CRTSⅡ型板式軌道臺后Π型主端刺錨固結構受力分析

蔡小培，高 亮，魏 強，曲 村

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044;2.西南交通大學 土木工程學院，成都 610031)

CRTSⅡ型板式軌道臺后Π型主端刺錨固結構受力分析

蔡小培1，高 亮1，魏 強2，曲 村1

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044;2.西南交通大學 土木工程學院，成都 610031)

針對新建鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道臺后Π型主端刺錨固結構設計方案的結構特點和傳力特性，通過建立有限元分析模型，對錨固結構的設計參數與其力學特性的相互關系進行了深入研究。提出的錨固結構受力分析方法及受力、變形規律，可供類似結構設計參考。

高速鐵路 無砟軌道 錨固結構 縱向位移

1 錨固結構介紹

長橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道采用連續配筋混凝土底座板，為約束其縱向溫度力、列車啟/制動力以及縱向位移，需要在臺后設置錨固結構。京津城際鐵路在長橋上首次應用Ⅱ型板式軌道，臺后設置了倒T型主端刺、小端刺和摩擦板組成的錨固結構。隨著Ⅱ型板式軌道的規模化應用，倒T型主端刺施工對工序的影響在路基預壓地段更為突出，而且倒T型主端刺豎墻兩側路基施工只能參照過渡段施工工藝進行，施工質量控制難度大。因此，為豐富錨固結構形式，方便不同條件下主端刺的施工，提出了Π型主端刺錨固結構的設計方案，并在新建鐵路進行了試驗［1］。

Π型主端刺錨固結構如圖1所示，摩擦板與遠離橋臺一側的兩個大端刺及其之間的連接板共同組成Π型主端刺。Π型主端刺中靠近橋臺一側的大端刺為主端刺Ⅰ，遠離橋臺一側的大端刺為主端刺Ⅱ，主端刺在遠離橋臺一側后接過渡板。

圖1 Π型主端刺錨固結構示意

Π型主端刺錨固結構端刺及摩擦板寬度均為12.0 m。共設置9個小端刺，1#小端刺最靠近橋臺，端刺邊緣距離摩擦板邊緣1.25 m，小端刺厚1.0 m、深1.0 m;2#小端刺與1#小端刺之間的距離為7.75 m，2#至9#小端刺之間的距離為 2.5 m;2#至 6#小端刺厚1.0 m、深 1.0 m;7#至 9#小端刺厚 1.0 m、深 1.5 m;豎墻Ⅰ厚2.0 m、深2.0 m，豎墻Ⅱ厚4.0 m、深2.5 m;9#小端刺與主端刺之間的距離為7.0 m，主端刺Ⅰ、Ⅱ之間的距離為6.0m。

為進一步研究高速鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道臺后Π型主端刺錨固結構的力學特性，本文建立了有限元分析模型，應用該模型分析了錨固結構各參數的影響規律，并通過試驗進行了驗證。

2 有限元模型

2.1 模型的建立

采用有限元軟件ANSYS進行建模分析，用實體單元對各軌道部件進行模擬。底座板、摩擦板及端刺結構采用線彈性材料，土體采用D-P材料。采用非線性彈簧模擬兩側土體的側限作用，并充分考慮了底座板與摩擦板之間的摩擦力作用。錨固結構的有限元分析模型如圖2和圖3所示。

圖2 錨固結構有限元分析模型側面

圖3 錨固結構有限元分析整體模型

根據高速鐵路橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道臺后錨固結構的設置要求，曲線地段錨固結構承受縱向荷載為11 MN/雙線時，結構產生的最大位移不應超過3 mm［2］。

