特殊工況下橋上縱連板式無砟軌道無縫道岔溫度力研究

趙才友，王 平

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 610031)

橋上鋪設(shè)縱連板式無砟軌道無縫道岔是我國(guó)無縫線路、無砟軌道發(fā)展的又一重大技術(shù)課題，是橋上無縫線路、無縫道岔、橋上縱連板式無砟軌道技術(shù)的綜合運(yùn)用。自新建鐵路在橋上鋪設(shè)底座縱連板式無砟軌道無縫道岔以來，這種軌道結(jié)構(gòu)形式在我國(guó)鐵路建設(shè)中得到較多的應(yīng)用。設(shè)計(jì)認(rèn)為，這種軌道結(jié)構(gòu)的主要承重構(gòu)件為底座混凝土板，而國(guó)內(nèi)外目前對(duì)底座板變化對(duì)無縫道岔影響的研究還很少，且底座板一旦施工完畢，維修極其困難，所以有必要對(duì)橋上底座縱連板式無砟軌道無縫道岔在底座板發(fā)生變化時(shí)，無縫道岔的受力特點(diǎn)及規(guī)律作深入地分析和研究。本文以某一連續(xù)梁為例，利用有限元軟件對(duì)其進(jìn)行計(jì)算研究，旨在獲得接近實(shí)際的計(jì)算結(jié)果，對(duì)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和施工給出有價(jià)值的建議。

1 計(jì)算模型

對(duì)全橋底座縱連板式無砟軌道無縫道岔進(jìn)行受力和變形分析時(shí)，應(yīng)將道岔、道岔板、底座板、橋梁和墩臺(tái)看作一個(gè)有機(jī)整體，建立岔—板—橋—墩一體化模型。在模型中，還應(yīng)考慮扣件縱向阻力、道岔板和底座板間縱向阻力、底座板與橋梁間滑動(dòng)層摩擦阻力、底座板的伸縮剛度、橋墩墩臺(tái)頂縱向水平剛度等關(guān)鍵參數(shù)的影響。對(duì)全橋底座縱連板式無砟軌道無縫道岔的岔—板—橋—墩一體化模型作假定如下:

1)道岔尖軌與可動(dòng)心軌前端可以自由伸縮，不考慮轍叉角大小的影響。

2)鋼軌為縱向連續(xù)長(zhǎng)梁，能夠承受拉、壓作用，其拉、壓剛度相等，且為常量，鋼軌按支承節(jié)點(diǎn)劃分有限桿單元，只發(fā)生縱向位移。

3)鋼軌和道岔板間產(chǎn)生縱向相對(duì)位移，二者通過扣件相互作用，扣件阻力與鋼軌、道床板的相對(duì)位移為非線性關(guān)系，作用于鋼軌節(jié)點(diǎn)與道床板節(jié)點(diǎn)上，方向?yàn)樽柚逛撥壪鄬?duì)道岔板位移。

4)考慮間隔鐵阻力對(duì)鋼軌伸縮位移的影響，間隔鐵阻力與鋼軌間的位移呈非線性關(guān)系。

5)考慮轍叉跟限位器在基本軌與導(dǎo)軌間所傳遞的作用力，設(shè)道岔鋪設(shè)時(shí)限位器字母塊居中，間隔為7～10 mm。當(dāng)子母塊貼靠時(shí)，限位器阻力與兩鋼軌間的相對(duì)位移呈非線性關(guān)系。

6)假設(shè)橋梁固定支座能完全阻止梁的伸縮，活動(dòng)支座抵抗伸縮的阻力可忽略不計(jì)，不考慮支座本身的縱向變形，固定支座承受的縱向力全部傳至墩臺(tái)上，阻止橋梁縱向變形的剛度就是墩臺(tái)頂縱向水平剛度。

7)橋梁墩臺(tái)頂縱向水平剛度為線性，包含支座頂面在縱向水平力作用下的墩身彎曲、基礎(chǔ)傾斜、基礎(chǔ)平移及橡膠支座的剪切變形等引起的支座頂面位移。

