戴公連， 王 蒙， 劉文碩

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410075；2.高速鐵路建造技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410075)

CRTSⅡ型板式無砟軌道是我國鐵路研究人員在德國博格板式無砟軌道的基礎(chǔ)上加以技術(shù)總結(jié)及技術(shù)再創(chuàng)新提出的，首次應(yīng)用于京津城際鐵路，繼而又廣泛應(yīng)用到京石客專、寧杭客專、京滬高鐵等鐵路線上[1]，單線鋪設(shè)里程已超過10 000 km。

隨著高速鐵路列車運(yùn)行速度的不斷提高，列車-軌道-橋梁三者之間的動(dòng)力相互作用更加明顯。因此，對(duì)于板式無砟軌道結(jié)構(gòu)及其下橋梁結(jié)構(gòu)在動(dòng)力作用下變形的研究顯得尤為重要。沈銳利等[2-3]通過建立車輛與板式軌道與橋梁的相互作用動(dòng)力學(xué)模型來研究其動(dòng)力特性；楊宜謙等[4-5]進(jìn)行了相似的高速鐵路簡(jiǎn)支橋梁、連續(xù)梁橋及特殊結(jié)構(gòu)橋梁的動(dòng)力特性測(cè)試試驗(yàn)，得出了橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，但并未考慮軌道結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性。以往的研究大多采用有限元理論分析[6-7]來研究梁軌系統(tǒng)的動(dòng)力特性，而試驗(yàn)研究較少，長(zhǎng)期試驗(yàn)更為匱乏。

本試驗(yàn)針對(duì)不同列車類型、不同行車速度下CRTSⅡ型板式無砟軌道及其下橋梁結(jié)構(gòu)變形進(jìn)行了為期4個(gè)月的測(cè)試。測(cè)試結(jié)果對(duì)于校正理論分析、驗(yàn)證有限元模型及數(shù)值模擬的正確性具有重大意義；同時(shí)，也可對(duì)規(guī)范進(jìn)行檢驗(yàn)并為規(guī)范中不完善方面的補(bǔ)充提供重要參考依據(jù)；可為高速鐵路列車在縱連板式無砟軌道橋梁上走行的安全性、平順性和穩(wěn)定性提供保障。

1 試驗(yàn)概況

1.1 橋梁及試驗(yàn)列車介紹

以滬昆鐵路客運(yùn)專線上某12×32 m連續(xù)等跨布置的簡(jiǎn)支梁橋的其中三孔為試驗(yàn)對(duì)象，測(cè)試橋梁結(jié)構(gòu)及軌道結(jié)構(gòu)的各項(xiàng)變形指標(biāo)。該橋位于直線上，線路坡度為7.8‰，橋上采用CRTSⅡ型板式無砟軌道，截面采用高速鐵路常用32 m標(biāo)準(zhǔn)跨徑無砟軌道預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支箱梁截面，橋梁凈寬12 m，防護(hù)墻內(nèi)側(cè)凈寬8.8 m；中心處梁高3.05 m，兩端處梁高3.078 m；梁長(zhǎng)32.6 m，計(jì)算跨度31.5 m；橋梁支座采用“固-活-固-活”的布置形式，固定支座均設(shè)置在梁的左端；橋墩采用圓端形橋墩，橋臺(tái)采用矩形空心臺(tái)。

不同類型列車作用下橋梁及軌道結(jié)構(gòu)變形具有相似規(guī)律，因此本文僅以24輛經(jīng)過下行線的CRH380A-001型列車為例，對(duì)其測(cè)試結(jié)果進(jìn)行分析。該列車為8節(jié)編組，其中6節(jié)拖車2節(jié)動(dòng)車；每節(jié)車廂2個(gè)轉(zhuǎn)向架，4個(gè)輪對(duì)，軸距為2.5 m，軸重≤15 t；列車總長(zhǎng)203 m，頭車長(zhǎng)26.5 m，中間車長(zhǎng)25 m。

