高速鐵路橋頭剛性楔形搭板受力特性及適應性研究

趙才友 王 平 田洪寧

(西南交通大學土木工程學院，610031，成都∥第一作者，博士研究生)

高速鐵路橋頭過渡段處設置剛性楔形搭板是目前較為常見的處治不均勻沉降的方法之一。但目前對剛性楔形搭板的研究很少考慮到搭板與路堤變形的耦合，無法反映路基與搭板不同接觸狀態時搭板受力狀態的變化。由于搭板下脫空區長度的隨機性，造成了搭板設計方法和受力大小的不確定性。本文考慮搭板與路基的不同接觸狀態建立其三維分析模型，應用接觸分析方法，通過模擬不同的地基沉降值，對搭板的變形與力學性狀進行分析，得出了搭板與路基不同接觸狀態時搭板的受力狀況和其對不同地基沉降值的適應能力，以期對搭板在實際工程中的應用有所指導。

1 仿真分析計算模型

路橋過渡段剛性楔形搭板處理方式如圖1所示。考慮到軌道結構的對稱性，取半邊軌道進行分析，建立圖2所示的有限元分析模型。模型中各參數取值見表1。邊界條件為:路堤底面的地基沉降量為Δ，y=0(側面Y方向位移為0)，路堤與橋臺接觸面縱向位移為0，軌道板和HGT層(水硬性支撐層)與橋臺接觸面豎向位移為0，搭板一端簡支于橋臺，簡支長度為0.6 m，另一端自由擱置于路基上。集中荷載P=125 kN，沿鋼軌縱向從橋臺端向路基端移動。

圖1 路橋過渡段剛性楔形搭板處理方式示意圖

圖2 有限元分析模型

表1 路橋過渡段搭板處理有限元分析模型主要計算參數

我國鐵路規范《客運專線無碴軌道鐵路設計指南》規定:路橋或路隧交界處的差異沉降不應大于5 mm，過渡段沉降造成的路基與橋梁或隧道的折角不應大于1/1 000。故本文把地基沉降量Δ的變化范圍確定為0～15 mm。各工況計算參數如表2所示。

表2 計算工況參數表 m

2 搭板與路基填土不同接觸狀態時的力學分析

2.1 完全彈性支承

圖3為工況1的搭板彈性支承于路基填土上時搭板鋼軌縱面下底部的彎拉應力圖。圖中系列1～16為軸載作用點從橋臺至路基沿著搭板縱向移動時的不同工況。從中可以看出，搭板底部在各種工況荷載作用下的應力曲線呈波浪型變化，隨著軸載的移動，搭板底縱向應力出現兩個峰值，一個是軸載作用處，另一個是搭板支撐橋臺端。其中，軸載作用處應力峰值先增加，在距橋臺4.2 m處達到最大值(為0.375 MPa)，然后逐漸緩慢減小。搭板支撐橋臺端應力峰值隨著軸載移動先增加再減小，在3.0 m處達到最大值(0.635 MPa)。

圖3 搭板底部縱向彎拉應力圖

圖4 給出了工況1的路基頂面豎向應力?？梢钥闯?，隨著軸載從橋臺端移動至路基端，路基頂面豎向應力曲線亦呈波浪型變化，其峰值出現在軸載作用處;隨著軸載從橋臺端移動至路基端，路基頂面豎向應力值逐漸增大。荷載在橋臺端時的路基頂面豎向應力比路基端小。

圖4 路基頂面豎向應力圖

工況1臺后不均勻沉降如圖5所示，由不均勻沉降引起的折角如圖6所示。由圖5、6可以看出，路基上由于列車通過引起的地基沉降約為0.465 mm，而橋臺上由于下部基礎相對較好，沉降很小，可認為等于0;在路橋過渡段范圍內由于地基不均勻沉降引起的最大折角為0.444‰，遠小于1‰的折角限值。

圖5 臺后不均勻沉降圖

圖6 不均勻沉降引起的折角圖

2.2 部分脫空

圖7 為工況1的搭板部分脫空時(脫空長度為2.7 m，即搭板自由長度的一半)，搭板鋼軌縱面下底部的彎拉應力變化曲線。其變化規律與圖3類似。軸載作用處峰值出現在距離橋臺3.0 m處，為0.405 MPa，相對于完全彈性支撐增加了8%，搭板支撐橋臺端應力峰值亦在此處出現，最大值為0.750 MPa，較完全彈性支撐增加了18.11%。

圖7 搭板底部縱向彎拉應力圖

圖8 反映了路基頂面豎向應力，可以看出，脫空區長度范圍內的豎向應力為0，表明采用單元生死技術能很好地模擬搭板部分脫空和部分彈性支撐的現象。脫空區為2.7 m時，搭板彈性支撐的長度有較大減少，從而導致靠近脫空區的彈性支撐處路基頂面豎向應力增加較為明顯。隨著軸載的移動，路基豎向應力出現兩個峰值:一是靠近脫空區的彈性支撐點，最大豎向應力出現在距離橋臺4.2 m處;二是軸載作用處。

圖8 路基頂面豎向應力圖

部分脫空時臺后不均勻沉降如圖9所示，由不均勻沉降引起的折角如圖10所示。由圖9、10可以看出，路基上由于列車通過引起的地基沉降約為0.465 mm，而橋臺上由于下部基礎相對較好，沉降很小，可近似為0;在路橋過渡段范圍內由于地基不均勻沉降引起的最大折角為0.542‰，小于1‰的折角限值。

