簡支梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道伸縮力影響因素分析*

雷振宇 張鵬飛 翟利華 農興中

(1.廣州地鐵設計研究院有限公司，510010，廣州；2.華東交通大學鐵路環境振動與噪聲教育工程研究中心，330013，南昌//第一作者，高級工程師)

我國高速鐵路多采用以橋代路的方式來減小占地面積，橋梁結構形式多為預應力混凝土箱梁，橋上軌道結構多采用無砟軌道和跨區間無縫線路技術。橋上的無縫線路受力情況與路基上明顯不同：混凝土梁體在自然環境中受溫度荷載作用會發生伸縮變形，層間摩擦阻力帶動底座板、CA砂漿、軌道板產生縱向變形及縱向力，軌道板通過扣件對鋼軌施加縱向力并使其產生縱向變形及縱向力，該縱向作用力被稱為附加伸縮力。

目前，國內外學者的研究主要傾向于溫度荷載、制動荷載、列車荷載作用下橋上無砟軌道的靜/動力特性及參數優化[1-8]。本文基于有限元法，建立了6×32 m簡支梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道無縫線路空間耦合模型，研究在溫度荷載作用下，橋上無砟軌道無縫線路附加伸縮力分布規律，并對其影響參數進行了分析計算，為完善橋上無砟軌道無縫線路設計方法提供參考。

1 計算模型的建立

雙線鐵路6×32 m簡支梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道無縫線路力學模型示意圖如圖1所示。

a) 整體

b) 局部圖1 簡支梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道 無縫線路力學模型示意圖

1.1 空間耦合模型

(1)采用鐵摩辛柯梁，梁單元模擬CHN60標準鋼軌，彈簧單元模擬WJ-7型扣件，扣件間距為0.629 m，全面考慮扣件系統對鋼軌的縱、橫、垂向約束。其中，橫向和垂向剛度采用COMBIN 14彈簧-阻尼器單元模擬，橫向和垂向剛度大小分別為50 kN/mm和35 kN/mm；縱向剛度采用COMBIN 39非線性彈簧單元模擬，縱向阻力取值按式(1)計算。單組扣件提供的最大縱向阻力為15.096 kN/組，取15 kN/組。

式中：

r——縱向阻力；

x——鋼軌與軌道板之間的相對位移。

(2)軌道板和CA砂漿層采用實體單元模擬，軌道板為C60預應力混凝土結構。在32 m簡支梁上設2塊長為3 685 mm的梁端軌道板和5塊長為4 962 mm的跨中軌道板，軌道板之間均設置70 mm的板縫。路基地段均采用長為4 962 mm的標準軌道板，軌道板寬度為2 400 mm，厚度為190 mm。砂漿充填層的長度和寬度與軌道板尺寸相同，厚度為50 mm，彈性模量取200 MPa。

(3)底座板和凸形擋臺均為C40預應力混凝土結構，采用實體單元模擬。底座板寬為2.8 m，厚為200 mm。橋梁段每塊底座板之間均設置20 mm的伸縮縫，和軌道板板縫相應對齊并繞過凸形擋臺。在路基上，4塊底座板縱向相連。凸形擋臺為260 mm的圓柱或半圓柱結構，設計高度為450 mm。凸形擋臺與軌道板之間填充的樹脂材料厚度為40 mm，彈性模量為25 MPa，均采用實體單元模擬。

(4)預制箱梁為C50預應力混凝土結構，采用實體單元模擬，箱梁截面結構參數如圖2所示。

圖2 雙線簡支箱梁跨中截面

由以上各部分組成的6×32 m簡支梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道無縫線路空間耦合有限元模型如圖3所示。橋梁兩端分別建立了40 m的路基段，以消除邊界效應。

圖3 簡支梁橋上CRTSⅠ型無砟軌道 無縫線路空間耦合模型

1.2 計算參數的選取

根據《鐵路無縫線路設計規范》[9]，混凝土梁年溫差取30 ℃，雙線簡支梁橋墩頂縱向水平剛度取350 kN/cm，橋臺頂縱向水平剛度取3 000 kN/cm。

2 梁體溫差的影響

本節軌道板和底座板分別降溫40 ℃和35 ℃，梁體按分別降溫25 ℃、30 ℃和35 ℃3種工況考慮。不同梁體溫差條件下的鋼軌伸縮力、橋上軌道板及底座板縱向應力分別如圖4—圖6所示，其計算結果的最大值如表1所示。圖表中，正值代表拉(應)力，負值代表壓(應)力，下同。不同梁體溫差條件下的鋼軌縱向位移及軌板相對位移分別如圖7和圖8所示，其計算結果的最大值如表2所示。圖表中，正值代表拉伸變形，負值代表壓縮變形，下同。

從圖4—圖8、表1及表2可知，溫度荷載作用下，鋼軌伸縮力的峰值出現在橋梁墩臺及跨中。由于橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道底座板及軌道板的縱向不連續性，因此其縱向應力圖成波動曲線，其中圖線中的突變是由于板縫的存在，且凸形擋臺在一定程度上分擔了一部分底座板縱向應力的傳遞；隨著梁體溫差的增大，鋼軌縱向力隨之增大，但增幅不大；由于軌道板/底座板與梁體間溫差的減小，其縱向應力隨之減小，且減幅明顯，這說明軌道板/底座板附加縱向應力主要來自于軌道與橋梁間的溫差；鋼軌縱向位移在橋梁跨中達到最大，在路基上逐漸減小至零；軌板相對位移在固定支座處較小，在活動支座處達到最大。

