⅵ度、Ⅶ度、Ⅷ度。不同地震波激勵下不同墩高橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)最大變形、應(yīng)力以及饋線與保護線距離的地震動強度限值的計算結(jié)果如圖11—圖14所示。

圖11　遷安波激勵下的地震動強度限值

綜合分析計算結(jié)果可以得出，隨著橋墩高度的增加，地震動強度限值減小，由于地震波具有復(fù)雜性，對同一系統(tǒng)采用不同地震波激勵時，列車安全運行所對應(yīng)的地震動強度范圍存在較大差別，有的地震波在較低橋墩高度、較低地震強度時已對列車運行構(gòu)成危險，而有的地震波在較高橋墩高度、較高地震強度下也不影響列車的安全運行。

圖12　Taft波激勵下的地震動強度限值

圖13　El centro波激勵下的地震動強度限值

圖14　天津波激勵下的地震動強度限值

地震波激勵下不同地震波的強度限值差別較大。依據(jù)不同地震波激勵下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)最大變形、應(yīng)力以及饋線與保護線距離的地震動強度限值中的最小值回歸，得到不同墩高橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的地震動強度限值擬合曲線，如圖11—圖14所示?？梢姡瑢τ?5 m墩高橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)，遷安波激勵下系統(tǒng)的安全限值為0.184g；Taft波激勵下系統(tǒng)的安全限值為0.151g；El Centro波激勵下系統(tǒng)的安全限值為0.149g；天津波激勵下系統(tǒng)的安全限值為0.127g。上述不同頻譜特性地震波激勵下的安全限值可以為途經(jīng)與其相對應(yīng)的場地類型的線路提供參考，例如，遷安波對應(yīng)的安全限值可以為途經(jīng)堅硬場地(如西南西北山區(qū))鐵路的橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)抗震安全閾值的設(shè)定提供依據(jù)；Taft波和El Centro波對應(yīng)的安全限值可以為途經(jīng)中等以及中等偏硬場地(如華北等廣大平原地區(qū))鐵路的橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)抗震安全閾值的設(shè)定提供依據(jù)；天津波等對應(yīng)的安全限值可以為途經(jīng)軟弱場地(如東南沿海)鐵路的橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)抗震安全閾值的設(shè)定提供依據(jù)。

以簡單、可行為原則，地震條件下高速鐵路橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的安全閾值需要1個能包絡(luò)不同頻譜特性地震波、不同墩高的統(tǒng)一安全限值。為此將不同墩高、不同頻譜特性地震波下得到的地震動強度限值進行匯總，選取各系統(tǒng)中的最小限值，得到通用的最不利情況下的地震動強度安全限值，如圖15所示。

圖15　通用最不利情況下地震動強度安全限值

由圖15可以看出，當(dāng)高速鐵路接觸網(wǎng)系統(tǒng)所在橋梁的墩高較低時，較弱地震并不會對接觸網(wǎng)系統(tǒng)的安全性造成嚴(yán)重影響，但是隨著地震動強度的不斷增大以及墩高的增加，接觸網(wǎng)系統(tǒng)的安全性降低，因此，地震動強度的安全限值應(yīng)隨著橋墩高度的提高而降低。

當(dāng)采用不同頻譜特性的地震激勵時，橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的安全性對地震動強度的要求不同。對于4條不同頻譜特性的地震波，在遷安波激勵下，橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的安全性對地震動強度的要求最為寬松，Taft波和EL Centro波次之，而在天津波激勵下，橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的安全性對地震動強度的要求最為嚴(yán)格。

根據(jù)計算結(jié)果，在25 m墩高情況下，地震動強度限值應(yīng)低于0.127g，考慮一定的安全冗余，地震動強度安全限值建議設(shè)為0.12g。

5　結(jié)　論

(1)地震動強度一定時，不同頻譜特性的地震波激勵下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)不同，天津波激勵下接觸網(wǎng)系統(tǒng)的動力響應(yīng)最明顯，遷安波激勵下系統(tǒng)的動力響應(yīng)最不明顯。

(2)隨著地震動強度的增大以及墩高的增加，接觸網(wǎng)系統(tǒng)的的動力響應(yīng)增大，安全性降低，因此，地震動強度的安全限值應(yīng)隨著橋墩高度的提高而降低。

(3)地震作用下接觸網(wǎng)系統(tǒng)的導(dǎo)線變形最大；接觸網(wǎng)支柱(含腕臂)的變形主要為腕臂的變形，表現(xiàn)為垂直于線路方向的振動。

(4)不同頻譜特性地震波激勵下橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的安全限值不同。遷安波激勵下，橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)安全性對地震動強度的要求最為寬松，Taft波和EL centro波次之，而在天津波激勵下，橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)安全性對地震動強度的要求最為嚴(yán)格。

(5)對于25 m墩高橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)，計算得到的最不利情況下地震動強度限值為0.127g，考慮一定安全冗余，建議墩高25 m以下32 m簡支梁橋上接觸網(wǎng)系統(tǒng)的地震動強度安全閾值設(shè)為0.12g。

[1]戚廣楓.高速鐵路接觸網(wǎng)安全可靠性及可維修性研究[M].成都：西南交通大學(xué)出版社，2012.

[2]李會杰.接觸網(wǎng)系統(tǒng)可靠性初探及接觸線可靠度研究[D].成都：西南交通大學(xué)，2006.

(LI Huijie.Primary Exploration on the Ocs System Reliability and Study on Contact Line Reliability[D].Chengdu: Southwest Jiaotong University,2006.in Chinese)

[3]COLLINA A,FACCHINETTI A,FOSSATI F,et al．Hardware in the Loop Test-Rig for Identification and Control Application on High Speed Pantographs[J].Shock and Vibration，2004，11(3):445-456.

[4]FACCHINETTIA, BRUNIS. Hardware-in-the-Loop Hybrid Simulation of Pantograph-Catenary Interaction[J].Journal of Sound and Vibration,2012,331(12):2783-2797.

[5]HARELL P，DRUGGE L，REIJM M.Study of Critical Sections in Catenary Systems during Multiple Pantograph Operation[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，2005，219(4)：203-211.

[6]ZHANG Weihua，LIU Yi，MEI Guiming.Evaluation of the Coupled Dynamical Response of a Pantograph-Catenary System：Contact Force and Stresses[J].Vehicle System Dynamics，2006,44(8)：645-658.

[7]曹樹森，柯堅，鄧斌，等．強風(fēng)地區(qū)接觸網(wǎng)動力穩(wěn)定性分析[J].中國鐵道科學(xué)，2010,31(4):79-84.

(CAO Shusen, KE Jian, DENG Bin,et al.The Dynamic Stability Analysis of the Catenary Systems in Strong Wind Area[J].China Railway Science,2010,31(4):79-84．in Chinese)

[8]劉怡，張衛(wèi)華，黃標(biāo).高速鐵路接觸網(wǎng)動力學(xué)響應(yīng)實驗及仿真[J].中國鐵道科學(xué)，2005,26(2):106-109.

(LIU Yi，ZHANG Weihua，HUANG Biao.Experiment and Simulation on Dynamic Response of the Catenary in High-Speed Railway[J].China Railway Science, 2005,26(2):106-109. in Chinese)