高速鐵路橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道溫度荷載效應研究

李 偉

(中國鐵道科學研究院研究生部，北京 100081)

我國高速鐵路無砟軌道應用鋼筋混凝土桿件“拉伸加勁效應”理論，通過設置連續底座板、“兩布一膜”滑動層、“高強度擠塑板”等多項構造措施，實現了無砟道床的連續鋪設[1-6]。橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道系統梁軌相互作用的傳力體系與既有的有砟軌道和單元板式無砟軌道線路的軌道結構受力變形特征有較大的不同。橋上無砟軌道結構跨梁縫連續鋪設，使得梁跨間縱向連接剛度加大，在豎向活載和縱向活載作用下墩臺、軌道結構受力分配有所不同。因此，在前期試驗研究成果[7]的基礎上，應對橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道系統橋梁—軌道之間相互作用的受力變形特征進行深入的研究。

針對橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道系統在季節溫度荷載作用下的受力變形特征，本文采用ANSYS對32 m簡支梁和(48+80+48)m連續梁(溫度跨度128 m)進行數值分析，并選擇相應工點對橋梁—軌道在溫度荷載下的受力變形特征進行長期監測。

1 橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道結構及受力分析

橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道系統采用連續的軌道結構，并通過“兩布一膜”滑動層與橋梁結構隔離，在橋梁固定支座部位設置剪力齒槽和錨固鋼筋，使軌道結構的荷載向下部橋梁結構傳遞。橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道由上至下主要由鋼軌、彈性不分開式扣件、預制軌道板、水泥乳化瀝青砂漿充填層、底座板、滑動層、高強度擠塑板、側向擋塊及彈性限位板等部分組成，橋臺后路基設置端刺錨固結構(包括摩擦板、土工布和端刺)及過渡板。每孔梁固定支座上方設置剪力齒槽，梁縫處設置高強度擠塑板，底座板設置鋼板連接器后澆帶，如圖1所示。

圖1 橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道示意

1.1 計算模型

橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道是一個較為復雜的力學系統，其有限元計算模型的建立應在總體上較為真實地反映結構的受力，考慮計算方便和可靠性可進行適當簡化。本文對橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道系統的軌—板—橋—墩一體化模型作如下假定:

1)鋼軌為縱向連續長梁，其拉、壓剛度相等，鋼軌按支承節點劃分單元。

2)鋼軌與軌道板間產生縱向相對位移，二者通過扣件相互作用，扣件阻力作用于鋼軌節點與軌道板節點上。

3)砂漿層為軌道板和底座板提供非線性阻力作用，非線性阻力隨著軌道板和底座板間的相對位移呈非線性變化。

4)底座板與橋梁間產生縱向相對位移，二者通過“兩布一膜”滑動層與梁端剪力齒槽和錨固鋼筋固結機構進行縱向相互作用，滑動層的摩擦阻力與二者間的相對位移為非線性關系，固結機構縱向作用力與二者間的相對位移為線性關系。

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

6)橋梁固定支座可完全阻止梁的伸縮，活動支座抵抗伸縮的阻力可忽略不計，不考慮支座本身的縱向變形。

7)橋梁墩臺頂部縱向水平剛度為線性。

8)相鄰股道鋼軌、軌道板和底座板的縱向受力相互影響。

根據以上假定，建立如圖2所示的軌—板—橋—墩空間一體化縱向力計算模型。

圖2 軌—板—橋—墩縱向力計算模型

1.2 計算參數

計算參數主要包括鋼軌、扣件、軌道板、底座板和“兩布一膜”滑動層等結構的參數選取。

1)鋼軌為60 kg/m軌，截面積為77.45 cm2，彈性模量為2.1×1011Pa，線膨脹系數為11.8×10－6。

2)扣件豎向剛度取60 000 kN/m;扣件縱向阻力r采用非線性彈簧模擬，有載r=60 kN/(m·線);無載r=30 kN/(m·線)，極限位移u0=0.5 mm，如圖3所示。

圖3 扣件縱向阻力

3)軌道板寬度為2.55 m，厚度為0.2 m，混凝土彈性模量3.6×104MPa;底座板寬度為2.95 m，厚度為0.19 m，混凝土彈性模量3.4×104MPa。

4)底座板與橋梁之間“兩布一膜”采用非線性彈簧模擬，豎向只受壓不受拉，豎向剛度1.0×108kN/m，縱向摩擦系數取0.3，滑動極限位移0.5 mm。臺后摩擦板與橋梁之間“兩布一膜”隔離層采用非線性彈簧模擬，豎向只受壓不受拉，豎向剛度1.0×108kN/m，縱向摩擦系數取0.7，滑動極限位移5 mm。

5)橋梁截面面積為8.962 m2，豎向抗彎慣性矩為11.0 m4，橫向抗彎慣性矩為84.73 m4，混凝土彈性模量為3.55×104MPa。

結合現場實際工況，計算模型梁跨布置和橋墩縱向線剛度參數如表1所示。

表1 橋梁梁跨布置和橋墩縱向線剛度參數

1.3 梁軌相互作用受力變形分析

以梁體降溫15℃工況為例，分析伸縮工況下橋梁—軌道系統的總體受力變形特征。從降溫工況下梁體縱向位移曲線可以看出，各跨梁體位移曲線主要受自身溫度跨度大小控制，溫度跨度越大梁體的伸縮位移越大，32 m等跨度簡支梁的位移曲線大致相同。

