高增增

(中國鐵路設(shè)計集團(tuán)有限公司,天津 300308)

新建北京至雄安新區(qū)城際鐵路(以下簡稱“京雄城際”)途經(jīng)北京市大興區(qū)，河北省廊坊市廣陽區(qū)、固安縣、永清縣和霸州市，終至雄安新區(qū)雄縣，線路全長92.78 km。全線共設(shè)置北京大興、大興機(jī)場、固安東、霸州北、雄安5座車站。京雄城際鐵路是連接北京市區(qū)、大興國際機(jī)場和雄安新區(qū)的重要干線，承載著支撐雄安新區(qū)起步建設(shè)任務(wù)和引領(lǐng)國家戰(zhàn)略的重要使命。京雄城際鐵路大興至大興機(jī)場段的設(shè)計速度目標(biāo)值為250 km/h，大興機(jī)場至雄安段的設(shè)計速度目標(biāo)值為350 km/h。京雄城際、規(guī)劃京港臺高鐵正線一般地段采用具有自主知識產(chǎn)權(quán)的CRTSⅢ型板式無砟軌道[1-3]，車站兩端咽喉區(qū)采用軌枕埋入式及雙塊式無砟軌道，全線一次鋪設(shè)跨區(qū)間無縫線路。

京雄城際雄安站站房以地面進(jìn)站為主、高架進(jìn)站為輔，地面候車廳面積較大，采用站橋一體(房建結(jié)構(gòu))結(jié)構(gòu)形式，高架軌道層的正上方及正下方均設(shè)置旅客候車區(qū)。站橋一體范圍內(nèi)，京雄城際正線設(shè)計速度為80 km/h，京港臺高鐵正線設(shè)計速度為120 km/h。

與傳統(tǒng)車站結(jié)構(gòu)形式相比，雄安站站房采用“房橋一體”的框架結(jié)構(gòu)作為軌道層結(jié)構(gòu)，受高速鐵路振動影響大，列車到發(fā)及通過時引發(fā)的振動傳遞至站臺、車站辦公場所及候車廳，影響車站結(jié)構(gòu)安全、候車旅客及車站辦公人員的舒適性。高速鐵路高架車站的振動噪聲問題將直接影響旅客在候車過程中的舒適性，尤其是多列車到發(fā)或通過時引發(fā)的振動疊加效應(yīng)，其振動傳遞至候車廳及站臺，對旅客候車舒適性影響格外顯著。

國外對減振軌道進(jìn)行了許多研究，多種減振軌道形式已得到成功應(yīng)用[4-6]。日本高速鐵路主要采用板式減振軌道，德國高速鐵路主要采用旭普林浮置板系統(tǒng)、Rheda2000浮置板系統(tǒng)、博格質(zhì)量-彈簧系統(tǒng)等[7-10]。我國高速鐵路主要采用雙塊式[5-9]和板式減振無砟軌道[11-15]，通過在軌道板下設(shè)置彈性隔振墊，隔離振動向基礎(chǔ)的傳遞，從而實(shí)現(xiàn)減振目標(biāo)。目前，隔振墊減振軌道主要鋪設(shè)在時速250、350 km高速鐵路，時速200 km城際鐵路隧道或地下結(jié)構(gòu)地段，高架車站鋪設(shè)應(yīng)用較少[16-20]。

綜上所述，有必要對雄安高架站減振無砟軌道技術(shù)進(jìn)行研究，從振動源頭、振動傳播路徑、受振體等多個角度分析減振無砟軌道技術(shù)的應(yīng)用效果。結(jié)合雄安高架車站特點(diǎn)開展減振無砟軌道技術(shù)研究，對降低振動對候車旅客的影響具有重要意義。

1 計算模型

1.1 車輛模型

京雄城際鐵路車輛采用CRH-3型，設(shè)計軸重為17 t。車輛系統(tǒng)由車體、轉(zhuǎn)向架、輪對組成，并通過一系懸掛和二系懸掛進(jìn)行部件間的連接。假設(shè)高速車輛為多剛體系統(tǒng)，轉(zhuǎn)向架和車體均采用6個自由度，輪對采用5個自由度，共計38個自由度。一系、二系懸掛采用線性彈簧進(jìn)行模擬，可充分考慮縱、橫、垂方向的剛度與阻尼。車輛模型見圖1，相關(guān)參數(shù)見表1。