圖4 鋼軌伸縮力

圖5 橋上軌道板上表面縱向應力

圖6 橋上底座板下表面縱向應力

圖7 鋼軌縱向位移

圖8 軌板相對位移表1 軌道結構縱向力最大值

梁體溫差/℃鋼軌伸縮力/kN軌道板上表面應力/MPa軌道板下表面應力/MPa底座板上表面應力/MPa底座板下表面應力/MPa正值負值正值負值正值負值正值負值正值負值25323.91231.143.611.684.161.871.415.6430351.12263.982.711.333.070.830.983.381.0835375.53296.211.810.991.970.471.161.102.79

表2 軌道結構縱向位移最大值 mm

梁體溫差對橋上軌道結構縱向位移有較大影響，隨著梁體溫差的增大，橋上軌道結構縱向位移隨之增大，且增量較大。因此，在晝夜溫差較大的情況下，要加強對軌道結構的檢測維護，以免鋼軌承受過大的拉力，防止因軌板相對位移過大而導致扣件失效。

3 扣件縱向阻力的影響

本節橋上扣件縱向阻力分別按4 kN/組、10 kN/組、15 kN/組及20 kN/組4種工況考慮，不同扣件縱向阻力條件下的鋼軌伸縮力、縱向位移及軌板相對位移分別如圖9—圖11所示，其計算結果的最大值如表3所示。

圖9 鋼軌伸縮力

圖11 軌板相對位移

從圖9—圖11和表3可知，扣件縱向阻力對橋上軌道結構縱向力/位移有較大影響，隨著扣件阻力的減小，軌道結構應力在縱向的變化趨于平緩，最大值隨之減小。由此可見，采用小阻力扣件對橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道的受力是有利的，但鋼軌位移及軌板相對位移隨著扣件縱向阻力的減小而增大。因此，采用小阻力扣件時，橋臺活動支座端是軌道結構的薄弱環節，需加強監測，使鋼軌在橋臺處的爬行能夠得到有效控制。

表3 軌道結構縱向力和縱向位移最大值

4 橋臺頂縱向剛度的影響

本節橋墩頂縱向剛度取350 kN/cm，橋臺頂縱向剛度分別按3 000 kN/cm、10 000 kN/cm和全約束3種工況考慮。不同橋墩臺頂縱向剛度條件下的鋼軌伸縮力、縱向位移及軌板相對位移最大值如表4所示。

表4 不同橋墩臺頂縱向剛度條件下軌道結構縱向力和縱向位移最大值

從表4可知，固定支座橋臺頂縱向剛度對橋上軌道結構縱向力和縱向位移在一定范圍內影響較大；隨著橋臺固定端縱向剛度的增加，左側路基段及第一跨橋上軌道結構受力明顯增大，左側路基段及前三跨橋上軌道結構縱向位移明顯增大，對后三跨及右側路基影響較小。由此可知，從減小鋼軌伸縮力及縱向位移的角度考慮，橋臺固定端縱向水平剛度不宜過大。

5 橋墩頂縱向剛度的影響

本節橋臺頂縱向剛度取3 000 kN/cm，橋墩頂縱向剛度分別按200 kN/cm、350 kN/cm和500 kN/cm 3種工況考慮，不同橋墩臺頂縱向剛度條件下的鋼軌伸縮力、縱向位移及軌板相對位移如表5所示。

從表5可知，固定支座橋墩頂縱向剛度對橋上軌道結構縱向力影響不大，對縱向位移影響較大，但軌板相對位移變化不大；隨著墩頂縱向水平剛度的增大，鋼軌位移隨之增大。因此，從減小鋼軌縱向位移的角度考慮，墩頂縱向剛度不宜過大。

表5 不同橋墩臺頂縱向剛度下軌道結構縱向力和縱向位移最大值

6 結論與建議

本文建立了多跨簡支梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道無縫線路空間耦合有限元模型，研究了溫度荷載作用下鋼軌、軌道板及底座板的受力變形特性，并對梁體溫差、扣件縱向阻力、橋臺固定端縱向剛度及橋墩固定端縱向剛度對伸縮力的影響進行了計算分析，得出以下幾點結論：

(1)橋上軌道結構縱向位移隨著梁體溫差的增大而明顯增大，在晝夜溫差較大的情況下，要加強對軌道結構的檢測和監測，以免活動支座墩頂處軌板相對位移過大而導致扣件失效。

(2)小阻力扣件可以起到降低軌道結構受力的作用，能改善橋上無縫線路梁軌相互作用；但當扣件阻力較小時，橋臺處軌板相對位移會明顯增大。因此，采用小阻力扣件時，橋臺活動支座端是軌道結構的薄弱環節，需加強監測，使得鋼軌在橋臺處的爬行能夠得到控制。

(3)固定支座橋梁墩臺頂縱向剛度對橋上軌道結構縱向力和縱向位移在一定范圍內影響較大，隨著墩臺頂縱向剛度的增大，鋼軌伸縮力及位移隨之增大，且增量明顯。因此，從減小鋼軌伸縮力及縱向位移考慮，橋梁墩臺固定端縱向剛度不宜過大。