黃土地區(qū)既有多股道運(yùn)營(yíng)鐵路架空體系動(dòng)力特性研究

張玉偉, 周鵬遠(yuǎn), 宋戰(zhàn)平, 王 劍, 劉 奇

(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院, 西安 710055;2.西安建筑科技大學(xué) 陜西省巖土與地下空間工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 西安 710055;3.中鐵二十局集團(tuán)有限公司, 西安 710016)

隨著城市化進(jìn)程的加速發(fā)展,新建交通路線往往會(huì)下穿既有運(yùn)營(yíng)路線,如何在新建線路安全施工的同時(shí)保證既有線的安全運(yùn)營(yíng)成為此類工程的重難點(diǎn)[1-4]。目前新建線路下穿既有運(yùn)營(yíng)線常采用既有運(yùn)營(yíng)線架空的施工方法,架空體系既需要保障既有運(yùn)營(yíng)線路的運(yùn)營(yíng)要求,還要同時(shí)滿足新建線路的施工要求。因此,架空體系既受到既有運(yùn)營(yíng)列車動(dòng)荷載的影響,同時(shí)還受下方新建線路施工擾動(dòng)帶來(lái)的不利作用,架空體系的穩(wěn)定性至關(guān)重要[5-7]。研究新建線路施工擾動(dòng)條件下架空體系受運(yùn)營(yíng)列車動(dòng)荷載的影響,并評(píng)價(jià)架空體系的安全性,對(duì)新建線路的施工安全和既有運(yùn)營(yíng)線的運(yùn)營(yíng)安全都具有重要意義。

運(yùn)營(yíng)列車動(dòng)荷載對(duì)下方結(jié)構(gòu)物影響明顯,一直以來(lái),各國(guó)學(xué)者就列車動(dòng)荷載對(duì)下部結(jié)構(gòu)物影響方面開(kāi)展了諸多研究。前期的研究基本上都是運(yùn)用解析、半解析法計(jì)算列車荷載作用下地面振動(dòng)響應(yīng)[8-9]。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展和各精密儀器的制造,之后又出現(xiàn)了諸如有限元法[10]、振動(dòng)臺(tái)比對(duì)試驗(yàn)法[11]、數(shù)值模擬[12]等方法,同時(shí)也出現(xiàn)了一些借鑒行比較強(qiáng)的理論方法?；诟鞣N方法,前人就各建(構(gòu))筑物在列車動(dòng)荷載影響下的響應(yīng)進(jìn)行了一系列研究,如Balendra等[13]采用波函數(shù)展開(kāi)法,研究了列車作用下隧道-土-建筑系統(tǒng)的相互作用。Thusyanthan等[14]對(duì)裝有微型加速度計(jì)的小型模型隧道進(jìn)行了動(dòng)力響應(yīng)試驗(yàn),并提出了能量傳輸比與土壤與隧道襯砌阻抗失配比的關(guān)系式。楊文波等[15]采用模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法,研究了隧道管片和內(nèi)部結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特性以及振動(dòng)波在地層中的衰減特性。白冰等[16]利用有限元數(shù)值方法,分析了單列列車荷載以及雙列列車荷載作用下土體-隧道結(jié)構(gòu)體系的加速度和內(nèi)力響應(yīng)時(shí)程曲線。Zhang等[17]采用試驗(yàn)建模的方法,探討了相鄰平行盾構(gòu)隧道在不同列車激振荷載作用下的相互作用。Yang等[18]通過(guò)物理模型試驗(yàn),研究了長(zhǎng)期列車荷載對(duì)隧道襯砌和周圍土壤動(dòng)力響應(yīng)的影響,得出來(lái)不同加載循環(huán)作用下計(jì)算模型的峰值顆粒加速度和頻率響應(yīng)函數(shù)。黃強(qiáng)等[19]對(duì)車輛-軌道-隧道-地基模型進(jìn)行詳細(xì)分析,給出軌道平順與否條件下列車荷載的簡(jiǎn)化模型。Di等[20]提出了一種改進(jìn)的隧道模型,用于評(píng)價(jià)飽和土體中的列車動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)。王道遠(yuǎn)等[21]綜合考慮列車荷載、埋深、土體彈性模量等因素,采用數(shù)值模擬方法分析了地表沉降規(guī)律,建立了地表最大沉降量預(yù)測(cè)公式。綜上所述,列車荷載對(duì)既有建(構(gòu))筑物有明顯影響,目前有關(guān)列車荷載作用下既有鐵路線架空體系動(dòng)力特性影響的研究較少,特別是大斷面管涵頂進(jìn)施工的研究較為不足,因此,需要深入研究大斷面管涵頂進(jìn)施工中列車荷載對(duì)既有線架空體系的動(dòng)力穩(wěn)定性影響,并對(duì)其安全性進(jìn)行綜合評(píng)估。