8)底座板與橋梁間產(chǎn)生縱向相對(duì)位移，二者通過滑動(dòng)層與剪力齒槽進(jìn)行縱向相互作用，滑動(dòng)層的摩擦阻力與二者間的相對(duì)位移為非線性關(guān)系，剪力齒槽縱向作用力與二者間的相對(duì)位移為線性關(guān)系。

9)假定瀝青砂漿對(duì)道岔板和底座板提供非線性阻力作用，道岔板和底座板間的非線性阻力隨著二者的相對(duì)位移呈非線性變化，非線性阻力的最大值依據(jù)相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定。

10)底座板與端刺和摩擦板產(chǎn)生縱向相互作用，端刺縱向剛度為線性的，摩擦板與底座板的摩擦阻力為非線性的。

11)相鄰股道鋼軌、道岔板和底座板的縱向受力相互影響，一股道組合板上的縱向力通過道岔板或底座板的橫向連接和梁體傳遞，作用于另一股道上。

依據(jù)上述計(jì)算模型假定，全橋底座縱連板式無砟軌道無縫道岔的岔—板—橋—墩一體化模型如圖1。

2 計(jì)算參數(shù)

以單組18號(hào)無縫道岔鋪設(shè)在96 m連續(xù)梁橋上，連續(xù)梁橋兩邊分別布置三跨32 m簡(jiǎn)支梁。橋梁、軌道板和底座板降溫30℃。鋼軌采用60 kg/m，鋼軌截面積77.45 cm2，各股鋼軌的彈性模量2.1×1011Pa，鋼軌線膨脹系數(shù)1.18×10－5/℃，考慮降溫50℃。橋臺(tái)的縱向剛度取為1×107kN/m，中間橋墩的剛度均為1×105kN/m。滑動(dòng)層的摩擦系數(shù)取為0.2。道岔結(jié)構(gòu)中，轉(zhuǎn)轍器部分考慮設(shè)置兩組限位器結(jié)構(gòu)，限位器阻力采用分段線性阻力，當(dāng)限位器子母塊貼靠、兩軌相對(duì)位移<1 mm時(shí)，限位器阻力取值1.5×105kN/m;當(dāng)兩軌相對(duì)位移 >1 mm 時(shí)，取值 6×104kN/m［3-4］。翼軌末端設(shè)置4組間隔鐵，其采用線性阻力，取值5×104kN/m。扣件參照彈條Ⅱ型扣件，滑移阻力取為16.1 kN[5]。計(jì)算分析的距離坐標(biāo)統(tǒng)一以左橋臺(tái)為坐標(biāo)原點(diǎn)。連續(xù)梁橋橋上縱連板式無縫道岔布置如圖2。

3 計(jì)算結(jié)果

3.1 底座板混凝土收縮徐變的影響

混凝土澆筑完成以后，隨著時(shí)間增長(zhǎng)，混凝土將產(chǎn)生收縮徐變。收縮徐變對(duì)混凝土構(gòu)件產(chǎn)生的應(yīng)變相當(dāng)于構(gòu)件降溫產(chǎn)生的應(yīng)變，因此，可以通過對(duì)底座板降溫，考慮混凝土收縮徐變的影響。

由底座板收縮徐變引起的總變形量的影響與底座板降溫30℃工況相同[2]。故可將底座板較基本工況分別降溫6℃、12℃、18℃和24℃，即發(fā)生總徐變量的0.2、0.4、0.6、0.8徐變情況作為工況一 ～工況四。其它參數(shù)不變。

當(dāng)?shù)鬃逍熳冎饾u增大時(shí)，對(duì)道岔區(qū)鋼軌的溫度力、伸縮位移、底座板的受力影響如表1。其中，基本軌溫度力、基本軌位移隨底座板徐變變化的影響分別如圖3和圖4，底座板的溫度力隨底座板徐變變化的影響如圖5。

