CRTS Ⅲ軌道板張拉橫梁的仿真試驗分析與設計

李 曉 明

(中鐵十二局集團第一工程有限公司，陜西 西安 710000)

?

CRTS Ⅲ軌道板張拉橫梁的仿真試驗分析與設計

李 曉 明

(中鐵十二局集團第一工程有限公司，陜西 西安 710000)

利用有限元求解力學問題的基本方法，對張拉橫梁結構進行力學仿真試驗，分析計算了每根預應力筋的張拉力，并通過單根預應力筋張拉力的偏差率大小及預應力筋連接板的變形值，判斷了結構設計的合理性，為張拉橫梁結構設計提供了理論依據。

張拉橫梁，有限元，偏差率，變形值

0 引言

在軌道發展方面也由有砟軌道發展到無砟軌道[1]，無砟軌道是由多塊無砟軌道板拼接鋪設而成，經多年技術革新，無砟軌道板由先前的CRTSⅠ型、CRTSⅡ型發展到現在的CRTSⅢ型。該種型號的軌道板是我國借鑒前兩種型號軌道板的基礎上取長補短，自主研發的一種新型的軌道板[2，3]，現已廣泛的應用于各大高鐵與城際鐵路之中。CRTS Ⅲ型先張軌道板是由一套機械張拉橫梁結構生產制作，張拉橫梁結構設計的是否合理關系到先張軌道板的生產質量的好壞。利用有限元分析方法對已設計好的張拉橫梁結構進行力學仿真分析，對仿真所得的數據進行對比分析，得出該種設備的最佳設計方案。

1 結構設計

查閱資料及參考同類型的張拉橫梁結構，將整套設備的結構設計如下所述：單個軌道板的橫向預應力筋的布置是24×φ10，縱向預應力筋是上下兩排，其布置是16×φ10，這些預應力筋是通過液壓缸頂推作用進行先張預緊，為了使預應力筋的受力與變形比較均勻，這里設計了2種方案不同的張拉橫梁結構，其不同之處在于液壓缸頂推的位置不同，L為橫向距離，H為縱向距離。第一種方案的橫向距離L1=2 900 mm，縱向距離H1=3 300 mm；第二種方案的橫向距離L2=3 900 mm，縱向距離H2=4 800 mm。

2 有限元仿真模型

2.1 兩種方案的總裝配圖

根據前面繪制的CAD圖紙尺寸，按1∶1的大小，建立兩種方案的總裝配示意圖，如圖1，圖2所示。

2.2 模型簡化

為減小ANSYS分析計算工作量、提高計算速度[2]，利用ANSYS對稱處理功能對模型進行對稱處理，僅分析模型的其中一半即可。方案一的橫向張拉模型的對稱處理如圖3，圖4所示。方案一的縱向張拉模型、方案二的橫向張拉模型與此處理方法雷同。

3 計算結果及分析

3.1 橫向張拉系統

圖5中，1～12為從左至右的預應力筋編號，13為預應力筋連接板，14為張拉橫梁前翼緣板，15為張拉橫梁后翼緣板，16為液壓千斤頂，推力為960 kN。

表1 橫向預應力筋張拉力與變形(一)

從表1知，方案一的預應力筋張拉力最大為80.198 kN，偏差率為+0.25%，最小為79.714 kN，偏差率為-0.36%。方案二的預應力筋張拉力最大為80.811 kN，偏差率為+1.01%，最小為79.260 kN，偏差率為-0.93%。

表2 橫向張拉橫梁結構應力與變形(一)

由表2得知，方案一的預應力筋連接板13上的最大應力為406.17 MPa，方案二的最大應力為423.93 MPa，方案一的張拉橫梁后翼緣板15的最大應力為253.32 MPa，方案一的最大應力為237.41 MPa，都出現在與預應力筋或千斤頂拉桿連接處，屬于接觸應力，對強度沒有影響，可不予考慮。方案一的預應力筋連接板13的最大局部變形為0.889 mm，滿足規定的張拉橫梁變形量不應大于1 mm的要求[5]。而方案二的預應力筋連接板13的最大局部變形為2.288 mm，不能滿足規定的要求。

從上面比較結果可以得出，方案一預應力筋張拉力比方案二預應力筋張拉力的均勻性要好，同時方案一張拉橫梁結構的變形量也小于方案二。綜合比較可得，方案一結構設計的合理性要優于方案二。