2.2 計算參數

端刺結構、摩擦板和底座板均采用C30混凝土，橋臺后過渡段采用了水泥級配碎石，其后是AB組填料，具體參數如表1，選取最不利參數進行計算。

表1 計算參數表

2.3 模型驗證

應用建立的有限元模型，輸入表1所示計算參數，得到曲線11 MN/雙線荷載作用下錨固結構縱向位移和應力分布如圖4和圖5所示。可以看出，最大縱向位移為2.44 mm，位于錨固點位置即主端刺位置，小于3 mm的位移限值。摩擦板及端刺結構最大應力為2.66 MPa，小于混凝土的設計強度允許值。從錨固區的應力分布來看，由主端刺至小端刺，應力逐漸減小。可見，靠近錨固點的主端刺及小端刺承擔的荷載較多，其余小端刺承受荷載較少。通過受力分析可知，曲線11 MN/雙線荷載作用下，錨固結構的縱向位移及應力均能滿足高速鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道臺后錨固結構設置的需要，所提出的Π型主端刺錨固結構方案可行。

圖4 Π型主端刺錨固結構縱向位移(單位：m)

圖5 Π型主端刺錨固結構應力分布(單位：Pa)

有限元模型計算值與現場試驗實測值如圖6所示［1］，兩者規律基本吻合，計算值都大于實測值，驗證了模型計算結果是可靠的。

圖6 縱向位移及應力計算值與實測值的比較

3 設計參數影響規律分析

3.1 摩擦系數的影響

圖7為圖1所示Π型主端刺錨固結構在不同摩擦系數條件下，端刺及摩擦板結構在11 MN/雙線荷載作用下的最大縱向位移變化規律。底座板和摩擦板間的“兩布”滑動層的摩擦系數越小，對端刺結構的變形越為不利。主要原因是摩擦系數越小，摩擦板分擔的縱向荷載越小，傳遞到Π型主端刺上的力越大。從影響量值上來看，摩擦系數對端刺縱向位移的影響有限。因此，考慮最不利條件，在后面計算中選取摩擦系數0.5、作用荷載11 MN進行計算分析。

圖7 錨固結構縱向位移與摩擦系數關系

3.2 連接板厚度的影響

Π型主端刺由兩個豎墻及其連接板組成，從定性上來說，只有連接板厚度達到一定值以后，該種主端刺結構才能形成整體結構，發揮整體抵抗縱向位移的能力。因此，連接板厚度對Π型主端刺至為重要。圖1中其他參數不變，僅考慮連接板厚度變化，計算結果如圖8所示。可見，連接板厚度增加，最大縱向位移呈減小趨勢;連接板厚度達到0.6 m以上，最大縱向位移減小較少，兩豎墻縱向位移的比值趨向穩定(圖9)。考慮經濟性，連接板厚度可取0.6 m。

圖8 連接板厚度對縱向位移的影響

圖9 兩豎墻縱向位移比與連接板厚度的關系

3.3 Π型主端刺兩豎墻間距的影響

Π型主端刺要形成整體結構，除連接板厚度影響外，兩豎墻間距影響較大。計算時圖1中豎墻Ⅰ位置保持不變，僅變化豎墻Ⅱ與豎墻Ⅰ之間的距離，計算結果如圖10所示。隨著兩豎墻間距的增大，最大縱向位移減小，說明兩豎墻及其內部的土體形成了整體結構，共同抵抗縱向位移。由圖11可見，兩豎墻間距W越小，豎墻上的位移差異越小。因此，建議兩豎墻間距以取6 m為宜。

圖10 兩豎墻間距對縱向位移的影響

3.4 摩擦板長度的影響

在分析摩擦板長度影響時，保持圖1中主端刺尺寸、過渡板長度不變，摩擦板寬度取12 m，計算結果如圖12所示。隨著摩擦板長度的增加，最大縱向位移減小;摩擦板長度超過35 m以后，最大縱向位移減小趨勢變緩。因此，從控制最大縱向位移來說，摩擦板長度應在35 m以上;但摩擦板長度越大，增加的工程量越大。根據圖12所示規律，建議摩擦板長度取值35～45 m。