圖1 岔—板—橋—墩一體化模型

圖2 連續(xù)梁橋梁跨布置示意

表1 不同底座板收縮徐變情況下計(jì)算結(jié)果

圖3 收縮徐變情況下基本軌溫度力對(duì)比

圖4 收縮徐變情況下基本軌伸縮位移對(duì)比

圖5 收縮徐變情況下底座板溫度力對(duì)比

由表2和圖3可知，當(dāng)?shù)鬃迨湛s徐變逐漸增大時(shí)，鋼軌的溫度力峰值逐漸變大，基本軌最大附加溫度力增加幅度約為0.575～0.615 kN/℃，最大伸縮力峰值出現(xiàn)在設(shè)置限位器的位置上，最小伸縮附加力峰值出現(xiàn)在轍叉前的基本軌處。這是因?yàn)殡S著底座板收縮徐變的增大，底座板變形的增大，伸縮剛度的折減，進(jìn)而由底座板通過軌道板傳遞給鋼軌的作用逐漸增大。由表1和圖4可以看出，隨著底座板收縮徐變的增大，道岔的尖軌和心軌的位移都有所減小，基本軌位移有所增大，但是幅度都很小。由表1和圖5可知，底座板溫度力隨著底座板徐變的增大也逐漸增大，底座板溫度力增長(zhǎng)幅度在20.36～20.40 kN/℃之間變化。這對(duì)底座板是極為不利的。

3.2 底座板施工溫差的影響

受施工能力限制，對(duì)長(zhǎng)大橋梁，連續(xù)底座板的施工難以在相同溫度下進(jìn)行，將導(dǎo)致鋪設(shè)完成后的連續(xù)底座板沿線路縱向存在溫差。這種溫差將引起軌道和橋梁的縱向相互作用。通過對(duì)底座板溫度分段，并且對(duì)各段設(shè)置不同的溫度變化幅度，以分析施工溫差引發(fā)的橋梁軌道相互作用。

將底座板平分為兩段施工，并將右半段底座板施工溫度比左半段分別低5℃、10℃、15℃和20℃，其它參數(shù)不變，作為工況一～工況四。

當(dāng)?shù)鬃遄笥覂啥问┕夭钣?℃增至20℃時(shí)，對(duì)道岔區(qū)鋼軌的溫度力、伸縮位移、底座板的受力的影響如表2。其中，基本軌溫度力和基本軌位移隨底座板施工溫差的影響分別如圖6和圖7。底座板溫度力隨底座板施工溫差影響如圖8。

表2 不同底座板施工溫差情況下計(jì)算結(jié)果

圖6 施工溫差情況下基本軌溫度力對(duì)比

圖7 施工溫差情況下基本軌伸縮位移對(duì)比

圖8 施工溫差情況下底座板溫度力對(duì)比

由表2和圖6可知，隨著底座板施工溫差的增大，基本軌的最大附加力也隨之增大，附加溫度力的增長(zhǎng)幅度約為1.53～1.54 kN/℃。這是因?yàn)殡S著施工溫差的增大，一方面導(dǎo)致底座板有溫差引起的裂縫增大，底座板收縮剛度的減低，從而導(dǎo)致上部鋼軌溫度力的增大;另一方面底座板本身溫度力的增大給上部鋼軌部分傳遞的力也就越大。由表2和圖7可以看出，隨著底座板施工溫差的增大，道岔的基本軌、尖軌的位移有所增大，心軌位移有所減小，但幅度都很小。由表2和圖8可以看出，隨著底座板施工溫差的增大，底座板最大溫度力隨之增大。可見，控制底座板施工溫差，對(duì)降低無縫道岔的受力和變形是十分必要的。

3.3 底座板斷板的影響

施工完后，隨著氣溫降低和混凝土干燥收縮，混凝土將產(chǎn)生裂縫。列車制動(dòng)、氣溫進(jìn)一步降低以及干燥收縮加劇，使裂縫最終發(fā)展成貫通裂縫。裂縫處底座板縱向力全部依靠鋼筋傳遞，若縱向力作用下鋼筋應(yīng)力超過其屈服強(qiáng)度，底座板將可能斷裂，此時(shí)，底座板收縮，在橋梁墩臺(tái)產(chǎn)生縱向附加力。

