橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道底座張拉縱連模擬分析

劉永存

(中鐵第四勘察設計院集團有限公司線站處，武漢 430063)

博格板式無砟軌道源于德國，經吸收、改進后形成了CRTSⅡ型板式無砟軌道［1］。其中橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道結構具有以下特點。

(1)橋上底座不受橋跨的限制，為跨越梁縫的縱向連續結構，橋上的軌道板與路基、隧道內的一致，均為標準軌道板，利于工廠化、標準化生產，便于質量控制，同時簡化軌道板的安裝和鋪設。

(2)底座在每孔橋梁固定支座上方，通過預設齒槽、錨固螺栓以保證其和橋梁間縱向的可靠連接，其余部位梁面設置“兩布一膜”滑動層，以減少底座和橋梁間相互作用。

(3)梁縫前后3.1 m范圍的梁面上鋪設5 cm厚硬質泡沫塑料板，以減小梁端轉角對無砟軌道結構受力的影響。

(4)底座兩側設置側向擋塊進行橫向限位。

(5)臺后路基上設置摩擦板、端刺，使橋上縱向力不影響端刺以外路基上的軌道結構［2-4］。

CRTSⅡ型板式無砟軌道作為一種新型軌道結構，橋上縱連的底座是主要承重構件，是影響結構安全性的重要因素，其施工質量必須得到保證。一方面，如果底座施工時混凝土澆筑段和后澆帶設置不當，使得張拉時將橋墩拉歪，將給橋梁的安全帶來隱患;另一方面，如果底座鎖定板溫和張拉量設置不當，輕則底座開裂，重則梁軌之間相互作用力增大，影響無砟軌道使用壽命［5］。本文就CRTSⅡ型板式無砟軌道底座施工過程進行模擬，分析各階段底座、橋梁系統受力，為現場施工提供指導。

1 底座施工概述

長大橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道底座無法一次施工完成，一般劃分成幾個施工段，施工段的位置及長度根據橋梁橋跨類型、施工組織能力和施工組織方案確定［6-7］。一般一個施工段長度為4～5 km，施工段的首尾位置應設置端刺或臨時端刺，臨時端刺長約800 m，端刺或臨時端刺之間為常規區［8-9］。CRTSⅡ型板式無砟軌道底座施工工藝分以下步驟:

施工單元劃分→測量各澆筑段板溫和長度，計算張拉值→底座鋼筋的張拉與連接→后澆帶混凝土施工［10-11］。

2 模型建立

由于底座從澆筑、張拉到鎖定涉及到多道施工工序，每道工序中底座的結構特點和受力體系均不一樣，因此，必須針對各道工序建立不同的模型，以確保模擬的正確性。另外，由于理論計算時，模型的建立是以某個時間點來進行建模的，而實際過程中底座的澆筑、張拉和縱連是一個連續的過程，因此底座內鋼筋和混凝土的應力變化過程也是一個連續的過程。根據CRTSⅡ型板式無砟軌道底座施工特點，板－橋－墩系統縱向力的計算可以采用軌道－橋梁一體化有限元模型進行計算，如圖1所示。該模型主要功能為計算底座施工過程中系統的縱向力和位移，包括底座、橋梁、橋墩、固結機構的縱向受力和位移。建模時底座、橋梁采用梁單元進行模擬，滑動層、固結機構則模擬成彈簧單元，將兩層梁連接成整體。

圖1 板-橋-墩一體化模型

3 底座張拉縱連受力分析

由于CRTSⅡ型板式無砟軌道底座全橋縱連，使得橋上底座具有無縫線路同樣的特點，為控制底座溫度應力變化幅度，避免產生失穩、斷板等現象，需將橋上底座在鎖定溫度范圍內鎖定。當底座溫度低于或高于鎖定溫度時，需通過張拉或降溫來實現鎖定。

