李偉強(qiáng)，馮 洋，趙春發(fā)

(1.中鐵磁浮交通投資建設(shè)有限公司，武漢 430060；2.西南交通大學(xué)牽引動力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

引言

中低速磁浮列車采用抱軌.無機(jī)械接觸.直線電機(jī)驅(qū)動運(yùn)行，具有無脫軌風(fēng)險.振動噪聲小.轉(zhuǎn)彎半徑小.爬坡能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，近年來在日本.韓國和中國得到快速發(fā)展和示范應(yīng)用。2016年以來，我國相繼開通了長沙磁浮快線和北京磁浮S1線，通過運(yùn)營實(shí)踐，磁浮列車運(yùn)行平穩(wěn)舒適，維護(hù)成本低，充分展示了中低速磁浮交通安全.綠色.快捷.高效的技術(shù)優(yōu)勢[1]。目前，廣東清遠(yuǎn)和湖南鳳凰正在建設(shè)磁浮旅游線[2-3]，多條磁浮線也在規(guī)劃之中，顯示我國已進(jìn)入中低速磁浮交通產(chǎn)業(yè)化應(yīng)用的關(guān)鍵期，需要及時開展相應(yīng)的運(yùn)營維護(hù)技術(shù)研究[4-5]。

中低速磁浮交通采用常導(dǎo)電磁懸浮技術(shù)，額定懸浮間隙僅為8 mm，容許間隙波動±4 mm，這對磁浮軌道的幾何平順性提出了嚴(yán)格的要求[6-8]。中低速磁浮軌道的F型導(dǎo)軌(下文簡稱為F軌)直接承受磁浮車輛懸浮力.導(dǎo)向力和牽引制動力，是軌道結(jié)構(gòu)中最重要的基礎(chǔ)構(gòu)件。F軌磁極面與車載U形電磁鐵的2個磁極板相對應(yīng)，組成電磁力作用界面。因此，F(xiàn)軌磁極面是軌道結(jié)構(gòu)最重要的功能面，其幾何形位偏差(不平順)主要由制造安裝偏差和橋梁基礎(chǔ)變形引起，過大的幾何偏差不僅降低磁浮列車運(yùn)行平穩(wěn)性，還有可能導(dǎo)致懸浮失穩(wěn)，發(fā)生磁軌機(jī)械碰撞事故，因此，必須對磁浮軌道的幾何不平順進(jìn)行嚴(yán)格控制。

CJ/T 413—2012《中低速磁浮交通軌排通用技術(shù)條件》對F軌和軌排的制造安裝精度給出了詳細(xì)規(guī)定[9]：對于F軌，要求磁極面和感應(yīng)板面的垂向高度容許偏差為0.3 mm，長度容許偏差2 mm，直線度極限偏差±1 mm/1 m，平面度偏差0.5 mm/全長(通常為12.5 m)；對于軌排，要求相鄰F軌上下和左右錯位限值均為±1 mm。CJJ/T 262—2017《中低速磁浮交通設(shè)計規(guī)范》對軌道幾何精度給出了規(guī)定[10]：要求軌排磁極面平面度限值±1.5 mm/3 m，高低偏差限值(10 m弦矢高)±3 mm/10 m，軌道接縫橫向和豎向容許錯位均為±1 mm；另外，對于跨度20～30 m的磁浮軌道梁，規(guī)定其墩臺均勻沉降量不應(yīng)超過30 mm，相鄰墩臺沉降量之差不應(yīng)超過5 mm。上述規(guī)范中軌道幾何精度限值的確定主要參考了日本TKL磁浮線.上海臨港磁浮試驗(yàn)線和唐山磁浮試驗(yàn)線工程經(jīng)驗(yàn)[11-13]，國內(nèi)外很少見公開發(fā)表的橋梁變形對中低速磁浮軌道幾何不平順影響的研究，磁浮軌道不平順管理及下部基礎(chǔ)變形控制還缺乏足夠的理論依據(jù)。

