斷簧對(duì)浮置板軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性的影響分析

王明生， 董奇奇

(石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，河北 石家莊 050043)

地鐵作為城市軌道交通主要方式之一，它有運(yùn)量大、速度快、準(zhǔn)點(diǎn)、安全的優(yōu)點(diǎn)，因此，在各大城市飛速發(fā)展。然而地鐵在給人們帶來(lái)便捷的同時(shí)也給周?chē)h(huán)境帶來(lái)了振動(dòng)與噪聲污染，振動(dòng)噪聲打擾人們生活，地鐵下穿的建筑物也會(huì)受到振動(dòng)的影響[1-5]。Gladwell et al[6]研究表明地鐵對(duì)周?chē)Y(jié)構(gòu)和建筑物的影響主要表現(xiàn)為低頻振動(dòng)，在眾多地鐵減振方式中，鋼彈簧浮置板道床低頻減振效果較為顯著[7-10]，因此越來(lái)越多的鋼彈簧浮置板軌道應(yīng)用于地鐵減振。鋼彈簧隔振器將浮置板道床與基礎(chǔ)分離，起到支撐軌道系統(tǒng)的作用，每個(gè)鋼彈簧都承受了來(lái)自道床的荷載作用[11]。鋼彈簧受壓強(qiáng)度大，隨著時(shí)間的推移，鋼彈簧在列車(chē)荷載反復(fù)作用下可能發(fā)生斷裂，增大周?chē)搹椈傻氖軌簭?qiáng)度，加速周?chē)搹椈蓴嗔?，降低地鐵列車(chē)平穩(wěn)性和舒適性，嚴(yán)重時(shí)還會(huì)引起列車(chē)行車(chē)安全隱患[12]。因此對(duì)鋼彈簧隔振器失效的研究是必要的。

關(guān)于鋼彈簧隔振器失效對(duì)車(chē)軌系統(tǒng)的影響，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者開(kāi)展了很多相關(guān)研究。董北北[13]通過(guò)車(chē)輛軌道二維耦合模型，得出鋼彈簧失效對(duì)軌道不平順二次導(dǎo)有很大影響。吳磊[11]研究表明少數(shù)鋼彈簧失效會(huì)增大道床垂向變形位移。多位學(xué)者通過(guò)建立車(chē)輛軌道耦合模型，研究了鋼彈簧失效數(shù)量和失效位置對(duì)軌道系統(tǒng)的影響[14-18]。Zhao et al[19]通過(guò)有限元仿真研究分析得出，鋼彈簧失效對(duì)車(chē)輛安全性和平穩(wěn)性有顯著影響。余關(guān)仁等[20]研究表明側(cè)置隔振器失效的危害比內(nèi)置隔振器的大。

以上對(duì)鋼彈簧損傷的研究大多數(shù)集中在現(xiàn)澆式浮置板軌道，對(duì)于短板預(yù)制式浮置板的研究仍比較缺乏，有待完善。本文建立了車(chē)輛-預(yù)制式鋼彈簧浮置板軌道耦合三維有限元模型，設(shè)立不同鋼彈簧損傷工況，分析了鋼彈簧損傷數(shù)量和損傷位置對(duì)車(chē)軌系統(tǒng)振動(dòng)特性的影響。

1 車(chē)輛浮置板軌道有限元模型建立

圖1為車(chē)輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型，車(chē)輛選用地鐵B型車(chē)，3節(jié)編組，取最高行駛速度80 km/h，單個(gè)車(chē)廂是由1個(gè)車(chē)體、2個(gè)轉(zhuǎn)向架、4個(gè)輪對(duì)以及對(duì)應(yīng)的一系懸掛和二系懸掛組成的。車(chē)體和構(gòu)架考慮橫移、浮沉、點(diǎn)頭、搖頭和側(cè)滾方向的自由度，輪對(duì)考慮橫移、浮沉、搖頭和側(cè)滾方向的自由度，軸箱考慮點(diǎn)頭方向的自由度，單個(gè)車(chē)廂共計(jì)39個(gè)自由度。主要參數(shù)如表1所示。利用ABAQUS建立柔性鋼軌和浮置板道床，采用中國(guó)CHN60鋼軌，選用solid45實(shí)體單元對(duì)鋼軌和浮置板道床進(jìn)行建模，將建好的模型導(dǎo)入到SIMPACK多體動(dòng)力學(xué)軟件，用彈簧元件模擬扣件和鋼彈簧，在SIMPACK里建立車(chē)輛模型，設(shè)置輪軌關(guān)系，有限元模型如圖2所示。為了排除其他因素的干擾，計(jì)算中不考慮軌道不平順的影響。

表1 車(chē)輛、浮置板主要參數(shù)