針對底座施工過程中各個階段的受力特點，當底座按“新建臨時端刺+常規區+新建臨時端刺”來進行施工時，將其按以下6個步驟對板－橋－墩系統進行模擬和分析。

(1)澆筑底座混凝土澆筑段。

(2)將臨時端刺區用手連接成整體。

(3)張拉與臨時端刺區相鄰的兩個BL1后澆帶。

(4)張拉連接 K0、Jl、J2、J3 后澆帶。

(5)張拉常規區剩余的BL1后澆帶。

(6)底座鎖定，常規區演變成為底座一部分。

為研究底座從澆筑、張拉到鎖定整個施工流程中系統的受力及變形，分析時采用如下參數:橋上為Ⅱ型板，位于直線平坡地段。橋跨布置為100-32 m簡支梁。其中1～25、76～100孔簡支梁上為新建臨時端刺區，26～75孔簡支梁區域為常規區，橋墩線剛度均取800 kN/cm。底座和橋梁之間摩擦系數為0.3，底座現場實測溫度19.2℃，鎖定板溫TS=25℃，底座剛度折減系數取1。

3.1 澆筑底座混凝土澆筑段

該階段BL1后澆帶均處于斷開狀態。臨時端刺區混凝土澆筑段為自由混凝土澆筑段，而常規區混凝土澆筑段則關于混凝土中部先期澆筑的BL2對稱，溫度荷載作用下均將自由伸縮。溫度變化幅度取－5.8℃，此時底座受力如圖2所示。

圖2 自由伸縮下底座受力曲線

從圖2可知:常規區底座受力在剪力齒槽處產生突變，突變值為固結機構受力。自由伸縮階段，底座處于斷開狀態且常規區混凝土澆筑段關于先期澆筑的BL2后澆帶對稱，墩臺及固結機構受力均很小。

自由伸縮下底座和橋梁間縱向受力簡單，只有摩擦力，可以通過手工計算對程序進行檢算。由于混凝土澆筑段較短，整個澆筑段將處于伸縮區，以LP1為例，若不考慮橋梁溫度變化以及墩臺線剛度的影響，則底座和橋梁間摩擦力為

程序計算所得LP1中底座和橋梁間摩擦力極值為410 kN，和手工計算結果接近，從而驗證了程序的正確性。

3.2 用手將臨時端刺區連接成整體

臨時端刺區連接成整體后將具備初步的承載能力，可以為底座張拉提供反力。溫度變化幅度取－5.8℃，此時底座受力如圖3所示。

圖3 底座受力曲線(一)

用手將臨時端刺區連接起來后，臨時端刺將整體受力，但由于鋼板連接器后澆帶(BL1)并未澆筑和張拉，此階段底座仍處于自由伸縮狀態。若不考慮橋梁溫度變化以及墩臺線剛度的影響，當底座溫度變化幅度取－5.8℃時，底座溫度力為

由于伸縮區長度

臨時端刺區將部分位于伸縮區，部分位于固定區。程序計算所得臨時端刺區底座和橋梁間摩擦力極值為925 kN，和手工計算結果接近。

3.3 張拉與臨時端刺區相鄰的兩個BL1后澆帶

取底座現場實測溫度為19.2℃，張拉量為:Wc=9.3 mm。此時底座受力如圖4所示。

圖4 底座受力

底座張拉采用后澆帶升溫來模擬，等效于在后澆帶處施加一集中力。張拉后底座將出現應力集中，同時該處墩臺和固結機構受力也將隨之增大。應注意張拉時整個斷面需均勻張拉，同時避免滑動層褶皺，否則張拉時影響范圍減小，造成澆筑段局部拉長，應力過于集中，導致端部混凝土拉裂。當底座溫差較大時，鋼筋連接器后澆帶不能通過一次張拉縮短到計算值。必須每隔24 h重復張拉一次，直到達到最終的寬度。每次張拉都要對每個鋼筋連接器后澆帶的張拉量和總的張拉量以及實際需要達到的張拉量進行記錄。根據縱連時底座溫度T所處區間，需要縱連張拉的最少次數和時間間隔如表1所示。

表1 縱連張拉的最少次數和時間間隔

3.4 張拉連接臨時端刺區K0、Jl、J2、J3后澆帶鋼筋

取底座現場實測溫度為19.2℃，張拉量為:Wk0=11 mm，WJ1=12.8 mm，WJ2=9.3 mm，WJ3=3.1 mm。張拉后底座受力如圖5所示，張拉后臨時端刺區受力呈鋸齒狀，需經過一段時間應力才能達到均勻狀態。根據縱連時底座溫度所處區間，底座應力均勻所需等待時間見表2。

圖5 底座受力曲線(二)