以長沙磁浮快線磁浮軌道及跨度25 m軌道梁為對象，按I型伸縮接頭連接副，建立4跨軌道-橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型，參考高速鐵路橋墩沉降引起軌面不平順的相關(guān)研究文獻(xiàn)[14-16]，分析了不同幅度單墩沉降.梁體豎向轉(zhuǎn)角.梁體豎向錯臺引起的磁浮軌道幾何形位變化區(qū)域.變形量及其分布規(guī)律，研究結(jié)果為中低速磁浮交通軌道及橋梁結(jié)構(gòu)的變形控制和管理提供參考。

1 磁浮軌道—橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型

中低速磁浮軌道主要由軌排.扣件.承軌臺.伸縮接頭及相應(yīng)的連接件和緊固件組成，如圖1所示。其中，軌排由F軌和H型鋼軌枕組成，在工廠內(nèi)制造組裝，以成榀形式供貨現(xiàn)場?？缍?5 m軌道梁上一般布置2個軌排單元，軌排中部軌枕間距1.0～1.2 m，端部軌枕間距0.8～1.0 m，標(biāo)準(zhǔn)軌縫值20～40 mm[17-19]。相鄰軌排單元之間采用了圖2所示的Ⅰ型伸縮接頭，它通過在F軌端部的翼板和外腿處設(shè)置連接副，限制相鄰軌排F軌之間橫向和垂向錯位，允許F軌在小范圍內(nèi)縱向伸縮[20]。圖3為長沙磁浮快線跨度25 m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支梁橫斷面。磁浮軌道梁主體為變截面混凝土箱梁，現(xiàn)場澆筑承軌臺，H型鋼枕和承軌臺之間通過扣件連接.固定。

圖2 Ⅰ型軌道伸縮接頭

圖3 軌道梁橫斷面(單位：mm)

依據(jù)圖1～圖3所示結(jié)構(gòu)，使用ANSYS軟件建立了4跨磁浮軌道和橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型，如圖4所示。為了更準(zhǔn)確地模擬磁浮軌道的變形，F(xiàn)軌采用了板殼單元Shell181建模，在F軌端部完整建立了Ⅰ型伸縮接頭連接副，將連接副與F軌配合面進(jìn)行CP耦合連接，以準(zhǔn)確模擬伸縮接頭的連接效果。H型鋼軌枕采用板殼單元建模，將F軌和軌枕之間接觸界面進(jìn)行CP耦合，用以模擬螺栓連接；軌枕與扣件系統(tǒng)則采用Combin14彈簧單元建模。為了減小磁浮軌道-橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型的單元數(shù)量，提高計算效率，軌道梁也采用Shell181單元建模。

圖4 中低速磁浮軌道-橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型(單位：m)

2 橋梁豎向變形引起的軌面幾何變形

中低速磁浮列車運(yùn)行速度不超過200 km/h，在此速度下引起車輛頻率為1 Hz振動響應(yīng)的軌道不平順波長約為55.6 m(200/3.6)，故考慮2跨梁長范圍內(nèi)的軌面幾何變形就可以滿足中低速磁浮交通工程需求。因此，主要計算分析單墩沉降.梁體豎向轉(zhuǎn)角和梁體豎向錯臺2種情況下2跨梁長范圍內(nèi)F軌的軌面幾何變形。