圖1 車(chē)輛-軌道動(dòng)力學(xué)模型

圖2 車(chē)輛軌道有限元模型

2 動(dòng)力學(xué)仿真分析

2.1 工況設(shè)置

鋼彈簧隔振器損傷形式較多，如剛度折減、剛度部分失效等，本文僅考慮鋼彈簧隔振器完全失效的情況。地鐵運(yùn)營(yíng)過(guò)程中，鋼彈簧隔振器數(shù)量較多以及浮置板自身剛度大，個(gè)別鋼彈簧失效較難發(fā)現(xiàn)，很可能出現(xiàn)不同位置、不同數(shù)量的鋼彈簧失效，因此將探討不同位置和不同數(shù)量鋼彈簧失效對(duì)浮置板軌道系統(tǒng)動(dòng)力特性的影響。為了提高計(jì)算效率并且減少邊界對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，模型建立了5塊3.6 m長(zhǎng)的浮置板道床，僅考慮第3塊浮置板道床下的隔振器失效。為方便研究對(duì)一側(cè)鋼彈簧所在位置標(biāo)記為A、B、C，如圖3所示。圖4(a)～圖4(h)為各個(gè)工況，圖4中標(biāo)黑的點(diǎn)表示所在位置的鋼彈簧失效。

圖3 鋼彈簧浮置板軌道

圖4 鋼彈簧失效工況

2.2 不同數(shù)量的鋼彈簧失效對(duì)浮置板軌道動(dòng)力特性的影響

圖5(a)、圖5(b)和圖5(c)分別為車(chē)體、鋼軌和浮置板垂向加速度時(shí)程曲線，從圖5(a)可以看出，不同數(shù)量的鋼彈簧失效時(shí)，各工況車(chē)體垂向加速度趨勢(shì)上變化明顯，但數(shù)值差異較小，最大值為工況6的0.11 m/s2,均小于《鐵路線路修理規(guī)則》(鐵運(yùn)[2006]146號(hào))中所規(guī)定的二級(jí)舒適度標(biāo)準(zhǔn)允許偏差值0.15g。從圖5(b)和圖5(c)可以看出，鋼軌垂向加速度隨著鋼彈簧失效數(shù)量的增加變化不明顯，且遠(yuǎn)小于規(guī)范限值2 000 m/s2。浮置板垂向加速度隨鋼彈簧失效數(shù)量的增加而微微增大，最大值為工況6的6.48 m/s2，均小于規(guī)范限值200 m/s2。由此可以看出不同數(shù)量的鋼彈簧失效對(duì)車(chē)體、鋼軌和浮置板的垂向加速度影響較小。

圖5(d)和圖5(e)分別為浮置板和鋼軌垂向位移時(shí)程曲線，圖5(f)為鋼軌垂向位移幅值沿線路縱向分布情況。由圖5(d)可知,浮置板垂向位移隨鋼彈簧失效數(shù)量的增加而增大。在無(wú)鋼彈簧失效時(shí)，浮置板最大位移為1.82 mm，鋼彈簧失效數(shù)量為1、2、4、6個(gè)時(shí)，浮置板最大垂向位移分別為2.08、2.39、2.93、3.62 mm，相較于無(wú)鋼彈簧失效時(shí)分別增大了14.3%、31.3%、61.0%、98.9%，其中工況6的鋼彈簧垂向位移幅值超過(guò)了規(guī)范限值3 mm。由圖5(e)和圖5(f)可知，鋼軌垂向位移隨鋼彈簧失效數(shù)量的增加而增大，無(wú)鋼彈簧失效時(shí)，處于浮置板端部的鋼軌垂向位移幅值比中部的大。無(wú)鋼彈簧失效時(shí)鋼軌最大垂向位移為2.71 mm，工況1、4、5、6情況下的鋼軌垂向位移最大幅值分別為3.07、3.31、3.99、4.69 mm，相對(duì)于鋼彈簧完好狀態(tài)下分別增大了13.3%、22.1%、47.2%、73.1%，其中工況6的鋼軌最大垂向位移超過(guò)了規(guī)范限值4 mm。斷簧位置的浮置板失去支撐，該部位以及對(duì)應(yīng)的鋼軌在列車(chē)經(jīng)過(guò)時(shí)向下位移的距離增大，由于浮置板較好的整體性，在列車(chē)經(jīng)過(guò)之后會(huì)恢復(fù)原位。

圖5 不同數(shù)量的鋼彈簧失效對(duì)浮置板軌道動(dòng)力特性的影響

圖5(g)和圖5(h)分別為鋼彈簧和扣件支點(diǎn)力幅值沿線路縱向分布情況。由圖5(g)可知，無(wú)鋼彈簧失效時(shí)，位于端部的鋼彈簧支點(diǎn)力略大于中部的鋼彈簧支點(diǎn)力，當(dāng)有鋼彈簧失效時(shí)，斷簧位置的鋼彈簧支點(diǎn)力驟減為0，該部分的荷載由周?chē)搹椈沙袚?dān)，周?chē)搹椈芍c(diǎn)力增大，失效數(shù)量越多，周?chē)搹椈芍c(diǎn)力越大。由圖5(h)可以看出，處于浮置板端部的扣件支點(diǎn)力隨著鋼彈簧失效數(shù)量的增加而減小，而處于中部的扣件支點(diǎn)力則隨著鋼彈簧失效數(shù)量的增加而增大，且增加趨勢(shì)隨鋼彈簧失效數(shù)量的增加而減小。