表2 底座應力均勻所需等待時間

3.5 張拉常規區剩余的BL1后澆帶

取底座現場實測溫度為19.2℃，張拉量為:Wc=9.3 mm。張拉后底座受力如圖6所示。

圖6 底座受力曲線(三)

常規區BL1張拉完畢后，施工段底座張拉結束。通過張拉，底座中的受力狀態同底座由鎖定板溫降至19.2℃時受力狀態一致，如圖7所示。當底座溫度上升至鎖定板溫時，底座受力為0，從而達到預定效果。張拉曲線中BL1后澆帶附近底座混凝土應力集中，成鋸齒狀，需經過一段時間后應力才能夠均勻。而降溫曲線中由于溫度力為分布力，因此底座受力均勻。

圖7 底座降溫和底座張拉工況下底座受力對比

3.6 底座鎖定

張拉完成后隨即澆筑常規區BL1后澆帶及K0、J1后澆帶混凝土，常規區BL2后澆帶需待底座中應力均勻后澆筑。鎖定后底座受力如圖8所示。

圖8 鎖定后底座受力曲線

通過鎖定，常規區成為底座一部分，底座施工完成。底座縱連后，常規區BL2后澆帶應該盡快的進行澆筑。但當縱連在底座溫度小于鎖定溫度的情況下進行時，必須待混凝土澆筑段內應力均衡后才能澆筑。等待時間如表3所示。

表3 后澆帶能澆筑所需等待時間

4 結論

利用Ansys軟件建立板－橋－墩系統縱向力計算模型，分析了底座從澆筑、張拉再到鎖定整個過程中的受力與變形，研究結論如下。

(1)底座鎖定板溫對于控制底座溫度應力變化幅度，避免產生失穩、斷板等問題有著至關重要的作用，因此需將橋上底座在鎖定溫度范圍內鎖定。當底座溫度低于或高于鎖定溫度時，需通過張拉或降溫來實現鎖定。

(2)張拉后底座將出現應力集中，應注意張拉時整個斷面需均勻張拉，同時避免滑動層褶皺，否則張拉時影響范圍減小，造成澆筑段局部拉長，應力過于集中，導致端部混凝土拉裂。

(3)當底座與鎖定板溫相差較大時，鋼筋連接器后澆帶不能通過一次張拉縮短到計算值。必須每隔24 h重復張拉一次，直到達到最終的寬度。每次張拉都要對每個鋼筋連接器后澆帶的張拉量和總的張拉量以及實際需要達到的張拉量進行記錄。

(4)當底座溫度小于鎖定板溫時，BL2后澆帶必須待混凝土澆筑段內應力均衡后方能澆筑。

［1］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.

［2］靖仕元.京滬高速鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道端刺設置方案研究［J］.鐵道標準設計，2009(9):9-13.

［3］葛海娟.鄭武段客運專線CRTSⅡ型板式無砟軌道摩擦板和端刺方案研究［J］.鐵道工程學報，2010(2):41-44，53.

［4］蔡小培，高亮，魏強，曲村.CRTSⅡ型板式軌道臺后Ⅱ型主端刺錨固結構受力分析［J］.鐵道建筑，2010(12):121-124.

［5］徐錫江.大跨橋上縱連板式軌道斷板力計算研究［J］.四川建筑，2010(4):134-136.

［6］高勇滿.CRTSⅡ型先導段無砟軌道底座板縱連施工技術［J］.鐵道建筑技術，2010(11):7-8，38.

［7］慧小鋒.CRTSⅡ型板式無砟軌道底座張拉技術探討［J］.鐵道標準設計，2011(10):15-18.

［8］王強，季文玉.京津城際鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道橋梁段底座板施工技術［J］.鐵道建筑，2011(6):41-44.

［9］姚宏生，王春陽.滬杭高速鐵路CRTSⅡ型無砟軌道橋上底座板施工技術研究［J］.鐵道標準設計，2011(6):39-45.

［10］陳亞敏.京滬高速鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道底座板施工技術研究［J］.鐵道標準設計，2011(3):21-25.

［11］鄭先奇.京滬高速鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道長橋底座板施工技術［J］.鐵道標準設計，2013(2):38-43.

［12］趙經文，王宏鈺.結構有限元分析［M］.北京:科學出版社，2001:1-175.