圖1 CRH3型高速列車仿真模型

表1 CRH3高速列車模型參數(shù)

1.2 軌道車站模型

雄安站正線采用減振CRTSⅢ型板式無砟軌道，減振型CRTSⅢ型板式無砟軌道主要由鋼軌、WJ-8B型扣件、軌道板、自密實(shí)混凝土層、橡膠隔振墊層以及底座等部分組成。軌道板與自密實(shí)混凝土之間設(shè)有門形鋼筋，形成“復(fù)合板”結(jié)構(gòu)，自密實(shí)混凝土與底座板之間通過限位凸臺和凹槽之間的咬合作用來進(jìn)行限位，軌道結(jié)構(gòu)模型見圖2。

圖2 減振CRTSⅢ軌道仿真模型

鋼軌采用60N鋼軌，彈性模量為2.06×1011N/m2；扣件采用WJ-8B型扣件，扣件支點(diǎn)間距為630 mm；軌道板為工廠預(yù)制C60預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，軌道板尺寸為長5.6 m、寬2.5 m、厚0.2 m；自密實(shí)混凝土層為C40鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，長度和寬度同軌道板，厚90 mm，對應(yīng)每塊軌道板范圍自密實(shí)混凝土層設(shè)置2個凸臺，限位擋臺的尺寸為1 000 mm×700 mm，高度為130 mm；底座板頂面及限位凸臺底面鋪設(shè)橡膠隔振墊，厚度為27 mm，隔振墊層靜模量取0.03 N/mm3，動靜剛度比為1.3，底座凹槽四周側(cè)壁與限位擋臺之間設(shè)置8 mm厚彈性緩沖墊層，彈性墊層靜剛度取30 kN/mm；底座板為C40鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，底座寬2900 mm，直線地段底座厚200 mm。除扣件采用線性彈簧-阻尼單元進(jìn)行模擬外，其余部件均采用實(shí)體單元進(jìn)行模擬，軌道結(jié)構(gòu)兩端采用對稱約束。為盡可能消除邊界效應(yīng)，所建模型尺寸為600 m×300 m，選取中間位置作為計算輸出點(diǎn)。

進(jìn)行動力學(xué)分析時，采用TB/T 3352—2014《高速鐵路無砟軌道不平順譜》作為軌道隨機(jī)不平順激勵。輪軌接觸模型見圖3，輪軌法向?yàn)镠ertz接觸，根據(jù)Hertz非線性彈性接觸理論計算輪軌法向力；切向采用庫倫摩擦接觸。

圖3 輪軌接觸模型

同時將軌道及車輛部分的模型與雄安車站模型耦合，將軌道結(jié)構(gòu)放置于第7道(即京港臺正線)，軌道結(jié)構(gòu)的底座板與雄安車站站臺層樓面完全耦合，車-軌-站一體化耦合動力學(xué)模型見圖4。

圖4 車-軌-站一體化耦合動力學(xué)模型

2 高架車站減振無砟軌道結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)分析

以橡膠隔振墊層剛度取0.019 N/mm3為例，對比分析減振無砟軌道和普通無砟軌道對各結(jié)構(gòu)層動力響應(yīng)的影響差異。

2.1 鋼軌

普通無砟軌道和減振無砟軌道對鋼軌垂向位移及振動加速度的影響差異如圖5、圖6所示。由圖5、圖6可知，普通無砟軌道鋼軌垂向位移較低，最大垂向位移為1.25 mm，采用橡膠隔振墊后，鋼軌垂向位移增大至1.60 mm。普通無砟軌道鋼軌振動加速度峰值為150.60 m/s2，減振無砟軌道鋼軌振動加速度峰值為180.9 m/s2，鋼軌振動加速度約增加30 m/s2。鋼軌垂向位移和振動加速度均小于容許值2.0 mm和5 000 m/s2。