2.3 不同位置的鋼彈簧失效對(duì)浮置板軌道動(dòng)力特性的影響

圖6(a)和圖6(b)分別為車(chē)體和浮置板垂向加速度時(shí)程曲線，從圖6(a)和圖6(b)可以看出,單個(gè)鋼彈簧失效情況下，無(wú)論失效位置在板中還是板端，車(chē)體垂向加速度和浮置板垂向加速度差異都較小且變化趨勢(shì)接近，均滿(mǎn)足規(guī)范。

圖6 單個(gè)鋼彈簧在不同位置失效對(duì)浮置板軌道動(dòng)力特性的影響

圖6(c)和圖6(d)分別為浮置板垂向位移時(shí)程曲線與鋼軌垂向位移幅值沿線路縱向分布情況圖。從圖6(c)可以看出，工況1、2、3情況下的浮置板垂向位移幅值為2.08、1.93、1.85 mm，與無(wú)鋼彈簧失效情況下的1.82 mm相比，分別增大了14.3%、6.4%、1.6%。從圖3和圖6(d)可知，隨著同一塊浮置板下單個(gè)鋼彈簧失效的位置沿線路縱向距離的增加，浮置板垂向位移則減小。無(wú)鋼彈簧失效和單個(gè)鋼彈簧失效情況下，位于板端的鋼軌垂向位移幅值均大于中部，且任意位置的單個(gè)鋼彈簧失效均會(huì)導(dǎo)致各點(diǎn)鋼軌垂向位移幅值的增大。與鋼彈簧完好狀態(tài)下相比，工況1的鋼軌垂向位移最大增幅位于A處，為0.36 mm；工況2的鋼軌垂向位移最大增幅在B處，為0.33 mm；工況3的鋼軌垂向位移最大增幅位于C處，為0.36 mm，即鋼彈簧失效位置處的鋼軌垂向位移增幅最大，且板端影響比板中的大。

圖6(e)和圖6(f)分別為各點(diǎn)鋼彈簧、扣件支點(diǎn)力幅值沿線路縱向分布情況圖。由圖6(e)可知，板端的鋼彈簧支點(diǎn)力大于板中，單個(gè)鋼彈簧失效情況下，它周?chē)匿搹椈芍c(diǎn)力均增大，工況1、2、3分別增大1.9、1.92、1.83 kN。板中鋼彈簧失效時(shí)周?chē)搹椈芍c(diǎn)力要大于板端鋼彈簧失效時(shí)周?chē)匿搹椈芍c(diǎn)力，這是由于板端鋼彈簧失效時(shí)，相鄰浮置板通過(guò)剪力鉸分擔(dān)了支點(diǎn)力。由圖6(f)可以看出，板端鋼彈簧失效會(huì)引起相近位置的扣件支點(diǎn)力減小，相遠(yuǎn)位置支點(diǎn)力微微增大，而板中鋼彈簧失效對(duì)扣件支點(diǎn)力的影響較小。

3 結(jié)論

地鐵列車(chē)行車(chē)密度大，列車(chē)荷載反復(fù)作用在軌道上，容易引起鋼彈簧斷裂，引發(fā)一系列安全隱患?；谟邢拊浖?，建立車(chē)輛-軌道三維模型，設(shè)置不同的工況，探討了鋼彈簧斷裂對(duì)浮置板軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論：

(1)不同數(shù)量和不同位置的鋼彈簧失效對(duì)車(chē)體振動(dòng)加速度、浮置板振動(dòng)加速度的影響較小。

(2)鋼彈簧失效數(shù)量越多，浮置板垂向位移、鋼軌垂向位移和鋼彈簧支點(diǎn)力越大，其中當(dāng)整個(gè)浮置板下的鋼彈簧都失效時(shí)，浮置板垂向位移和鋼軌垂向位移超出了規(guī)范要求。

(3)單個(gè)鋼彈簧失效時(shí)，隨著鋼彈簧失效位置沿線路縱向距離的增加，浮置板垂向位移幅值越小。板端鋼彈簧失效時(shí)鋼軌垂向位移比板中鋼彈簧失效時(shí)的大，板端斷簧時(shí)的鋼彈簧支點(diǎn)力比板中斷簧時(shí)的小。當(dāng)板端有鋼彈簧失效時(shí)，附近的扣件支點(diǎn)力會(huì)減小。