劉亞航，段翔遠，代 豐，陳 嶸

(西南交通大學 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031)

板式無砟軌道以預制軌道板為核心。軌道板結構形式、抵抗縱橫向作用力方式和高性能的調整層材料是板式無砟軌道關鍵技術。混凝土軌道板是板式軌道唯一的預制件。在軌道板與底座間充填砂漿材料以后，軌道幾何尺寸的調整只能通過扣件(包括充填式墊板)來實施，因此，應對軌道板外形尺寸和外觀質量提出嚴格要求［1］。

底座縱連式無砟軌道技術經過不斷地技術創(chuàng)新，在京津客運專線長大橋梁上得到了成功應用，目前正大規(guī)模應用于京滬高速鐵路上，急需解決底座縱連式橋上無縫道岔鋪設技術，以形成完善的CRTSⅡ型板式無砟軌道技術體系［2］。

1 仿真分析計算模式

1.1 計算模型

底座縱連式無砟軌道岔—板—橋—墩一體化計算模型如圖1所示。全橋底座縱連板式無砟軌道無縫道岔與區(qū)間橋上縱連板式無砟軌道存在較大區(qū)別。從線路結構看，區(qū)間橋上縱連板式無砟軌道結構形式比較單一，在全橋范圍內，每跨梁上的線路情況均相同。而橋上無縫道岔則不同，由于道岔結構的復雜性，每一跨梁上的線路情況均可能不同，因此在計算時必須考慮鋼軌件、無砟軌道、橋梁沿線路縱向變化的特點［3］。

對于全橋底座縱連板式無砟軌道無縫道岔進行受力和變形分析時，應將道岔、道岔板、底座板、橋梁和墩臺看作一個有機整體，建立岔—板—橋—墩一體化模型［5］。在模型中還應考慮扣件縱向阻力、道岔板和底座板間縱向阻力、底座板與橋梁間滑動層摩擦阻力、底座板的伸縮剛度、橋墩墩臺頂縱向水平剛度等關鍵參數(shù)的影響［3］。

岔—板—橋—墩一體化模型考慮了道岔各鋼軌件、間隔鐵、限位器、道岔板、底座板、橋梁、墩臺、摩擦板、端刺、底座板上縱橫向凸臺、底座板與橋梁間的剪力齒槽的相互作用［6］。鋼軌與道床板、道岔板與底座板、底座板與橋梁、底座板與摩擦板間的縱向相互作用阻力按非線性考慮，使得計算模型更接近實際。

圖1 底座縱連無砟軌道橋上無縫道岔計算模型

1.2 計算參數(shù)

岔橋相對布置如圖2所示。橋梁上底座板縱連，兩端路基上摩擦板各長50 m，底座板及摩擦板厚0.3 m，橋梁滑動層為兩布一膜結構，摩擦系數(shù)可取為0.35，計算伸縮力時，僅考慮道岔板與底座板的重力分布，則底座板與橋梁間的極限摩阻力約為9.8 kN/m(極限位移為0.5 mm)，計算制動力時，還需考慮車體的重量，則節(jié)點下底座板與橋梁間的極限摩阻力約為19.6 kN/m;降溫時考慮底座板開裂后縱向伸縮剛度的折減，折減后的系數(shù)取為0.1，升溫時開裂底座板受壓，不考慮縱向伸縮剛度的折減，相應的系數(shù)取為1.0;底座板的收縮徐變換算成降溫幅度為30℃，再疊加與軌道板相同的降溫幅度可取為－54℃，升溫時不考慮收縮徐變的影響，取為24℃;摩擦板上滑動層為兩層土工布結構，摩擦系數(shù)可取為0.5，底座板與摩擦板間的縱向阻力，有荷情況下取為14.0 kN/m，有荷情況下取為 28.0 kN/m［3-4］。

岔區(qū)內軌道板采用預制結構(稱為道岔板)，厚度為240 mm;道岔板設計為若干塊3～6 m長的短板，每塊道岔板與底座板間由8根銷釘連接。道岔板間設置伸縮縫，橋上岔區(qū)外及摩擦板范圍內設置6 m長的軌道板，與道岔板間也設置伸縮縫，路基摩擦板外為縱連軌道板。

圖2 道岔—橋梁相對布置

底座板兩端與端刺相連接，端刺縱向水平剛度取為1.0×108kN/m［1］。底座板在道岔直股方向縱連，岔后側股及路基上為帶“門”型鋼筋的混凝土道床，道床板與基礎間的聯(lián)結力折算成單下扣件下的縱向阻力為5.0×104kN/mm。鋼軌溫度變化取為50℃。制動荷載取為16 kN/m，加載長度不超過300 m。道岔區(qū)為Ⅱ型扣件，無荷阻力取為12.5 kN/mm(極限位移為0.5 mm)，有荷阻力取為25 kN/mm;區(qū)間線路為 WJ-8型扣件，無荷阻力取為15 kN/mm(極限位移為0.5 mm)，有荷阻力為 30 kN/mm［5］。

2 計算結果及分析

2.1 伸縮力作用下各部件受力及位移分布

伸縮力作用下鋼軌、軌道板及底座板受力分析如圖3和圖4所示，圖5和圖6所示為各結構在伸縮力作用下縱向位移比較。圖中作用力方向以壓力為正，拉力為負;位移以向右為正，向左為負。