基于此,本文基于西安市經(jīng)九路下穿隴海鐵路立交工程5#箱涵頂進(jìn)段架空工況,針對(duì)既有運(yùn)營(yíng)鐵路架空轉(zhuǎn)換中架空體系的受力問(wèn)題,利用數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)方法開(kāi)展系統(tǒng)研究。在確定列車幾何、軸重等參數(shù)的基礎(chǔ)上,對(duì)兩股道既有線上不同行車速度及不同軸重列車荷載作用下既有線架空體系的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值模擬分析,同時(shí)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)了架空體系的動(dòng)力加速度,并與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。最后對(duì)京九路下穿隴海鐵路的架空體系的穩(wěn)定性進(jìn)行了評(píng)估,研究結(jié)果對(duì)類似下穿工程具有指導(dǎo)意義。

1 依托工程概況

1.1 工程背景

西安市經(jīng)九路—隴海鐵路立交工程南起西安市長(zhǎng)纓路,向北依次下穿華清路、隴海鐵路、規(guī)劃一路,最終與含元路平交,全長(zhǎng)1.13 km,研究區(qū)間位置如圖1所示。起止里程號(hào)為K0+480～K0+575,與隴海鐵路以26.55°斜交,立交橋下穿鐵路既有軌道共計(jì)5股,分別為隴海下行線、新建車底走行線1股道、新建機(jī)車走行線2股道、改建隴海上行線。

圖1 工程位置示意圖Fig.1 Schematic diagram of project location

立交橋下穿鐵路段為(4.5 m+5.0 m+15.5 m+15.0 m+4.5 m)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),沿經(jīng)九路道路中心全橋長(zhǎng)95 m。西側(cè)長(zhǎng)109.24 m,東側(cè)長(zhǎng)84 m,總體俯瞰呈梯形,正交寬度50.5 m,斜交寬度56.45 m。立交橋整體共分為9節(jié)框架箱涵,由南向北依次劃分為第1～第9節(jié)段。其中,第1、第5節(jié)段采用預(yù)制頂進(jìn)法施工,預(yù)制第1節(jié)段框架箱涵的工作坑位于隴海下行線南側(cè),由南向北頂入施工下穿隴海下行線;第5節(jié)段下穿新建隴海上行線和新建機(jī)車走行線右線,預(yù)制工作坑在拆除車輛段線和北郊專用線后置于隴海上行線北側(cè),由北向南頂入施工。第4節(jié)段采用線下架空現(xiàn)澆法施工,第2、第3、第6～第9節(jié)段采用原位現(xiàn)澆法施工,1～9號(hào)框架箱涵與既有5股道平面位置關(guān)系如圖2所示。工程涉及到目前西北地區(qū)橫斷面最大的箱涵結(jié)構(gòu),本文以5#箱涵架空頂進(jìn)施工開(kāi)展研究,進(jìn)行多股道運(yùn)營(yíng)鐵路架空體系動(dòng)力特性分析。

圖2 現(xiàn)場(chǎng)平面布置圖(mm)Fig.2 Site layout plan(mm)

圖3 5#箱涵結(jié)構(gòu)圖(m)Fig.3 Structural drawing of 5# frame box culvert(m)

1.2 工程地質(zhì)與水文地質(zhì)條件

圖4 依托工程區(qū)間地質(zhì)剖面圖Fig.4 Interval geological section of the supporting project

工程所在區(qū)域地幾乎無(wú)地表水,地下水為第四系孔隙潛水,地下水補(bǔ)給主要有大氣降水、側(cè)向徑流及局部水管滲漏等,地下水位埋深約9.80～13.50 m,對(duì)應(yīng)高程394.34 ～397.90 m。根據(jù)水質(zhì)分析報(bào)告,工點(diǎn)范圍內(nèi)地下水對(duì)混凝土具有硫酸鹽及氯鹽侵蝕性,環(huán)境作用等級(jí)為H1,L1。

1.3 既有線架空體系

由于工程所處地下水位在原地面以下13 m,水位線以下為飽和軟黃土不良地質(zhì)?，F(xiàn)場(chǎng)選取了2根L=23 m Φ1.25 m基坑支護(hù)樁作為人工挖孔試樁進(jìn)行試驗(yàn),由于水位線以下土質(zhì)飽和度大于100%,處于流溯狀態(tài),無(wú)法成樁,所以在降水施工后再進(jìn)行人工挖孔施工,降水深度大于12 m。