圖5 鋼軌垂向位移

圖6 鋼軌垂向振動加速度

2.2 軌道板

普通無砟軌道和減振無砟軌道板對垂向位移及振動加速度的影響差異如圖7、圖8所示。由圖7、圖8可知，采用隔振墊后軌道板垂向位移顯著增加，最大垂向位移達(dá)到0.597 mm，相比普通無砟軌道0.275 mm的垂向位移，位移量增加近1倍。采用隔振墊層后軌道板板端振動加速度明顯增加，振動加速度峰值為15.01 m/s2，普通無砟軌道板的板端垂向振動加速度峰值為8.47 m/s2。軌道板振動加速度遠(yuǎn)小于容許值300 m/s2。

圖7 軌道板位移時程曲線

圖8 軌道板加速度時程曲線

2.3 底座板

普通無砟軌道和減振無砟軌道對底座板垂向位移及振動加速度的影響差異如圖9、圖10所示。

圖9 底座板板端位移時程曲線

圖10 底座板板端加速度時程曲線

由圖9、圖10可知，采用隔振墊后底座垂向位移略微增加，達(dá)到0.289 mm，普通無砟軌道底座位移為0.272 mm。采用隔振墊后底座板的板端振動加速度峰值為0.18 m/s2，普通無砟軌道底座垂向振動加速度峰值為1.20 m/s2，垂向加速度衰減顯著，采用橡膠隔振墊能夠很好地降低底座板的振動加速度，進(jìn)而降低與之相連車站建筑的振動響應(yīng)。

2.4 不同減振剛度的影響

匯總不同橡膠隔振墊剛度及未采用隔振墊時軌道各結(jié)構(gòu)層動力響應(yīng)數(shù)據(jù)，如表2所示。表2中數(shù)據(jù)選取點(diǎn)均位于車站跨中，且軌道板及底座板端部動力響應(yīng)較大區(qū)域具有一定富余量。

表2 不同隔振墊剛度下軌道結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)

由表2可知，隨著隔振墊剛度的降低，鋼軌加速度、鋼軌位移、軌道板位移逐漸增加，底座板加速度逐漸減小，符合減振無砟軌道的設(shè)計原理。隔振墊靜剛度取0.030 N/mm3時，鋼軌最大位移為1.50 mm。

3 軌道結(jié)構(gòu)減振效果分析

分析采用橡膠隔振墊后振動從鋼軌傳遞至底座板的振動頻率變化情況，同時計算采用不同剛度橡膠隔振墊的傳遞損失及插入損失量。

3.1 振動傳遞分析

以橡膠隔振墊層剛度取0.030 N/mm3為例，鋼軌、軌道板和底座板振動加速度頻域曲線如圖11所示。由圖11可知，鋼軌的主振動頻率約在500 Hz，振幅峰值為13.00 m/s2，次振動頻率為1 000 Hz，振幅峰值為7.00 m/s2。不同隔振墊剛度對于鋼軌振動主頻及次頻影響不大，主要頻率的振幅峰值均接近13.00 m/s2。當(dāng)鋼軌振動傳遞到軌道板時，1 000 Hz的高頻振動迅速衰減，僅剩下500 Hz的頻率。軌道板的主頻率振幅僅為1.50 m/s2，相較普通無砟軌道的13.00 m/s2下降約10倍。振動由軌道板向底座板傳遞過程中，振動幅值進(jìn)一步降低，主頻率峰值由軌道板的1.50 m/s2下降到0.04 m/s2，從頻率分布上來看，振動傳遞到底座板時1 000 Hz的振動完全衰減消失，僅剩下500 Hz的主振動頻率。

圖11 減振軌道振動加速度頻域曲線(隔振墊層剛度0.030 N/mm3)