圖11 兩豎墻間距與連接板厚度組合影響

圖12 摩擦板不同長度下的縱向位移變化規律

3.5 摩擦板寬度的影響

保持小端刺和主端刺寬度不變，將圖1中摩擦板寬度進行變化，得到圖13所示計算結果。隨著摩擦板寬度的增大，最大縱向位移減小;摩擦板寬度＞11 m后，位移減小趨緩。建議摩擦板寬度控制在12 m以內。

圖13 摩擦板寬度對最大縱向位移的影響

圖14是摩擦板與端刺寬度同時變化對最大縱向位移的影響，兩者之間近似呈線性關系。寬度越大，縱向位移越小。對照圖13，保持端刺寬度為12 m，優化摩擦板寬度的思路是合理的，因為摩擦板寬度減小后能夠保證其不對接觸網基礎的設置產生影響。

圖14 摩擦板和端刺寬度對最大縱向位移的影響

3.6 主端刺豎墻尺寸的影響

圖1中其他尺寸不變，僅考慮豎墻尺寸變化。取豎墻Ⅰ深度和厚度均為2 m不變，豎墻Ⅱ深度和厚度的影響如圖15所示。可以看出，隨深度增大，最大縱向位移減少(0.3～0.8)%;隨厚度B增大，最大縱向位移減少(1.4～2.0)%。表明主端刺豎墻高度對縱向位移的影響不大，厚度對縱向位移影響較大。考慮豎墻開挖的難易，豎墻Ⅰ和Ⅱ結構尺寸組合情況如表2所示。

圖15 豎墻深度和厚度的影響規律

表2 豎墻Ⅰ和Ⅱ尺寸組合 m

根據表2豎墻尺寸變化，共計有80種組合。按豎墻Ⅰ和Ⅱ的鋼筋混凝土量不大于圖1所示方案，計算了30種組合方案，計算結果如圖16所示。在小于圖1中面積14 m2情況下，最大縱向位移最多增加2.5%，都沒有發生顯著變化。但豎墻寬度為12 m，圖16中面積每減少0.5 m2，鋼筋混凝土將減少6 m3。建議將兩豎墻面積之和控制在12 m2之內。

圖16 豎墻Ⅰ和豎墻Ⅱ面積之和與最大縱向位移的關系

4 結論及建議

本文結合新建鐵路建設實際，對CRTSⅡ型板式無砟軌道臺后錨固結構進行了創新，提出了Π型主端刺錨固結構形式。通過建立有限元模型對錨固結構受力特性及主要設計參數的影響規律進行了研究，得到以下結論：

1)所提出的Π型主端刺錨固結構方案可行，曲線11 MN/雙線荷載作用下，端刺結構縱向位移小于3.0 mm，能夠滿足高速鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道錨固結構的需要。

2)底座板和摩擦板間滑動層的摩擦系數越小，對錨固結構的受力、變形越為不利。采用主端刺、連接板、過渡板與底座板共同固結的方式，對整個端刺結構的受力有利。

3)通過計算分析，綜合考慮技術經濟性，錨固結構主要參數建議如下：摩擦板長度取35～45 m，端刺寬度取12 m，摩擦板寬度控制在12 m以內。主端刺豎墻面積之和不大于12 m2，深度不宜大于2 m，可充分發揮基床優質填料及優良的填筑指標的優勢。兩豎墻間距不宜小于6 m，主端刺連接板厚度不宜小于0.6 m。

［1］趙國堂，魏強，高亮，等.京滬高速鐵路 Π型主端刺錨固體系理論及試驗研究報告［R］.北京：京滬高速鐵路股份有限公司，2009.

［2］鐵道部工程管理中心.京津城際軌道交通工程CRTSⅡ型板式無砟軌道技術總結報告［R］.北京：鐵道部工程管理中心，2008.

U213.2+42

B

1003-1995(2010)12-0121-04

2010-07-03;

2010-08-08

鐵道部科技開發計劃項目(2008G031-F)

蔡小培(1982— )，男，江蘇徐州人，講師，博士。

(責任審編 趙其文)