在各箱涵施工前,進(jìn)行:①過(guò)渡架空,對(duì)既有線進(jìn)行過(guò)渡架空,采用直徑1.25 m,長(zhǎng)12 m人工挖孔樁,7跨跨徑16 m的I100工字鋼梁連續(xù)架空;②架空施工完成后,在基坑?xùn)|西兩側(cè)施作拉槽;③在拉槽內(nèi)施作直徑1 m、深18 m、間距1.5 m的支護(hù)樁,施作冠梁,形成預(yù)支護(hù),并在拉槽內(nèi)施作降水井;④正式架空的人工挖孔樁施工,采用樁徑1.5 m、長(zhǎng)24 m、間距8 m的人工挖孔樁,混凝土護(hù)壁逆作法施工。架空樁與箱涵平面及立面位置關(guān)系如圖5所示?，F(xiàn)場(chǎng)架空施工圖,如圖6所示。

圖5 架空樁布置示意圖Fig.5 Layout of pile installation of overhead support

圖6 現(xiàn)場(chǎng)架空施工圖Fig.6 Site overhead construction

本工程各段箱涵施工順序?yàn)?①先進(jìn)行5#預(yù)制箱涵頂進(jìn)施工;②然后進(jìn)行1#預(yù)制箱涵頂進(jìn)施工;③當(dāng)5#和1#箱涵頂進(jìn)施工完成后,進(jìn)行2～4#箱涵原位現(xiàn)澆;④當(dāng)1～5#箱涵施工完成后,進(jìn)行6～9#箱涵的原位現(xiàn)澆。由于本項(xiàng)目采用了臨時(shí)架空樁到正式架空樁的轉(zhuǎn)換體系,正式架空樁未投入工作前的臨時(shí)架空樁工作時(shí)為最不利工況,因此本文選擇臨時(shí)架空體系中5#箱涵頂進(jìn)施工完成時(shí)的工況為研究對(duì)象,開(kāi)展列車荷載影響下的動(dòng)力分析。

2 架空體系動(dòng)力響應(yīng)數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型及邊界條件

本文借助Revit對(duì)結(jié)構(gòu)模型稍作簡(jiǎn)化后,導(dǎo)入Midas GTS得到實(shí)體模型。當(dāng)整體模型范圍取3倍～5倍的結(jié)構(gòu)尺寸時(shí)可基本消除邊界條件的影響,因此,為滿足有限元分析精度要求,本文取模型整體尺寸長(zhǎng)150 m、寬 130 m、高50 m,地層由上至下主要包括雜填土、素填土、黏質(zhì)黃土層、飽和軟黃土層、古土壤層、粉質(zhì)黏土層。架空體系按照前述描述進(jìn)行設(shè)置,樁長(zhǎng)為12 m,間距為8 m,樁徑為1.25 m。

數(shù)值模擬中,根據(jù)實(shí)際列車型號(hào),賦予軸間距和軸荷載具體數(shù)值來(lái)定義列車類型,同時(shí)將列車動(dòng)力荷載要通過(guò)的節(jié)點(diǎn)選擇,并指定開(kāi)始和結(jié)束節(jié)點(diǎn),從而模擬列車荷載的施加過(guò)程。對(duì)于研究列車振動(dòng)荷載的動(dòng)力計(jì)算,網(wǎng)格數(shù)量會(huì)影響到計(jì)算時(shí)長(zhǎng)。對(duì)于網(wǎng)格單元尺度范圍對(duì)計(jì)算結(jié)果質(zhì)量的影響,通過(guò)廖振鵬[22]的研究可知,為保證計(jì)算精確度,應(yīng)將網(wǎng)格單元的長(zhǎng)度保持在1/8～1/6計(jì)算波長(zhǎng)內(nèi)。據(jù)此提出了以土的剪切波長(zhǎng)λs作為網(wǎng)格尺寸Δl控制的要求,如式(1)

(1)

考慮到實(shí)際工況中研究?jī)?nèi)容的主次之分,為防止網(wǎng)格單元數(shù)過(guò)多而無(wú)法求解運(yùn)算,優(yōu)先將架空結(jié)構(gòu)、軌道路基及箱涵等靠近振源范圍內(nèi)的網(wǎng)格進(jìn)行精密劃分,遠(yuǎn)離中心影響范圍的土層結(jié)構(gòu)適當(dāng)粗分。根據(jù)以上方法,最終5#箱涵頂進(jìn)架空段共劃分為232 734個(gè)六面體單元,171 035個(gè)節(jié)點(diǎn),路基及周圍土層均采用摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則,架空及鐵路結(jié)構(gòu)均采用彈性準(zhǔn)則,架空體系與地層和箱涵結(jié)構(gòu)接觸關(guān)系均設(shè)置界面單元,數(shù)值模型,如圖7所示。

圖7 有限元數(shù)值模型(m)Fig.7 Finite element numerical models under two working conditions(m)

2.2 模型參數(shù)選取

表1 架空結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)