2.1 單墩沉降引起的軌面幾何變形

以圖4模型中3號橋墩沉降為例，橋墩沉降幅值分別取3.5.7.9.12 mm和15 mm。圖5給出了不同沉降幅值條件下F軌軌面豎向變形沿線路方向的分布。從圖5可以看出，在沉降橋墩及其兩側(cè)2跨橋梁區(qū)域內(nèi)，F(xiàn)軌跟隨梁體向下變形，在沉降橋墩處豎向變形最大，F(xiàn)軌變形區(qū)域長度稍大于2跨梁長；在2號和4號橋墩處，F(xiàn)軌均出現(xiàn)了微小的上翹變形，這是因?yàn)?號橋墩下沉導(dǎo)致遠(yuǎn)方梁端上抬，從而引起該處F軌跟隨性上翹。磁浮軌道是不連續(xù)的有縫線路，Ⅰ型伸縮接頭雖然可以較好地約束相鄰F軌的橫向和豎向錯位，但其豎向彎曲剛度遠(yuǎn)小于F軌，因此，2號和4號橋墩處F軌上翹變形有明顯的折角現(xiàn)象。6種單墩沉降條件下折角引起的上翹位移很小，最大值不超過0.1 mm。對比6種沉降幅值條件下F軌軌面豎向變形曲線可知，F(xiàn)軌變形區(qū)域的長度為25.94.25.97.26.0 m和26.05 m，說明F軌變形區(qū)域隨沉降幅值增大而略有增大。

圖5 單墩沉降引起的F軌軌面豎向幾何變形分布

圖6給出了F軌豎向下沉和上翹變形最大值隨單墩沉降幅值的變化曲線。計算結(jié)果表明，F(xiàn)軌下沉和上翹最大值均隨橋墩沉降幅值增大呈近似線性增大，擬合得到其線性相關(guān)系數(shù)分別為1.012和0.058，說明單墩沉降引起的F軌上翹基本可以忽略，而最大下沉量與橋墩下沉量相當(dāng)。

圖6 F軌豎向變形量與單墩沉降量的關(guān)系

按照CJJ/T 262—2017《中低速磁浮交通設(shè)計規(guī)范》對軌面高低偏差控制要求，以3號墩為中心測量10 m弦矢高，得到6種單墩沉降條件下弦矢高分別為0.60.0.96.1.36.1.88.2.38 mm和2.95 mm；其中單墩沉降15 mm時的10 m弦矢高逼近其限值，這說明規(guī)范規(guī)定的相鄰墩臺沉降差5 mm限值過于嚴(yán)格，可以適當(dāng)放寬至10 mm。

2.2 梁體豎向轉(zhuǎn)角引起的軌面幾何變形

以第2跨梁體3號橋墩處的梁端下移為例，梁體豎向轉(zhuǎn)角幅值分別取為0.1‰(支座下沉2.5 mm).0.2‰.0.3‰rad和0.4‰rad。圖7是4種梁體豎向轉(zhuǎn)角條件下F軌軌面豎向變形沿線路方向的分布。從圖7可以看出，第2跨梁體的傾斜引起F軌產(chǎn)生跟隨性變形，在3號橋墩處形成了豎向錯臺，在2號.3號橋墩附近的F軌也會產(chǎn)生微小的反拱上翹變形；梁體豎向轉(zhuǎn)角幅值由0.1‰rad逐漸增加到0.4‰rad時，F(xiàn)軌變形區(qū)域長度由25.89 m增長到26.76 m，隨梁體豎向轉(zhuǎn)角增大而有所增大。

圖7 梁體豎向轉(zhuǎn)角引起的F軌軌面豎向變形分布

圖8給出了F軌豎向下沉和上翹變形最大值與梁體豎向轉(zhuǎn)角幅值的關(guān)系曲線。隨著梁體豎向轉(zhuǎn)角幅值的增大，F(xiàn)軌下沉和上翹變形量隨之增大，最大變形量與豎向轉(zhuǎn)角幅值呈近似線性關(guān)系，擬合得到其線性關(guān)系系數(shù)分別為25.36和0.15。其中，梁體豎向轉(zhuǎn)角為0.2‰rad(支座下沉5 mm)時，F(xiàn)軌下沉變形達(dá)到了5.07 mm，已超過規(guī)范規(guī)定的10 m弦矢高限值3 mm。因此，在中低速磁浮交通運(yùn)營管理和維護(hù)中需要對梁體轉(zhuǎn)角(支座豎向沉降差)進(jìn)行嚴(yán)格控制。