伸縮工況下軌道各結構層的總體位移特征如圖4至圖7所示。由位移特征圖可以發現，軌道板和底座板的位移特征與鋼軌相似。受連續梁溫度跨度影響，連續梁上軌道結構伸縮位移與梁伸縮方向相同，最大位移量出現在連續梁與簡支梁接縫附近，鋼軌最大位移為0.43 mm，軌道板和底座板最大位移為0.45 mm，并且連續梁中部存在位移零點。橋梁最大位移出現在連續梁128 m溫度跨度的滑動支座位置，位移量為18.33 mm。

鋼軌相對于軌道板和底座板相對于梁面的位移分別如圖8和圖9所示。可以看出，梁體降溫15℃時，大部分區域內梁面與底座板間的相對位移超過0.5 mm，最大為17.72 mm，即兩者處于滑動狀態;而軌道板和鋼軌間的相對位移最大值為0.04 mm，遠小于0.5 mm，扣件阻力處于彈性范圍。

圖4 橋梁位移

圖5 底座板位移

圖6 軌道板位移

圖7 鋼軌位移

圖8 鋼軌相對于軌道板位移

圖9 底座板相對于梁面位移

伸縮工況下軌道各結構層的縱向力特征如圖10～圖12所示。由鋼軌縱向力特征圖可以看出，受中部連續梁較大溫度跨度的影響，連續梁上鋼軌受到較大壓力，簡支梁上部區域鋼軌受拉。軌道板和底座板縱向受力特征與鋼軌大致相同。連續梁固定支座上方附近區域軌道結構受到的伸縮附加力最大，鋼軌、軌道板、底座板受到的最大伸縮附加力分別為28.4，295.1，580.1 kN。

圖10 鋼軌縱向力

圖11 軌道板縱向力

圖12 底座板縱向力

剪力齒槽受力如圖13所示。最大剪力出現在連續梁固定支座處，為591 kN。簡支梁跨剪力齒槽受力主要與溫度跨度大小有關，等跨的32 m簡支梁上剪力齒槽受力較為均勻，在205～291 kN之間;而25 m和24 m跨度的簡支梁上剪力齒槽受力為165 kN左右。橋墩承受的縱向力如圖14所示。可以看出，連續梁固定支座所在的12號橋墩所受的縱向力最大，為225 kN。

圖13 剪力齒槽縱向力

圖14 橋墩縱向力

2 梁軌相互作用受力監測

梁軌相互作用受力監測以32 m簡支梁和(48+80+48)m連續梁(溫度跨度128 m)為主，監測時間為1年，對橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道系統溫度伸縮作用下橋梁與底座板的相對伸縮變形進行長期監測，軌道結構與梁體間相對位移如圖15和圖16所示。由監測結果可知:在－4℃ ～37℃的溫度變化范圍內，底座板與梁體間相對位移最大值分別為簡支梁7.9 mm，連續梁30.4 mm，相對位移日變化量在3.0 mm以內，與理論計算結果相吻合。橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道結構“兩布一膜”滑動層有較好的滑動性能，能起到減少梁軌間相互作用力的效果。

圖15 簡支梁軌道結構與梁體間位移變化

圖16 連續梁軌道結構與梁體間位移變化

3 結語

針對高速鐵路橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道在溫度伸縮作用下梁軌相互作用的受力變形特征，在理論計算分析的基礎上，首次進行了32 m簡支梁和大跨連續梁上的梁軌相互作用下橋梁和軌道結構的受力變形特征長期監測，得到如下結論:

1)梁軌相互作用理論計算中，當梁體降溫15℃時，梁面與底座板間的相對位移超過0.5 mm，最大相對位移為17.72 mm，出現在連續梁128 m溫度跨度的滑動支座位置，即兩者處于滑動狀態;而軌道板和鋼軌間的相對位移最大值為0.04 mm，遠小于0.5 mm，扣件阻力處于彈性范圍。在連續梁固定支座上方附近區域，軌道結構受到的伸縮附加力最大，鋼軌、軌道板、底座板受到的最大伸縮附加力分別為28.4，295.1，580.1 kN，連續梁固定支座處剪力最大，為591 kN。

2)在監測的1年里，溫度變化范圍為 －4℃ ～37℃，32 m簡支梁的橋梁—軌道最大相對位移7.9 mm，(48+80+48)m連續梁的橋梁—軌道最大相對位移為30.4 mm，相對位移日變化量在3.0 mm以內，與理論計算結果相吻合。橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道系統中“兩布一膜”滑動層起到了較好的滑動作用。

3)由于高速鐵路線路運營時間較短，應對橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道系統中較為關鍵的梁軌相互作用繼續進行監測，進一步掌握橋梁—軌道的受力變形特征。

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[6]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.

[7]中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所.CRTSⅡ型板式無砟軌道結構與橋梁間相互作用試驗研究報告[R].北京:中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，2011.