1.2 試驗(yàn)儀器和測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用SMW-WYDC-25D型位移計(jì)等傳感器采樣，并用北京東方振動(dòng)和噪聲技術(shù)研究所研發(fā)的網(wǎng)絡(luò)便攜式動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)同步采集系統(tǒng)自動(dòng)采集存儲(chǔ)上傳數(shù)據(jù)，測(cè)試了不同速度空載列車通過橋梁時(shí)的結(jié)構(gòu)變形。其中，橋上位移計(jì)用鋼腳架固定，墩頂相對(duì)位移計(jì)用磁性表座固定，梁底位移計(jì)采用在地面上搭設(shè)預(yù)壓的滿堂支架進(jìn)行固定。同時(shí)，為得到列車運(yùn)行速度，在鋼軌上粘貼了應(yīng)變花。試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容包括：行車條件下橋梁結(jié)構(gòu)跨中及梁端的豎、橫向絕對(duì)位移、墩(臺(tái))頂?shù)目v、橫向絕對(duì)位移、梁端轉(zhuǎn)角、軌道結(jié)構(gòu)層間的相對(duì)位移、梁體與下部結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移及橋梁結(jié)構(gòu)跨中的動(dòng)應(yīng)變。

儀器安裝及測(cè)點(diǎn)布置在第1孔、第6孔、第12孔形式相同，這里以第6孔梁下行線側(cè)(右線)測(cè)點(diǎn)布置為例進(jìn)行說明，如圖1所示。

圖1 動(dòng)力測(cè)試測(cè)點(diǎn)布置

Fig.1 Arrangement of dynamic test points

2 橋梁結(jié)構(gòu)變形

2.1 梁體豎向撓度

2.1.1 試驗(yàn)標(biāo)定列車及其理論計(jì)算

由于每節(jié)列車車廂等長(zhǎng)設(shè)計(jì)，當(dāng)列車經(jīng)過簡(jiǎn)支梁時(shí)，相當(dāng)于在簡(jiǎn)支梁上作用了周期布置的移動(dòng)荷載列，故而簡(jiǎn)支梁將產(chǎn)生周期性的動(dòng)力響應(yīng)。為了研究動(dòng)力效應(yīng)使結(jié)構(gòu)響應(yīng)產(chǎn)生的增大效應(yīng)，首先要得到準(zhǔn)確的結(jié)構(gòu)在列車靜力荷載作用下的位移響應(yīng)。同時(shí)，這也是以下“2.5”節(jié)計(jì)算橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力系數(shù)的基礎(chǔ)?？紤]列車以極慢的速度通過簡(jiǎn)支梁，以至由于列車移動(dòng)而產(chǎn)生的動(dòng)力效應(yīng)可以忽略，僅考慮列車荷載在不同位置時(shí)簡(jiǎn)支梁的靜力響應(yīng)，此時(shí)的試驗(yàn)列車稱為標(biāo)定列車。本次試驗(yàn)的標(biāo)定列車以5 km/h的速度通過橋梁。

為了驗(yàn)證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的真實(shí)性，確保后續(xù)對(duì)列車動(dòng)載作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)的計(jì)算和分析的正確性，此處通過理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)標(biāo)定列車作用下梁體的靜力響應(yīng)作對(duì)比驗(yàn)證。首先，將實(shí)際列車荷載進(jìn)行簡(jiǎn)化：簡(jiǎn)化模型一將每個(gè)轉(zhuǎn)向架荷載簡(jiǎn)化為作用在轉(zhuǎn)向架中心處的集中荷載，大小為列車軸重P，取15 t；考慮到列車輪對(duì)直接作用在鋼軌上，經(jīng)過軌道結(jié)構(gòu)的傳遞分散后才作用在梁體上，簡(jiǎn)化模型二將相鄰兩節(jié)車廂的相鄰兩個(gè)轉(zhuǎn)向架看作與其等長(zhǎng)分布的均布荷載，荷載集度為q，取30 kN/m；車頭和車尾的轉(zhuǎn)向架簡(jiǎn)化為作用在轉(zhuǎn)向架中心處的集中荷載P，取15 t。兩種簡(jiǎn)化荷載模型經(jīng)過簡(jiǎn)支梁的計(jì)算圖示，分別如圖2(a)和圖2(b)所示。

(a)模型一

(b)模型二

CRH380A-001列車經(jīng)過32 m簡(jiǎn)支梁時(shí)：L1=17.5 m(L1

(1)

(2)

通過MATLAB編程計(jì)算并與試驗(yàn)標(biāo)定列車作用下跨中撓度響應(yīng)對(duì)比結(jié)果,如圖3所示。

圖3 理論計(jì)算與試驗(yàn)標(biāo)定跨中撓度對(duì)比圖

Fig.3 Comparison between theoretical calculation and the results of calibration train in the test