圖8 F軌豎向變形量與梁體豎向轉(zhuǎn)角的關(guān)系

2.3 梁體豎向錯臺引起的軌面幾何變形

以2號和3號橋墩上方支承第2跨梁支座沉降為例，沉降幅值取2.3.4 mm和5 mm，計算第2跨梁體豎向錯臺引起的F軌軌面豎向變形大小和分布規(guī)律，如圖9所示。結(jié)果表明，4種梁體豎向錯臺條件下F軌軌面豎向變形規(guī)律一致；在梁體豎向錯臺區(qū)間內(nèi)，F(xiàn)軌產(chǎn)生了整體性的向下變形；在梁體豎向錯臺區(qū)間之外，F(xiàn)軌變形迅速衰減為零，在2號和3號橋墩處F軌產(chǎn)生了微小的上翹和下沉變形，梁體錯臺基本上被線性映射為F軌豎向錯臺；當(dāng)梁體豎向錯臺量從2 mm增加到5 mm，F(xiàn)軌變形區(qū)域長度由28.66 m增大到28.67 m，不會隨豎向錯臺量增大而會有明顯擴(kuò)展。

圖9 梁體豎向錯臺引起的F軌軌面豎向變形分布

圖10是F軌豎向下沉和上翹變形最大值與梁體豎向錯臺量的關(guān)系曲線。由圖10可見，F(xiàn)軌下沉和上翹變形量隨梁體豎向錯位量增大而近似線性增大，擬合得到其線性相關(guān)系數(shù)分別為1.040和0.042。按照CJJ/T 262—2017規(guī)范對軌面高低偏差的控制要求，當(dāng)梁體豎向錯臺量為3 mm時，2號和3號墩附近F軌軌面高低差已達(dá)到3.32 mm，因此，梁體豎向錯臺也需要進(jìn)行嚴(yán)格控制。

圖10 F軌變形量與梁體豎向錯臺量的關(guān)系

3 結(jié)論

以長沙磁浮快線磁浮軌道和跨度25 m軌道梁為對象，建立了4跨磁浮軌道-橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型，計算分析了單墩沉降量.梁體豎向轉(zhuǎn)角.梁體豎向錯臺引起的F軌軌面豎向變形及其分布情況，得到以下研究結(jié)論。

(1)單個橋墩沉降條件下，橋上F軌跟隨橋墩下沉，F(xiàn)軌變形區(qū)域長度稍大于2跨梁長，變形區(qū)域隨橋墩沉降量增大僅略有擴(kuò)展。當(dāng)橋墩分別沉降5 mm和15 mm時，沉降處F軌軌面10 m弦矢高分別為0.96 mm和2.95 mm，后者逼近CJJ/T 262—2017規(guī)范規(guī)定的3 mm限值。因此，目前規(guī)范規(guī)定的相鄰墩臺沉降差限值5 mm過于嚴(yán)格，可以適當(dāng)放寬至10 mm。

(2)梁體豎向轉(zhuǎn)角條件下，轉(zhuǎn)角處F軌軌面近似形成豎向錯臺，錯臺量稍大于支座下沉量。當(dāng)梁體豎向轉(zhuǎn)角為0.2‰rad(支座下沉5 mm)時，轉(zhuǎn)角附近F軌軌面高低差達(dá)到5.07 mm，大于規(guī)范規(guī)定的10 m弦矢高限值3 mm，故建議梁體豎向轉(zhuǎn)角控制在0.1‰rad以下。

(3)梁體豎向錯臺條件下，錯臺梁上F軌跟隨下沉，梁體豎向錯臺基本上被線性映射為相鄰F軌的豎向錯臺。F軌豎向錯臺對電磁懸浮型磁浮列車的安全運(yùn)行極為不利，當(dāng)梁體豎向錯臺量為3 mm時，F(xiàn)軌軌面高低偏差已達(dá)到了3.32 mm，故梁體豎向錯臺應(yīng)控制在2 mm以下。

從軌道幾何不平順管理角度，分析了中低速磁浮橋梁變形的影響，其控制限值的研究還應(yīng)考慮軌道和橋梁結(jié)構(gòu)及其連接部件的應(yīng)力變化，后續(xù)工作將對此開展研究。