表2 土體物理力學(xué)參數(shù)

2.3 研究工況

隴海線運(yùn)營(yíng)列車包括客車和貨車,列車滿載與空載條件下標(biāo)準(zhǔn)軸重荷載分別為147 kN(15 t)和107.8 kN(11 t),為分析滿載和空載兩種情況下架空施工動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律,數(shù)值分析中取滿載荷載150 kN、空載荷載110 kN進(jìn)行模擬。另外,考慮到施工影響,列車運(yùn)營(yíng)速度限速60 km/h,則本文分別以列車軸重為110 kN,150 kN,列車運(yùn)行速度分別為30 km/h,60 km/h的各組合為工況進(jìn)行模擬分析,研究既有線架空結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律,分別討論行車速度和列車軸重對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工工況,臨時(shí)架空體系下方為有序掏槽布置,故三維有限元模型選取其中一組作為典型分析工況,分別監(jiān)測(cè)鋼枕、橫抬梁和架空樁的動(dòng)力特性,用測(cè)點(diǎn)一、測(cè)點(diǎn)二、架空樁端和橫抬梁表示測(cè)點(diǎn)位置,測(cè)點(diǎn)位置示意圖如圖8所示,鋼枕1為測(cè)點(diǎn)一,鋼枕2為測(cè)點(diǎn)二,需要注意的是橫抬梁在臨時(shí)架空體系下尚未進(jìn)入工作狀態(tài),在正式架空后的箱涵頂進(jìn)過(guò)程中才正式工作,因此本文分析不考慮橫抬梁動(dòng)力響應(yīng)。

圖8 架空結(jié)構(gòu)特征點(diǎn)示意圖Fig.8 Schematic diagram of feature points of overhead structures

3 數(shù)值結(jié)果分析及討論

3.1 不同車速下架空結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)

不同車速下架空結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算條件:隴海鐵路上行線單線加載,列車軸重取110 kN,選擇列車運(yùn)行速度分別為30 km/h和60 km/h時(shí)進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比研究,考慮列車長(zhǎng)度及運(yùn)行速度,計(jì)算時(shí)長(zhǎng)取一趟列車通過(guò)的時(shí)間分別取35 s和20 s。

3.1.1 加速度響應(yīng)分析

不同列車運(yùn)行速度下各測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線變化規(guī)律如圖9所示。由圖9可知,在不同列車運(yùn)行速度下,相同測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度時(shí)程曲線變化規(guī)律趨勢(shì)相似,加速度響應(yīng)都是隨著時(shí)間的增加而上下波動(dòng)并在宏觀上出現(xiàn)逐漸衰減現(xiàn)象。并且隨著列車運(yùn)行速度的增加各特征分析點(diǎn)的振動(dòng)加速度幅值會(huì)相應(yīng)增大。當(dāng)列車運(yùn)行速度從30 km/h變化到60 km/h時(shí),測(cè)點(diǎn)一加速度時(shí)程曲線的峰值分別為1.46g和1.95g,加速度峰值增加約33.6%;測(cè)點(diǎn)二加速度時(shí)程曲線的峰值分別為1.26g和1.83g,加速度峰值增加約45.3%;架空樁加速度時(shí)程曲線的峰值分別為0.19g和0.48g,加速度峰值增加約125.3%?？梢钥闯?在相同列車運(yùn)行速度下,架空結(jié)構(gòu)不同位置處振動(dòng)加速度響應(yīng)也存在著較為明顯的差異,統(tǒng)一表現(xiàn)為測(cè)點(diǎn)一較大,測(cè)點(diǎn)二次之,架空樁端最小。鋼枕的動(dòng)力響應(yīng)要比架空樁大差不多一個(gè)數(shù)量級(jí),但對(duì)于列車速度變化影響下的加速度幅值變化速率方面,可以看出,相對(duì)于鋼枕,架空樁對(duì)列車速度的變化更為敏感。

圖9 不同行車速度下架空結(jié)構(gòu)各測(cè)點(diǎn)加速度時(shí)程曲線Fig.9 Acceleration time history curves of each measuring point of overhead structure under different driving speeds

列車荷載作用下,架空結(jié)構(gòu)的鋼枕部位處的振動(dòng)加速度響應(yīng)相比其他部位尤為明顯。在列車變化情況下,鋼枕部位變化基本可以忽略,但架空樁對(duì)于列車速度變化的影響較為明顯,如果上部列車速度有變化,應(yīng)更關(guān)注于架空樁部分。但無(wú)論列車速度為30 km/h或是60 km/h,在整個(gè)列車運(yùn)行過(guò)程中,全部測(cè)點(diǎn)所產(chǎn)生的振動(dòng)加速度峰值不大,對(duì)架空體系的影響較小。