由基本工況計(jì)算得知，在104.3 m處，底座板縱向力最大，取底座板在此處斷板(工況一)。

當(dāng)?shù)鬃鍞喟鍟r(shí)，對(duì)道岔區(qū)鋼軌的溫度力、伸縮位移、底座板的受力影響如表3。其中，基本軌溫度力和基本軌相對(duì)下部基礎(chǔ)位移隨底座板斷板的影響分別如圖9和圖10。底座板溫度力隨底座板斷板影響如圖11。

表3 底座板斷板情況下計(jì)算結(jié)果

圖9 斷板后基本軌溫度力對(duì)比

圖10 斷板后基本軌伸縮位移對(duì)比

圖11 斷板后底座板溫度力對(duì)比

由表3和圖9可知，底座板斷板后，基本軌的最大溫度力急劇增大，最大附加溫度力較底座板斷板前增長(zhǎng)了57.26%，這可能會(huì)直接導(dǎo)致基本軌斷軌，威脅行車安全。由表3和圖10可以看出，底座板斷板后，道岔的尖軌和心軌相對(duì)橋梁的位移有所減小，但是，基本軌最大伸縮位移有較大的增長(zhǎng)，極有可能導(dǎo)致基本軌鋼軌爬軌等病害的發(fā)生。由表3和圖11可以看到，斷板后，斷板前底座板最大溫度力處溫度力降為零，其它部位處溫度力較底座板斷板前變小，這是因?yàn)榈鬃鍞喟搴筢尫帕艘徊糠謶?yīng)力。

4 結(jié)論與建議

1)底座板發(fā)生收縮徐變后，岔區(qū)基本軌附加溫度力和伸縮位移有所增大，其中，基本軌最大附加溫度力增加幅度約為0.575～0.615 kN/℃，尖軌跟端傳力部件和翼軌末端間隔鐵的受力和變形影響很小。底座板的溫度力則急劇增大，底座板溫度力增長(zhǎng)幅度約為20.36～20.40 kN/℃，這對(duì)底座板是極為不利的。因此，在設(shè)計(jì)和施工中都應(yīng)當(dāng)控制底座板混凝土的收縮徐變，如設(shè)計(jì)中考慮采用早強(qiáng)水泥、水泥細(xì)度小的水泥，施工中控制混凝土的水灰比、充分振搗、控制好養(yǎng)護(hù)條件等。

2)底座板施工溫差的增大，會(huì)導(dǎo)致基本軌的附加溫度力和伸縮位移增大，其中，附加溫度力的增長(zhǎng)幅度約為1.53～1.54 kN/℃。尖軌跟端傳力部件和翼軌末端間隔鐵的受力有所減小，但幅度很小。底座板最大溫度力增加，增長(zhǎng)幅度約為3.16～3.18 kN/℃。因此，在施工中應(yīng)盡量避免大的施工溫差的出現(xiàn)。

3)底座板斷板后，基本軌的最大溫度力急劇增大，最大附加溫度力較底座板斷板前增長(zhǎng)了57.26%，基本軌位移增加了30.83%，尖軌跟端傳力部件的受力有較大的增加，翼軌末端間隔鐵的受力和變形有所減小。可見，這種突變對(duì)無縫道岔是非常不利的，因此，在設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮底座板斷板后對(duì)軌道的影響。

[1] 王平，劉學(xué)毅.無縫道岔計(jì)算理論與設(shè)計(jì)方法［M］.成都:西南交通大學(xué)出版社，2007:240-244.

[2] 曾志平，陳秀方，趙國(guó)藩.簡(jiǎn)支梁橋上無縫道岔溫度力與位移影響因素分析［J］.中國(guó)鐵道科學(xué)，2006(1):53-54.

[3] 郭志勇.客運(yùn)專線橋上無縫道岔的設(shè)計(jì)［J］.鐵道建筑，2007(7):100-102.

[4] 鐵道部第三設(shè)計(jì)院.道岔設(shè)計(jì)手冊(cè)［M］.北京:人民鐵道出版社，1975:504-517.

[5] 匡燁.混凝土收縮和徐變影響因素分析［J］.山西建筑，2008(1):21-22.