不同隔振墊剛度下400 Hz內(nèi)的底座板分頻振級見圖12?？梢钥闯?，采用隔振墊后，相比于普通無砟軌道，各頻段的振級均有不同程度的下降，同時64～400 Hz頻段的振動衰減迅速，底座板振動的主要貢獻(xiàn)頻率約為20 Hz，普通無砟軌道主要貢獻(xiàn)頻率約為64 Hz。計算得到采用靜剛度0.019 N/mm3隔振墊的計權(quán)總振級為85.22 dB，而未采用隔振墊的普通無砟軌道計權(quán)總振級為95.01 dB。

圖12 不同隔振墊剛度底座板計權(quán)分頻振級對比

3.2 減振效果分析

隔振墊的傳遞損失定義為，軌道板板底的計權(quán)總振級與底座板板底計權(quán)總振級之差。隔振墊的插入損失定義為，安裝隔振墊及未安裝隔振墊時底座板板底的計權(quán)總振級之差，一般用隔振墊的插入損失來描述隔振墊的減振效果。表3為不同隔振墊剛度下軌道板板底及底座板板底的計權(quán)總振級。

表3 不同隔振墊剛度下的軌道板及底座板計權(quán)總振級(1～400 Hz)

由表3可知，隨著隔振墊剛度的逐漸降低，軌道板及底座板的計權(quán)總振級不斷下降。同時，隔振墊的插入損失及傳遞損失也逐漸降低。從傳遞損失來看，剛度從0.046 N/mm3到0.030 N/mm3時振級損失量顯著，繼續(xù)降低隔振墊剛度，損失量變化緩慢。從插入損失(減振效果)來看，隔振墊剛度降低至0.030 N/mm3時減振效果明顯，軌道減振效果可達(dá)6.72 dB。由減振效果來看，隔振墊剛度宜取0.030 N/mm3及以下。從軌道結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)來看，采用橡膠隔振墊能夠顯著降低底座板的振動響應(yīng)，進(jìn)而降低與之接觸的基礎(chǔ)振動響應(yīng)。剛度為0.030 N/mm3的橡膠隔振墊在相關(guān)工程中已有成熟的應(yīng)用實(shí)踐，具有比較完善的施工技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)；另一方面，根據(jù)既有的地鐵相關(guān)案例經(jīng)驗(yàn)，軌道結(jié)構(gòu)剛度過低時，在后續(xù)長期運(yùn)營過程中比較容易產(chǎn)生鋼軌波浪形磨耗，增加輪軌噪聲不利于車站整體降噪，故不推薦采用更低的橡膠墊層剛度。

4 結(jié)論及建議

以雄安車站站橋一體化結(jié)構(gòu)為研究對象，通過建立車-軌-站一體化三維空間耦合動力學(xué)模型，主要分析了不同橡膠隔振墊剛度下的無砟軌道動力學(xué)響應(yīng)，同時根據(jù)相關(guān)結(jié)構(gòu)層的動力響應(yīng)分析了不同隔振墊的減振效果，主要結(jié)論及建議如下。

(1)從軌道結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)來看，采用橡膠隔振墊能夠顯著降低底座板的振動響應(yīng)，進(jìn)而降低與之接觸的基礎(chǔ)振動響應(yīng)，但與此同時鋼軌及軌道板的垂向振動加速度及位移也會增加。隔振墊靜剛度取0.030 N/mm3時，鋼軌最大位移為1.50 mm。為保證鋼軌位移滿足規(guī)范限值要求且有一定的富余量，建議隔振墊靜剛度取0.030 N/mm3及以上。

(2)從隔振墊減振效果來看，采用減振型無砟軌道能夠顯著降低車輛行駛過程中產(chǎn)生的振動響應(yīng)。隔振墊靜剛度取0.030 N/mm3時，軌道減振效果可達(dá)6.72 dB。根據(jù)隔振墊的插入損失及傳遞損失計算結(jié)果，分析不同隔振墊下的減振效果，最終確定隔振墊靜剛度宜取0.030 N/mm3及以下。

(3)綜合考慮軌道結(jié)構(gòu)的位移限值和相關(guān)運(yùn)營經(jīng)驗(yàn)，建議雄安高架車站橡膠隔振墊靜剛度取0.030 N/mm3。