3.2 縱向張拉系統

圖6中，1～8為從下至上的預應力筋編號(同一編號的上下兩根預應力筋的受力和變形相同)，9為預應力筋連接板，10為張拉橫梁前翼緣板，11為張拉橫梁后翼緣板,橫梁前后翼緣板厚度均為30 mm；液壓千斤頂的推力為1 280 kN。

表3 縱向預應力筋張拉力與變形

從表3可知，方案一的預應力筋張拉力最大為80.290 kN，偏差率為+0.36%，最小為79.325 kN，偏差率為-0.84%。方案二的預應力筋張拉力最大為82.425 kN，偏差率為+3.03%，最小為77.315 kN，偏差率為-3.36%。

表4 縱向張拉橫梁結構應力與變形

從表4可知，方案一的縱向預應力筋連接板9的最大局部變形為0.567 mm，滿足《高速鐵路CRTSⅢ型板式無砟軌道先張法預應力混凝土軌道板暫行技術條件》規定的張拉橫梁變形量不應大于1 mm的要求。方案二的縱向預應力筋連接板9的最大局部變形為4.038 mm，不能滿足規定的要求。

3.3 調整橫梁橫向前后翼緣板厚度

因此，第一種方案要優于第二種方案。為了更深入的研究張拉橫梁結構，現將橫梁前后翼緣板厚度由原來的30 mm變更為40 mm，再進行仿真計算。計算的結果如表5，表6所示。

表5 橫向預應力筋張拉力與變形(二)

從表5得知，預應力筋張拉力最大為80.175 kN，偏差率為+0.22%，最小為79.751kN，偏差率為-0.31%。張拉力分布均勻性較調整前略有改善。

表6 橫向張拉橫梁結構應力與變形(二)

從表6可以得知，預應力筋連接板13的最大局部變形為0.542 mm，比調整前的0.889 mm減小39%，改善效果明顯。

4 結語

1)液壓頂推油缸在張拉橫梁橫、縱向頂推的位置能夠影響預應力筋偏差率的大小(即預應力筋張拉力的均勻性)，不同的位置還能夠影響預應力筋連接板的變形量大小。合理的布置兩液壓頂推油缸位置，對生產高質量的先張軌道板起著至關重要的作用。

2)通過對橫向張拉橫梁的前后翼緣板厚度由先前的30 mm變更到40 mm所得的仿真結果可得，翼緣板厚度增大時，預應力筋張拉力偏差率變小(即預應力筋的張拉力更均勻)，預應力筋連接板的變形量也變小。這說明前后翼緣板厚度也能夠影響預應力筋的偏差率及連接板變形量。在張拉橫梁的結構設計時，我們應根據實際情況去選擇一個合適的翼緣板厚度，以達到經濟適用的目的。

[1] 何華武.無碴軌道技術[M].北京:中國鐵道出版社,2005:13-28.

[2] 宋海磊.新CRTS Ⅲ型高鐵軌道板先張工藝成套設備設計[D].成都：西華大學機械工程學院,2013:1-7.

[3] 王紅亮.高速鐵路CRTS Ⅲ型無砟軌道板維修技術探討[J].高速鐵路技術，2012，3(3)：61.

[4] 張洪才，何 波.有限元分析——ANSYS 13.0從入門到實戰[M].北京：機械工業出版社，2011:257-272.

[5] 中鐵二十三局集團有限公司．高速鐵路CRTSⅢ型板式無砟軌道先張法預應力混凝土軌道板暫行技術條件[Z].

[6] 李 聰,馬 超,姬付全.CRTSⅢ型板式無砟軌道施工技術應用研究[J].交通建設與管理,2014(18):205-208.

[7] 吳 剛,楊 洋,楊瓊東,等.新型鋼—連續纖維復合筋增強無砟軌道板及其基本性能研究[J].土木工程學報,2014(10):136-144.

Simulation test analysis and design on tensioned beam of CRTS Ⅲ track plate

Li Xiaoming

(ChinaRailway12thBureauGroupFirstEngineeringCo.,Ltd,Xi’an710000,China)

The basic method of finite element in solving mechanical problems was used, the mechanics simulation analysis of tensioned beam structure was made, each prestressed tension was calculated. After that, whether the structure design is reasonable was determined through the deviation ratio of tension of single prestressing force and deformation value of connection plate of prestressing force, providing important theoretical basis for structure design of tensioned beam.

tensioned beams, the finite element, deviation rate, deformation value

1009-6825(2017)07-0138-02

2016-12-26

李曉明(1979- )，男，助理工程師

U213.2

A