3.1.2 位移響應(yīng)分析

不同列車運(yùn)行速度下各測(cè)點(diǎn)的豎向位移時(shí)程曲線變化規(guī)律,如圖10所示。與振動(dòng)加速度規(guī)律相同,在不同列車運(yùn)行速度下相同測(cè)點(diǎn)的豎向位移時(shí)程曲線變化規(guī)律趨勢(shì)相似,位移響應(yīng)都是隨著時(shí)間的增加而上下波動(dòng)并在宏觀上出現(xiàn)逐漸衰減現(xiàn)象。由于列車速度不同,施加的荷載也不同,并且隨著列車運(yùn)行速度的增加各特征點(diǎn)的豎向位移幅值會(huì)相應(yīng)增大。當(dāng)列車運(yùn)行速度從30 km/h變化到60 km/h時(shí),測(cè)點(diǎn)一豎向位移時(shí)程曲線的峰值分別為-5.23 mm和-6.58 mm,位移增加約25.8%;測(cè)點(diǎn)二豎向位移時(shí)程曲線的峰值分別為-4.72 mm和-6.17 mm,位移增加約30.7%;架空樁測(cè)點(diǎn)豎向位移時(shí)程曲線的峰值分別為-3.17 mm和-3.85 mm,位移增加約21.5%。不同速度下鋼枕測(cè)點(diǎn)一的豎向位移響應(yīng)最為明顯,測(cè)點(diǎn)二的豎向位移響應(yīng)與之相差不大,而架空樁測(cè)點(diǎn)的豎向位移響應(yīng)最小。同時(shí)可以看出,對(duì)于列車速度變化的敏感性方面,鋼枕位移和架空樁位移對(duì)于速度變化的敏感性差別不大。

圖10 不同行車速度下架空結(jié)構(gòu)各測(cè)點(diǎn)位移時(shí)程曲線Fig.10 The displacement time history curves of each measuring point of overhead structure under different driving speeds

無(wú)論列車速度為30 km/h或是60 km/h,全部測(cè)點(diǎn)所產(chǎn)生的豎向位移峰值在鐵道及架空結(jié)構(gòu)容許范圍值內(nèi),由此說(shuō)明,上述情況下運(yùn)行列車對(duì)架空結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的豎向位移較小,整個(gè)架空體系較為安全。

3.1.3 動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)分析

不同列車運(yùn)行速度下各特征點(diǎn)的軸應(yīng)力時(shí)程曲線變化規(guī)律,如圖11所示(正值表示受拉,負(fù)值受壓)?？梢钥闯?當(dāng)列車以不同速度通過(guò)測(cè)點(diǎn)位置時(shí),架空結(jié)構(gòu)同一測(cè)點(diǎn)的動(dòng)應(yīng)力時(shí)程曲線變化規(guī)律相似,不同之處在于當(dāng)行車速度為60 km/h時(shí),對(duì)于鋼枕測(cè)點(diǎn),在列車行駛后期其軸應(yīng)力衰減較快,而架空樁在不同速度下的軸應(yīng)力響應(yīng)沒(méi)太大變化。對(duì)于軸應(yīng)力峰值方面,當(dāng)列車速度由30 km/h變化到60 km/h時(shí),測(cè)點(diǎn)一總體表現(xiàn)為處于受拉狀態(tài),軸應(yīng)力峰值從754.40 kN/m2變?yōu)?95.54 kN/m2,增加約5.5%;測(cè)點(diǎn)二總體表現(xiàn)為處于受拉狀態(tài),軸應(yīng)力峰值從684.99 kN/m2變?yōu)?24.41 kN/m2,增加約5.8%;架空樁測(cè)點(diǎn)總體表現(xiàn)為受壓狀態(tài),軸應(yīng)力峰值從-55.21 kN/m2變?yōu)?74.40 kN/m2,增加約34.8%。根據(jù)分析可知,鋼枕可視為假設(shè)在路面的梁結(jié)構(gòu),當(dāng)上部有列車荷載時(shí),其受力邊表現(xiàn)為受拉,而由于測(cè)點(diǎn)一遠(yuǎn)離橫抬梁,受到橫抬梁較小的約束影響,故測(cè)點(diǎn)一應(yīng)力幅值要略大于測(cè)點(diǎn)二;而架空樁在上部列車荷載和鋼枕自重下,表現(xiàn)為受壓狀態(tài),但由于上部鋼枕及橫抬粱等結(jié)構(gòu)作用,以及樁周圍土體對(duì)于上部荷載的承載作用,使得樁所受壓應(yīng)力較低。

圖11 不同行車速度下架空結(jié)構(gòu)測(cè)點(diǎn)一動(dòng)應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.11 Time-history curves of dynamic stress at measuring point 1 of overhead structure at different running speeds