由圖3可知,簡(jiǎn)化列車荷載模型一和模型二作用下跨中撓度最大值與試驗(yàn)標(biāo)定列車均很接近，數(shù)值為0.5 mm。而跨中撓度極小值是由荷載從跨中向梁端移動(dòng)產(chǎn)生的。由于實(shí)際簡(jiǎn)支梁橋上為雙線軌道，故而試驗(yàn)標(biāo)定列車荷載并非作用在箱梁中心線上，而是存在一定的偏載效應(yīng)。當(dāng)荷載作用在跨中時(shí)，偏載效應(yīng)對(duì)跨中撓度產(chǎn)生的影響較??；當(dāng)荷載作用靠近支座時(shí)，偏載效應(yīng)對(duì)跨中撓度影響較大。因此，簡(jiǎn)化荷載模型作用下跨中撓度在極小值處存在一定的差別。因此，簡(jiǎn)化模型可以代替試驗(yàn)標(biāo)定而作為靜力標(biāo)定。且理論計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果相接近，說明試驗(yàn)數(shù)據(jù)真實(shí)可靠，可以反映列車荷載作用下橋梁結(jié)構(gòu)響應(yīng)的實(shí)際情況。

2.1.2 不同速度列車過橋跨中撓度

為了滿足高速行車條件下的行車安全和乘坐舒適度要求，《高鐵設(shè)計(jì)規(guī)范》在“7.3.2”節(jié)對(duì)梁式橋跨結(jié)構(gòu)的剛度進(jìn)行限定，并以活載作用下?lián)隙茸鳛橄拗抵笜?biāo)：對(duì)于設(shè)計(jì)速度350 km/h，跨度≤40 m的簡(jiǎn)支梁橋，跨撓比(橋梁計(jì)算跨徑/撓度)最小限值為1 600。試驗(yàn)測(cè)得不同速度下列車過橋時(shí)的跨撓比，如圖4所示。由圖4可知，實(shí)測(cè)跨撓比遠(yuǎn)大于規(guī)范最小限值，說明32 m雙線簡(jiǎn)支箱梁豎向設(shè)計(jì)剛度偏于保守，有一定的優(yōu)化空間。

圖4 不同速度下簡(jiǎn)支梁豎向撓跨比

Fig.4 Vertical ratio of deflection to span of simply supported beam at different speeds

2.1.3 連續(xù)等跨布置簡(jiǎn)支梁豎向周期不平順效應(yīng)

我國高速鐵路橋梁大量采用連續(xù)等跨布置的32 m簡(jiǎn)支梁橋。等跨布置的簡(jiǎn)支梁橋?qū)α熊嚠a(chǎn)生周期性的激勵(lì)，車橋可能發(fā)生共振現(xiàn)象。圖5(a)為同一趟列車以相同的速度通過試驗(yàn)橋時(shí)第1、第6、第12孔的跨中撓度經(jīng)過平滑處理去毛刺后的實(shí)測(cè)曲線圖(從列車入橋開始計(jì)算，并將時(shí)間坐標(biāo)轉(zhuǎn)換為距離坐標(biāo))，從圖5(a)可知,同一趟列車經(jīng)過第1、第6、第12孔時(shí)簡(jiǎn)支梁跨中豎向撓度波形幾乎重合。圖5(b)為不同速度列車通過試驗(yàn)橋時(shí)第1、第6、第12孔的跨中撓度最大值統(tǒng)計(jì)圖。且圖5(b)中撓度最大值、最小值和平均值的差值在1%～6%，并沒有出現(xiàn)逐漸增大的現(xiàn)象。由此可見：現(xiàn)有32 m雙線簡(jiǎn)支箱梁設(shè)計(jì)條件下，連續(xù)等跨布置對(duì)梁體的豎向振動(dòng)響應(yīng)影響不明顯。

(a)豎向撓度波形圖

(b)豎向撓度最大值

Fig.5 The mid span deflection of simply supported beams with equal span of 32 m

2.2 梁體水平撓度

梁體水平撓度過大會(huì)產(chǎn)生顯著的軌道的方向不平順，進(jìn)而影響車輛運(yùn)行的安全性和乘坐的舒適性?！陡哞F設(shè)計(jì)規(guī)范》在“7.3.3”節(jié)中規(guī)定：梁體的水平方向跨撓比(橋梁計(jì)算跨徑/水平撓度)最小限值為4 000。圖6給出了不同速度列車經(jīng)過時(shí)梁體跨中水平撓度的折算跨撓比。從圖6可知：實(shí)測(cè)橫向跨撓比遠(yuǎn)大于規(guī)范最小限值，說明梁體的橫向設(shè)計(jì)剛度偏于保守，可以進(jìn)行適當(dāng)?shù)膬?yōu)化設(shè)計(jì)。