圖9 臺后不均勻沉降圖

圖10 不均勻沉降引起的折角圖

2.3 完全脫空

搭板在使用過程中，由于路基的沉降變形作用，搭板下的脫空區長度逐漸增加，如不及時采取養護措施，搭板下有可能出現完全脫空現象，搭板受力狀態也轉化為一端彈性支承于路基，一端簡支于橋臺牛腿的簡支結構。圖11為搭板完全脫空時搭板底縱向應力。由圖11可以看出，由于搭板彈性支撐長度的急劇減少，導致靠近脫空區的彈性支撐處路基頂面豎向應力增加劇烈;隨著軸載的移動，路基豎向應力有兩個峰值，一是靠近搭板路基端，最大豎向應力出現在距離橋臺4.2 m處，其值為1.11 MPa，較部分脫空增加了48%;二是軸載作用處，其最值較完全彈性支撐增加了78.4%。可見搭板完全脫空時，其受力狀態將嚴重惡化。

圖11 搭板底部縱向彎拉應力圖

圖12 反映了路基頂面豎向應力?？梢钥闯觯摽諈^范圍內的路基土體不再提供支撐反力，支撐搭板一端的路基豎向應力明顯增加，最大值達到27.18 kPa，遠大于部分脫空時的路基頂面豎向應力。

圖12 路基頂面豎向應力圖

完全脫空時臺后不均勻沉降如圖13所示，由不均勻沉降引起的折角如圖14所示?？梢钥闯?，路基上由于列車通過引起的地基沉降約為0.465 mm，而橋臺上由于下部基礎相對較好，沉降很小，可近似為0;在路橋過渡段范圍內由于地基不均勻沉降引起的最大折角為0.578 89‰，仍小于1‰的折角限值。

圖13 臺后不均勻沉降圖

圖14 不均勻沉降引起的折角圖

3 剛性搭板對地基沉降適應性分析

完全彈性支承下地基沉降量Δ分別為5 mm、10 mm、15 mm時，過渡段的力學性能如圖15。

圖15 搭板底部縱向彎拉應力圖

由圖15可以看出，隨著荷載的移動，搭板底縱向應力出現兩個峰值，一是搭板中部，另一個是搭板橋臺支撐處，兩個峰值都隨著地基沉降的增大而增大。其中搭板橋臺支撐處峰值變化較為劇烈，地基沉降量為 5 mm、10 mm、15 mm時，峰值依次為11.4 MPa、22.7 MPa、34.011 MPa。這是由于隨著地基沉降的增加，鉸接在橋臺牛腿上的搭板轉動的角度增大，使搭板橋臺端彎矩變大，進而導致搭板受力增大，尤其是搭板橋臺端應力集中更加明顯。這對搭板受力極為不利。因此搭板配筋設計時宜以地基發生沉降最大容許值的受力狀態做為參考。

由不均勻沉降引起的折角如圖16所示。從圖16可以看出，地基沉降量依次為5 mm、10 mm、15 mm時，由于列車反復作用引起的路基最大折角分別為0.988 2‰、2.00‰、3.01‰。因此，工況1 剛性搭板只能適用于處理地基沉降在5 mm以內的橋頭路段。

圖16 不均勻沉降引起的折角圖

4 計算結果分析

表3為不同接觸狀態時過渡段的計算結果?？梢钥闯?

①隨著脫空區長度的增加，搭板及軌道板板底縱向應力增加。

②搭板與路基土接觸狀態不同時，引起搭板板底最大縱向應力的載荷位置在橋臺與1/2倍板長之間，隨著脫空區長度的增加，最不利載荷位置與橋臺的距離增加。

③搭板發生完全脫空時，長且厚的搭板比短而薄的搭板底部縱向應力大。

④隨著地基沉降的增加，路基面最大折角變大;隨著搭板變厚變長，路基面最大折角變小。若按1‰作為判斷橋頭“跳車”發生的標準，則工況1搭板適用于處理地基沉降在5 mm以內的橋頭路段;工況2搭板適用于處理地基沉降在10 mm以內的橋頭路段;工況3搭板適用于處理地基沉降在15 mm以內的橋頭路段。

表3 不同接觸狀態時過渡段計算結果

5 結論

(1)搭板與路基不同接觸狀態時的力學性能分析表明，當搭板完全彈性支撐于路基上時，板底縱向應力較小;隨著脫空區長度的增加，板底縱向應力增加;當搭板與路基完全脫空時，其受力形式等同于簡支板。因此，搭板脫空長度是影響搭板受力狀態的主要因素。設計時，可保守地按照簡支板進行搭板的內力計算配筋。

(2)搭板在橋臺鉸結處受力較多，這同時對橋臺受力不利，應對此處做特殊強化設計。

(3)搭板對地基沉降的適應性分析表明，地基沉降的增大將引起路基面折角的增大，從而產生橋頭晃車現象。因此，地基沉降是影響路基面折角的主要因素。

(4)不同的搭板設置參數對軌道剛度和不均勻沉降的發展影響較大。搭板在受載荷時一方面由于路基下沉引起折角，另一方面由于自身撓曲引起折角，路基下沉同路基特性有關，搭板撓曲則可通過增加抗彎剛度進行控制。當不考慮地基沉降時，為了使軌道剛度和路基變形變化均勻，建議采用工況1的計算參數。

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