總的來(lái)說(shuō),當(dāng)列車通過(guò)架空結(jié)構(gòu)測(cè)點(diǎn)位置時(shí),架空結(jié)構(gòu)的拉、壓應(yīng)力遠(yuǎn)小于架空結(jié)構(gòu)材料的強(qiáng)度限值,因此,該工況列車荷載作用下不會(huì)對(duì)架空結(jié)構(gòu)安全性造成破壞。

3.2 不同軸重下架空結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)

不同軸重列車荷載作用下架空結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算條件:隴海鐵路上行線單線加載,列車軸重取110 kN和150 kN。由于本工程段上部列車行駛速度一般為45 km/h左右,因此本節(jié)選取列車運(yùn)行速度45 km/h為固定參數(shù)?？紤]列車長(zhǎng)度及運(yùn)行速度,計(jì)算時(shí)長(zhǎng)取一趟列車通過(guò)的時(shí)間為30 s。

3.2.1 加速度響應(yīng)分析

不同列車運(yùn)行荷載下各分析測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線,如圖12所示。從加速度時(shí)程曲線可以看出,不同軸重下鋼枕測(cè)點(diǎn)加速度響應(yīng)幅值都呈現(xiàn)先減小后增大的規(guī)律,而架空樁加速度時(shí)程曲線波動(dòng)較為平緩。同時(shí),當(dāng)軸重從110 kN變?yōu)?50 kN時(shí),測(cè)點(diǎn)一加速度峰值由1.67g變?yōu)?.01g,測(cè)點(diǎn)二加速度峰值由1.42g變?yōu)?.70g,架空樁測(cè)點(diǎn)加速度峰值由0.39g變?yōu)?.45g,各測(cè)點(diǎn)加速度變化較小,且數(shù)值也較低,就加速度響應(yīng)而言,列車軸重的改變對(duì)于架空體系的加速度響應(yīng)影響不大。

圖12 不同軸重列車作用下架空結(jié)構(gòu)各測(cè)點(diǎn)加速度時(shí)程曲線Fig.12 Acceleration time history curves of the overhead structure at each measuring point under the action of different axle load trains

3.2.2 位移響應(yīng)分析

不同列車運(yùn)行荷載下各分析測(cè)點(diǎn)的豎向位移時(shí)程曲線如圖13所示。從加速度時(shí)程曲線可以看出,不同軸重下各測(cè)點(diǎn)豎向位移都表現(xiàn)為剛開(kāi)始急劇增大,在第5 s左右會(huì)有所減小,之后20 s內(nèi)曲線呈較為平穩(wěn)狀態(tài),而在第25 s左右急劇減小。這分別對(duì)應(yīng)于列車駛?cè)?、列車平穩(wěn)運(yùn)行和列車駛出階段。而當(dāng)軸重從110 kN變?yōu)?50 kN時(shí),測(cè)點(diǎn)一最大豎向位移由-6.29 mm變?yōu)?7.05 mm,位移增加約12.1%;測(cè)點(diǎn)二最大豎向位移由-5.96 mm變?yōu)?6.54 mm,位移增加約9.7%;架空樁測(cè)點(diǎn)最大豎向位移由-4.08 mm變?yōu)?4.33 mm,位移增加約6.1%。可以看出,軸重的改變對(duì)于列車豎向位移的影響可以忽略,同時(shí)在整個(gè)列車運(yùn)行過(guò)程中,全部測(cè)點(diǎn)所產(chǎn)生的豎向位移峰值在鐵道及架空結(jié)構(gòu)容許范圍值8 mm內(nèi),就豎向位移響應(yīng)而言,架空結(jié)構(gòu)較為安全。

圖13 不同軸重列車作用下架空結(jié)構(gòu)測(cè)點(diǎn)一位移時(shí)程曲線Fig.13 Displacement time history curve of measuring point 1 of overhead structure under different axle load trains

3.2.3 動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)分析

不同列車運(yùn)行荷載下各分析測(cè)點(diǎn)的軸應(yīng)力時(shí)程曲線如圖14所示?？梢钥闯?不同軸重下,架空結(jié)構(gòu)同一測(cè)點(diǎn)的動(dòng)應(yīng)力時(shí)程曲線變化規(guī)律相似。對(duì)于軸應(yīng)力峰值方面,當(dāng)列車速度由30 km/h變化到60 km/h時(shí),測(cè)點(diǎn)一、測(cè)點(diǎn)二都表現(xiàn)為處于受拉狀態(tài),軸應(yīng)力峰值從926.54 kN/m2變?yōu)?21.79 kN/m2,測(cè)點(diǎn)二軸應(yīng)力峰值均為815.18 kN/m2,架空樁測(cè)點(diǎn)受壓且其軸應(yīng)力峰值均為-77.27 kN/m2。顯然,軸重的改變對(duì)于各架空體系測(cè)點(diǎn)整個(gè)階段軸應(yīng)力峰值影響幾乎可以忽視。