圖3 伸縮力作用下基本軌附加溫度力

可以看出，伸縮力作用下，道岔板的縱向力遠小于縱連軌道板，這是由于道岔板長度較短的原因;同時由于道岔板跟隨底座板伸縮，且對稱于板中心還有相對于底座板的微小伸縮，因而導致基本軌附加力、底座板縱向力、鋼軌及底座板位移呈齒狀分布。

圖4 伸縮力作用下軌道板與底座板縱向力

圖5 伸縮力作用下鋼軌、橋梁位移

圖6 伸縮力作用下軌道板、底座板位移

在伸縮力作用下，基本軌縱向力、伸縮位移、軌道板與底座板的縱向力及位移、橋梁墩臺的縱向力、銷釘?shù)氖芰^縱連軌道板岔橋系統(tǒng)有所增加。

其中，在伸縮力計算中，由于降溫時考慮了底座板的收縮徐變及縱向剛度的開裂折減，所得計算結果較升溫情況更為不利，因而在設計檢算中應主要考慮降溫情況。

2.2 制動力作用下各部件受力及位移分布

制動力作用下鋼軌、軌道板及底座板縱向受力如圖7和圖8所示，圖9和圖10所示為各部件在制動力作用下的縱向位移比較分析，圖中作用力方向以壓力為正，拉力為負;位移以向右為正，向左為負。

圖7 制動力作用下基本軌縱向力

圖8 制動力作用下軌道板與底座板縱向力

圖9 制動力作用下鋼軌、橋梁位移

圖10 制動力作用下軌道板、底座板位移

從制動力作用下各部件受力及位移分布可以看出，制動力作用下，該岔橋系統(tǒng)各部件受力與變形量較大，同樣，由于分塊式道岔板未能將縱向力傳遞至橋臺兩端路基上的縱連軌道板上，因而在制動力作用下的基本軌縱向力、伸縮位移、軌道板與底座板的縱向力及位移、橋梁墩臺的縱向力、銷釘?shù)氖芰^縱連軌道板岔橋系統(tǒng)有所增加。

2.3 岔橋系統(tǒng)各部件的受力及變形值與縱連軌道板的比較

岔橋系統(tǒng)各部件的受力及變形值與縱連軌道板的比較如表1所示。表中作用力方向以壓力為正，拉力為負;位移以向右為正，向左為負。

表1 軌道板型式計算結果比較

從表1中可見，無論在伸縮力還是制動力作用下，對于直基本軌最大伸縮附加力、最大伸縮位移、底座板位移及軌道板位移分塊式道岔板都大于縱連式軌道板;在伸縮力作用時，尖軌跟端傳力部件、翼軌末端間隔鐵的最大受力、直尖軌尖端相對基本軌位移、心軌尖端相對翼軌枕位移縱連式都要大于分塊式，制動力時基本相等;墩臺受力相比較而言分塊式道岔板要比縱連式軌道板大。

3 結論

本文借助ANSYS軟件，建立底座縱連無砟軌道橋上無縫道岔岔—板—橋—墩一體化有限元模型，并對分塊式道岔板與縱連式軌道板在伸縮力和制動力下岔橋系統(tǒng)各部件的受力及位移等計算比較。主要得到以下結論:

1)道岔板由于長度較短，板中縱向力無論是伸縮力還是制動力都遠小于縱連軌道板。

2)由于道岔板跟隨底座板伸縮，且對稱于板中心還有相對于底座板的微小伸縮，因而導致基本軌附加力、底座板縱向力、鋼軌及底座板位移呈齒狀分布。

3)由于分塊式道岔板未能將縱向力傳遞至橋臺兩端路基上的縱連軌道板上，因而在溫度力和制動力作用下的基本軌縱向力、伸縮位移、軌道板與底座板的縱向力及位移、橋梁墩臺的縱向力、銷釘?shù)氖芰^縱連軌道板岔橋系統(tǒng)有所增加。

4)底座縱連式無砟軌道橋上無縫道岔岔橋縱向相互作用較小，是一種受力較為合理的橋上無縫道岔的結構形式，其中縱連式軌道板結構要優(yōu)于分塊式道岔板結構。

［1］趙國堂.高速鐵路無砟軌道結構［M］.北京:中國鐵道出版社，2006:55-70，237.

［2］任娟娟.橋上無縫道岔區(qū)縱連式無砟軌道受力特性與結構優(yōu)化研究［D］.成都:西南交通大學，2009.

［3］車曉娟，李成輝.無砟軌道軌道板配筋對控制溫度裂縫影響的研究［J］.鐵道建筑，2007(10):84-86.

［4］楊榮山.橋上無縫道岔縱向力計算理論與試驗研究［D］.成都:西南交通大學，2008.

［5］王平，劉學毅.無縫道岔計算理論與設計方法［M］.成都:西南交通大學出版社，2007:125-130.

［6］王平，劉學毅.無縫道岔受力與變形的影響因素分析［J］.中國鐵道科學，2003，24(2):2-3.

［7］張生延，王平，陳小平.軌道板厚度對板式軌道應力的影響分析［J］.鐵道建筑，2010(7):121-122.