圖6 梁體跨中水平撓度

2.3 梁端轉(zhuǎn)角

采用無砟軌道的橋梁，由于梁端豎向轉(zhuǎn)角使得梁縫兩側(cè)的鋼軌支點(diǎn)分別產(chǎn)生鋼軌的上拔和下壓現(xiàn)象。當(dāng)上拔力大于鋼軌扣件的下壓力時(shí)將導(dǎo)致鋼軌與下墊板脫開，當(dāng)墊板所受的下壓力過大時(shí)，可能導(dǎo)致墊板產(chǎn)生破壞。為了保證梁端扣件系統(tǒng)的受力及線路安全、減少運(yùn)營期間的維修工作量,《高鐵設(shè)計(jì)規(guī)范》在“7.3.7”節(jié)中規(guī)定：對(duì)于無砟軌道橋梁，梁端懸出長(zhǎng)度≤0.55 m時(shí)，梁端豎向轉(zhuǎn)角<1.5‰。

表1給出了列車以不同速度通過橋梁時(shí)，第1跨、第6跨和第12跨的梁端豎向轉(zhuǎn)角值。由表可以看出梁端轉(zhuǎn)角最大值為0.077‰ rad，遠(yuǎn)小于規(guī)范限值，且不同速度各個(gè)橋跨的梁端轉(zhuǎn)角均比較接近，隨行車速度提高而增加的趨勢(shì)不明顯。

表1不同行車速度下梁端豎向轉(zhuǎn)角

Tab.1Verticalangleattheendofthebeamunderdifferenttravellingspeed

項(xiàng)目列車經(jīng)過測(cè)點(diǎn)時(shí)速度/(km·h-1)250280300320330梁端轉(zhuǎn)角/‰1#橋橋臺(tái)0．0090．0350．0170．0260．0141#橋橋墩0．0330．0650．0530．0770．0596#橋左墩0．0250．0330．0310．0360．0346#橋右墩0．0220．0350．0340．0300．03112#橋橋墩0．0460．0410．0290．0480．04212#橋橋臺(tái)0．0250．0220．0060．0140．019

2.4 豎向及橫向共振

2.4.1 梁體自振頻率

高速列車通過等跨布置的簡(jiǎn)支梁橋時(shí)，會(huì)對(duì)橋梁產(chǎn)生周期性激勵(lì)。若激振頻率接近橋梁基頻，將導(dǎo)致車體和橋梁產(chǎn)生較大的動(dòng)力響應(yīng)，出現(xiàn)共振現(xiàn)象。箱梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中通過控制箱梁基頻來避免共振現(xiàn)象的產(chǎn)生。因此，梁體基頻是橋梁動(dòng)力特性的基本參數(shù)，也是控制箱梁設(shè)計(jì)的關(guān)鍵性指標(biāo)[8]。

實(shí)測(cè)高速鐵路縱連板式無砟軌道下32 m雙線簡(jiǎn)支箱梁橋自振頻率與規(guī)范限值比較，如圖7所示。從圖7可知，實(shí)測(cè)梁體的豎向基頻為6.8～7.5 Hz，與既有文獻(xiàn)[9]接近；橫向基頻為9.9～10.5 Hz。實(shí)測(cè)豎向基頻均高于《高鐵設(shè)計(jì)規(guī)范》中規(guī)定的簡(jiǎn)支梁豎向基頻限值3.03 Hz和不需進(jìn)行動(dòng)力檢算基頻限值4.687 5 Hz，且有充足的富余。

圖7 梁體橫向及豎向基頻實(shí)測(cè)值

2.4.2 理論與試驗(yàn)共振速度

列車對(duì)橋梁的豎向加載頻率主要取決于列車速度v(km/h)和列車車長(zhǎng)d(m)，其加載頻率為f加載=v/(3.6d)[10]，當(dāng)橋梁的基頻為加載頻率的i(i=1，2，3,…)倍時(shí)，即共振速度vri=3.6fd/i(f為梁體豎向基頻)時(shí)，會(huì)使橋梁發(fā)生共振，而當(dāng)i≥3時(shí)，共振引起的橋梁結(jié)構(gòu)響應(yīng)很小；當(dāng)車速滿足vci=3.6fL/(i-0.5)(i=1，2，3…，L為橋梁計(jì)算跨徑)時(shí)，車輛的周期性加載會(huì)相互抵消，此時(shí)的速度vci稱為消振速度。