圖14 不同軸重列車作用下架空結(jié)構(gòu)各測(cè)點(diǎn)動(dòng)應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.14 The time-history curves of dynamic stress at each measuring point of overhead structure under the action of different axle load trains

但在列車平穩(wěn)行駛階段(即5～25 s),當(dāng)列車速度從30 km/h變化到60 km/h時(shí),測(cè)點(diǎn)一在此階段軸應(yīng)力峰值由696.23 kN/m2變?yōu)?12.34 kN/m2,增加約31%;測(cè)點(diǎn)二在此階段軸應(yīng)力峰值由615.84 kN/m2變?yōu)?77.78 kN/m2,增加約42.5%。可見(jiàn),軸重的改變對(duì)于整個(gè)列車行駛階段最大峰值的影響是可忽略的,其影響主要在于軸重的增加在列車平穩(wěn)形式階段會(huì)相應(yīng)增大架空結(jié)構(gòu)各部件的所受軸力大小。但總的來(lái)說(shuō),當(dāng)列車通過(guò)架空結(jié)構(gòu)測(cè)點(diǎn)位置時(shí),架空結(jié)構(gòu)的拉、壓應(yīng)力遠(yuǎn)小于架空結(jié)構(gòu)材料的強(qiáng)度限值,因此,該工況列車荷載作用下不會(huì)對(duì)架空結(jié)構(gòu)安全性造成破壞。

3.3 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)對(duì)比

通過(guò)采集現(xiàn)場(chǎng)列車通過(guò)時(shí)測(cè)點(diǎn)的豎向振動(dòng)加速度時(shí)程曲線,可以實(shí)時(shí)掌握架空體系動(dòng)力響應(yīng),并根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)情況及時(shí)采取安全防治措施[23-26]。本工程中,采用SDY400數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)對(duì)5號(hào)箱涵頂進(jìn)段進(jìn)行動(dòng)力監(jiān)測(cè),其監(jiān)測(cè)系統(tǒng)包括含16個(gè)16位高精度AD采集通道的WS-U60116數(shù)據(jù)采集器,以及采用SD135-1內(nèi)裝集成電路的傳感器,其低頻特性優(yōu)越,可做長(zhǎng)期振動(dòng)監(jiān)測(cè)使用。頂進(jìn)期間,應(yīng)于圖8所示測(cè)點(diǎn),對(duì)5#箱涵頂進(jìn)階段進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)動(dòng)力響應(yīng)監(jiān)測(cè),分別對(duì)鋼枕、架空樁以及橫抬梁在列車動(dòng)荷載下的加速度變化進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè),以驗(yàn)證數(shù)值模擬的合理性,并給施工提供指導(dǎo)作用,監(jiān)測(cè)流程如圖15所示。

圖15 監(jiān)測(cè)流程圖Fig.15 Monitoring steps

圖16 鋼枕測(cè)點(diǎn)一時(shí)程曲線對(duì)比Fig.16 Comparison of time history curves of steel sleeper measuring point 1

圖17 鋼枕測(cè)點(diǎn)二時(shí)程曲線對(duì)比Fig.17 Comparison of time history curves of steel sleeper measuring point 2

圖18 架空樁測(cè)點(diǎn)時(shí)程曲線對(duì)比Fig.18 Comparison of time history curves of overhead pile measuring point

3.3.1 鋼枕測(cè)點(diǎn)時(shí)程曲線對(duì)比

可以看出,對(duì)于測(cè)點(diǎn)一,實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)顯示其加速度最大值約1.62g,出現(xiàn)在第3 s。而數(shù)值模擬結(jié)果中,加速度最大值約1.74g,出現(xiàn)在第2 s。之后測(cè)點(diǎn)加速度變化幅值有所減小,而在20～25 s時(shí)加速度有所增加,最后隨著列車的駛離,加速度減小到0。

對(duì)于測(cè)點(diǎn)二,實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)顯示其加速度最大值約1.33g,出現(xiàn)在第3 s。而數(shù)值模擬結(jié)果中,加速度最大值約1.32g,出現(xiàn)在第2 s。中間測(cè)點(diǎn)加速度變化幅值有所減小,而分別在第20 s和第25 s時(shí),實(shí)測(cè)結(jié)果和數(shù)值結(jié)果有所增加,最后隨著列車的駛離,加速度減小到0。

3.3.2 架空樁測(cè)點(diǎn)時(shí)程曲線對(duì)比

從架空樁測(cè)點(diǎn)時(shí)程曲線對(duì)比可知,實(shí)測(cè)加速度最大值約3.5g,出現(xiàn)在第5 s。數(shù)值結(jié)果中加速度最大值約4.1g,出現(xiàn)在第3 s。之后加速度幅值有所減小,并且實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)在2.5g內(nèi)波動(dòng),數(shù)值結(jié)果在2.2g內(nèi)波動(dòng)。最后分別在28 s和26 s后,兩結(jié)果中加速度逐漸降低,直至為0。

從各測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)結(jié)果和數(shù)值結(jié)果對(duì)比可以看出,與數(shù)值模擬相比,由于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)受到諸多環(huán)境因素的影響,比如施工中設(shè)備振動(dòng)、千斤頂液壓機(jī)振動(dòng)、環(huán)境噪音等的存在都會(huì)對(duì)監(jiān)測(cè)結(jié)果有所影響,相對(duì)來(lái)說(shuō)數(shù)值模擬是理想型的,所以導(dǎo)致實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的變化頻率高于數(shù)值模擬,這也導(dǎo)致了兩者的頻響差異。但數(shù)值模計(jì)算和實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)所得的加速度峰值都在一個(gè)數(shù)量級(jí),各測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬結(jié)果不但在數(shù)值大小上接近,并且時(shí)程曲線規(guī)律基本相同,數(shù)值模擬結(jié)果在振動(dòng)加速度響應(yīng)規(guī)律上與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)規(guī)律吻合較好,由此可基本判斷數(shù)值模擬在該方法下可較好模擬現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際工況。

3.4 既有線架空結(jié)構(gòu)體系的穩(wěn)定性評(píng)價(jià)

由動(dòng)力模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果可知,在不同列車運(yùn)行速度和列車軸重荷載作用下,各特征分析點(diǎn)的加速度、位移值及軸應(yīng)力峰值均在容許范圍內(nèi),即正常情況下施工結(jié)構(gòu)是安全的。由計(jì)算結(jié)果可知,隨著列車運(yùn)行速度和列車軸重的增加,架空結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)體系的動(dòng)力響應(yīng)越明顯,同時(shí)考慮到既有線列車的運(yùn)輸能力和運(yùn)輸秩序,故將既有線客貨運(yùn)列車通過(guò)架空段時(shí)的運(yùn)行速度限制在45 km/h,同時(shí)需對(duì)架空結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行嚴(yán)格現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)并加強(qiáng)施工控制,以免因響應(yīng)超限造成上部鐵路線路無(wú)法運(yùn)營(yíng)和后期施工的不便。

4 結(jié) 論

本研究基于經(jīng)九路—隴海鐵路立交工程5#箱涵頂進(jìn)段架空工況,針對(duì)既有線架空體系的動(dòng)力問(wèn)題,采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試方法,對(duì)兩股道既有線上不同行車速度及不同軸重的列車作用下的鐵路架空結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律進(jìn)行了研究。主要的研究結(jié)論如下:

(1) 架空體系各部位在不同列車運(yùn)行速度和列車荷載下的各動(dòng)力響應(yīng),即振動(dòng)加速度、豎向位移和軸應(yīng)力響應(yīng)時(shí)程曲線變化規(guī)律基本相同,主要都表現(xiàn)為列車駛?cè)腚A段動(dòng)力響應(yīng)急劇增大,列車平穩(wěn)行駛階段各動(dòng)力響應(yīng)曲線較為平穩(wěn),而在列車駛出遠(yuǎn)離階段動(dòng)力響應(yīng)逐漸減小,并且各動(dòng)力響應(yīng)峰值主要出現(xiàn)在列車駛?cè)腚A段。

(2) 架空體系各部位的動(dòng)力響應(yīng)基本上都是隨著列車車速的增大而增大,隨著列車荷載的增大而增大,但相對(duì)而言,架空體系的動(dòng)力響應(yīng)對(duì)列車速度變化的敏感性要比對(duì)列車荷載的敏感性強(qiáng)。同時(shí),相同條件下,架空樁動(dòng)力響應(yīng)對(duì)行車速度和行車荷載改變的敏感性要比鋼枕強(qiáng)。所以,相比于行車荷載的改變,實(shí)際中應(yīng)更多注意行車速度改變引起架空體系的動(dòng)力響應(yīng)的變化情況,且應(yīng)將架空樁動(dòng)力響應(yīng)變化情況列為重點(diǎn)變化指標(biāo)。

(3) 通過(guò)數(shù)值分析和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析可知,對(duì)于整個(gè)臨時(shí)架空體系,各測(cè)點(diǎn)的加速度響應(yīng)時(shí)程曲線規(guī)律基本相同,模擬結(jié)果和監(jiān)測(cè)結(jié)果較為接近,同時(shí)各數(shù)值大小都在工程允許范圍之內(nèi),架空體系較為穩(wěn)定。