由“2.4.1”節(jié)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的統(tǒng)計(jì)結(jié)果可知，梁體的豎向基頻為6.875 Hz，梁體橫向基頻為10.5 Hz。由此可以計(jì)算出梁體的各階共振速度及消振速度，計(jì)算結(jié)果，如表2所示。

表2列車通過32m簡(jiǎn)支梁共振及消振速度

Tab.2Resonanceanddampingvelocitywhentrainspass32msimplysupportedbeam

豎向共振及消振速度/(km·h-1)1階共振618．752階消振519．752階共振309．383階消振311．85橫向共振及消振速度/(km·h-1)2階共振472．52階消振6303階共振3153階消振378

圖8為試驗(yàn)測(cè)得不同速度列車經(jīng)過時(shí)簡(jiǎn)支梁跨中豎向及橫向撓度圖。由圖8可知：根據(jù)跨中撓度出現(xiàn)峰值的位置可得，橋梁實(shí)測(cè)豎向共振速度約306 km/h，實(shí)測(cè)橫向共振速度約312 km/h左右。對(duì)比表2中的理論共振速度可知：橋梁結(jié)構(gòu)實(shí)際發(fā)生了二階豎向共振(理論共振速度為309 km/h)和三階橫向共振(理論共振速度為315 km/h)。對(duì)比可見，理論計(jì)算共振速度與實(shí)測(cè)共振速度很接近。

圖8 不同速度下簡(jiǎn)支梁跨中撓度圖

2.5 動(dòng)力系數(shù)

由于橋梁振動(dòng)引起的結(jié)構(gòu)撓度和應(yīng)力與靜荷載作用時(shí)的撓度和應(yīng)力不同的效應(yīng)通常采用動(dòng)力系數(shù)來衡量。動(dòng)力系數(shù)是結(jié)構(gòu)或構(gòu)件最大的動(dòng)力響應(yīng)與最大靜力響應(yīng)之比[11-12]，其數(shù)值大小是列車-軌道-橋梁三者的動(dòng)力特性和動(dòng)力相互作用狀態(tài)的綜合反映[13]。

由實(shí)測(cè)不同速度列車通過橋梁時(shí)梁的跨中動(dòng)撓度/動(dòng)應(yīng)變最大值比上“2.1.1”節(jié)所述的標(biāo)定列車作用下梁的跨中撓度/應(yīng)變最大值得到的簡(jiǎn)支梁的位移動(dòng)力系數(shù)/應(yīng)變動(dòng)力系數(shù)，如圖9所示。由圖9可知：位移動(dòng)力系數(shù)普遍要大于應(yīng)變動(dòng)力系數(shù)；當(dāng)列車速度約為306 km/h時(shí)，位移動(dòng)力系數(shù)和應(yīng)變動(dòng)力系數(shù)都出現(xiàn)峰值，在此速度附近，位移動(dòng)力系數(shù)大部分要大于《高鐵設(shè)計(jì)規(guī)范》限值1.084。可見，規(guī)范關(guān)于動(dòng)力系數(shù)取值偏于不安全，尤其是在共振速度附近，應(yīng)當(dāng)加以重視。

圖9 不同速度列車過橋時(shí)的動(dòng)力系數(shù)

Fig.9 Dynamic coefficients when trains pass through the bridge at different speeds

3 軌道結(jié)構(gòu)變形

3.1 軌道板相對(duì)于底座板位移

實(shí)測(cè)軌道板相對(duì)于底座板的豎向及橫向位移如圖10所示。由圖10可知：豎向相對(duì)位移大于橫向相對(duì)位移；橫豎向相對(duì)位移在共振速度附近都達(dá)到最大值，橫向相對(duì)位移最大值<0.01 mm，而豎向相對(duì)位移受影響較大，最大值達(dá)到約0.3 mm。豎向共振速度(306 km/h)附近軌道板相對(duì)于底座板的豎向位移顯著提高，應(yīng)當(dāng)加以重視。

圖10 軌道板相對(duì)于底座板豎向及橫向位移

Fig.10 Vertical and lateral relative displacement of track plate and base plate

3.2 底座板相對(duì)于橋面板位移

實(shí)測(cè)底座板相對(duì)于橋面板的豎向及橫向相對(duì)位移,如圖11所示。由圖11可知：橫向相對(duì)位移大于豎向相對(duì)位移，但二者相差不大；當(dāng)列車速度達(dá)到約295 km/h時(shí)，橫向相對(duì)位移最大值為0.021 mm，豎向相對(duì)位移最大值為0.012 mm。(考慮底座板與橋面板之間設(shè)有滑動(dòng)層，二者整體性較弱，共振速度存在一定偏差。)

圖11 底座板相對(duì)于橋面板豎向及橫向相對(duì)位移

Fig.11 Vertical and horizontal relative displacement of base plate and bridge deck

4 橋梁與下部結(jié)構(gòu)位移

4.1 墩頂橫向位移及梁體水平折角

橋梁下部結(jié)構(gòu)的橫向剛度對(duì)車橋耦合振動(dòng)體系的影響較為明顯，尤其是對(duì)橫向動(dòng)位移的影響更大。《高鐵設(shè)計(jì)規(guī)范》中橫橋向水平折角限值為1.0‰。不同速度下墩頂橫向位移及由此得出的梁體水平折角,如圖12所示。由圖12可知：不同速度下墩頂橫向位移與梁體水平折角分布較為均勻，并未與速度呈明顯的相關(guān)關(guān)系，只在速度約為300 km/h時(shí)有突增現(xiàn)象(受支座影響與橋梁結(jié)構(gòu)共振速度存在一定偏差)。墩頂橫向位移最大值固定端為0.078 7 mm，活動(dòng)端為0.121 5 mm。梁體水平折角最大值為0.119‰，小于規(guī)范限值，說明梁體下部結(jié)構(gòu)的橫向剛度滿足規(guī)范要求，且有一定的富余。

圖12 墩頂橫向位移及梁體水平折角

4.2 墩梁相對(duì)位移

實(shí)測(cè)墩頂與梁的橫向及縱向相對(duì)位移,如圖13所示。從圖13可知：活動(dòng)端的橫向及縱向位移要大于固定端的橫向及縱向位移；縱向相對(duì)位移大于橫向相對(duì)位移，橫向相對(duì)位移最大值為0.025 mm，縱向相對(duì)位移最大值出現(xiàn)在速度約為300 km/h時(shí)的活動(dòng)端，其值為0.12 mm。繼而根據(jù)支座剛度參數(shù)及墩頂縱向位移可計(jì)算得橋墩縱向剛度為2 089.2 kN/cm，遠(yuǎn)大于《高鐵設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定的橋墩縱向水平線剛度最小限值350 kN/cm。

5 結(jié) 論

(1)CRTSⅡ型板式無砟軌道32 m簡(jiǎn)支梁橋在標(biāo)定列車荷載作用下跨中豎向撓度為0.5 mm，與理論計(jì)算結(jié)果相近；實(shí)測(cè)動(dòng)載下豎向跨撓比最小值為54 000，遠(yuǎn)大于規(guī)范最小限值1 600，且由于連續(xù)等跨布置而引起的豎向周期不平順效應(yīng)不明顯；實(shí)測(cè)水平跨撓比最小值為150 000，遠(yuǎn)大于規(guī)范最小限值4 000；可見，我國高速鐵路32 m預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支箱梁豎向及橫向剛度設(shè)計(jì)偏于保守，有待進(jìn)一步的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化。

(2)實(shí)測(cè)CRTSⅡ型板式無砟軌道32 m簡(jiǎn)支梁橋梁端轉(zhuǎn)角最大值為0.077‰ rad，滿足規(guī)范規(guī)定限值1.5‰ rad，且不同速度各個(gè)橋跨的梁端轉(zhuǎn)角均比較接近，與行車速度沒有明顯的相關(guān)關(guān)系。

(a)固定端

(b)活動(dòng)端

Fig.13 Transverse and longitudinal relative displacement of pier and beam

(3)對(duì)于CRTSⅡ型板式無砟軌道32 m簡(jiǎn)支梁橋，梁體豎向基頻為6.875 Hz，對(duì)應(yīng)的二階豎向共振速度309 km/h，橫向基頻為10.5 Hz，對(duì)應(yīng)的三階橫向共振速度315 km/h，分別與試驗(yàn)所得豎向及橫向共振速度306 km/h和312 km/h相吻合；動(dòng)力系數(shù)在共振速度附近大于規(guī)范規(guī)定取值1.084，且最大值達(dá)1.18。

(4)軌道板相對(duì)于底座板的豎向及橫向位移最大值分別為0.3 mm、0.01 mm，且共振速度附近軌道板相對(duì)于底座板的豎向位移顯著提高，應(yīng)當(dāng)加以重視；墩頂與梁的橫向及縱向相對(duì)位移最大值分別為0.025 mm、0.12 mm；梁體水平折角最大值為0.119‰，小于規(guī)范限值1.0‰。

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