趙才友 王 平 田洪寧

(西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，610031，成都∥第一作者，博士研究生)

高速鐵路橋頭過渡段處設(shè)置剛性楔形搭板是目前較為常見的處治不均勻沉降的方法之一。但目前對剛性楔形搭板的研究很少考慮到搭板與路堤變形的耦合，無法反映路基與搭板不同接觸狀態(tài)時(shí)搭板受力狀態(tài)的變化。由于搭板下脫空區(qū)長度的隨機(jī)性，造成了搭板設(shè)計(jì)方法和受力大小的不確定性。本文考慮搭板與路基的不同接觸狀態(tài)建立其三維分析模型，應(yīng)用接觸分析方法，通過模擬不同的地基沉降值，對搭板的變形與力學(xué)性狀進(jìn)行分析，得出了搭板與路基不同接觸狀態(tài)時(shí)搭板的受力狀況和其對不同地基沉降值的適應(yīng)能力，以期對搭板在實(shí)際工程中的應(yīng)用有所指導(dǎo)。

1 仿真分析計(jì)算模型

路橋過渡段剛性楔形搭板處理方式如圖1所示?？紤]到軌道結(jié)構(gòu)的對稱性，取半邊軌道進(jìn)行分析，建立圖2所示的有限元分析模型。模型中各參數(shù)取值見表1。邊界條件為:路堤底面的地基沉降量為Δ，y=0(側(cè)面Y方向位移為0)，路堤與橋臺(tái)接觸面縱向位移為0，軌道板和HGT層(水硬性支撐層)與橋臺(tái)接觸面豎向位移為0，搭板一端簡支于橋臺(tái)，簡支長度為0.6 m，另一端自由擱置于路基上。集中荷載P=125 kN，沿鋼軌縱向從橋臺(tái)端向路基端移動(dòng)。

圖1 路橋過渡段剛性楔形搭板處理方式示意圖

圖2 有限元分析模型

表1 路橋過渡段搭板處理有限元分析模型主要計(jì)算參數(shù)

我國鐵路規(guī)范《客運(yùn)專線無碴軌道鐵路設(shè)計(jì)指南》規(guī)定:路橋或路隧交界處的差異沉降不應(yīng)大于5 mm，過渡段沉降造成的路基與橋梁或隧道的折角不應(yīng)大于1/1 000。故本文把地基沉降量Δ的變化范圍確定為0～15 mm。各工況計(jì)算參數(shù)如表2所示。

表2 計(jì)算工況參數(shù)表 m

2 搭板與路基填土不同接觸狀態(tài)時(shí)的力學(xué)分析

2.1 完全彈性支承

圖3為工況1的搭板彈性支承于路基填土上時(shí)搭板鋼軌縱面下底部的彎拉應(yīng)力圖。圖中系列1～16為軸載作用點(diǎn)從橋臺(tái)至路基沿著搭板縱向移動(dòng)時(shí)的不同工況。從中可以看出，搭板底部在各種工況荷載作用下的應(yīng)力曲線呈波浪型變化，隨著軸載的移動(dòng)，搭板底縱向應(yīng)力出現(xiàn)兩個(gè)峰值，一個(gè)是軸載作用處，另一個(gè)是搭板支撐橋臺(tái)端。其中，軸載作用處應(yīng)力峰值先增加，在距橋臺(tái)4.2 m處達(dá)到最大值(為0.375 MPa)，然后逐漸緩慢減小。搭板支撐橋臺(tái)端應(yīng)力峰值隨著軸載移動(dòng)先增加再減小，在3.0 m處達(dá)到最大值(0.635 MPa)。

圖3 搭板底部縱向彎拉應(yīng)力圖

圖4 給出了工況1的路基頂面豎向應(yīng)力。可以看出，隨著軸載從橋臺(tái)端移動(dòng)至路基端，路基頂面豎向應(yīng)力曲線亦呈波浪型變化，其峰值出現(xiàn)在軸載作用處;隨著軸載從橋臺(tái)端移動(dòng)至路基端，路基頂面豎向應(yīng)力值逐漸增大。荷載在橋臺(tái)端時(shí)的路基頂面豎向應(yīng)力比路基端小。

圖4 路基頂面豎向應(yīng)力圖

工況1臺(tái)后不均勻沉降如圖5所示，由不均勻沉降引起的折角如圖6所示。由圖5、6可以看出，路基上由于列車通過引起的地基沉降約為0.465 mm，而橋臺(tái)上由于下部基礎(chǔ)相對較好，沉降很小，可認(rèn)為等于0;在路橋過渡段范圍內(nèi)由于地基不均勻沉降引起的最大折角為0.444‰，遠(yuǎn)小于1‰的折角限值。

圖5 臺(tái)后不均勻沉降圖

圖6 不均勻沉降引起的折角圖

2.2 部分脫空

圖7 為工況1的搭板部分脫空時(shí)(脫空長度為2.7 m，即搭板自由長度的一半)，搭板鋼軌縱面下底部的彎拉應(yīng)力變化曲線。其變化規(guī)律與圖3類似。軸載作用處峰值出現(xiàn)在距離橋臺(tái)3.0 m處，為0.405 MPa，相對于完全彈性支撐增加了8%，搭板支撐橋臺(tái)端應(yīng)力峰值亦在此處出現(xiàn)，最大值為0.750 MPa，較完全彈性支撐增加了18.11%。

圖7 搭板底部縱向彎拉應(yīng)力圖

圖8 反映了路基頂面豎向應(yīng)力，可以看出，脫空區(qū)長度范圍內(nèi)的豎向應(yīng)力為0，表明采用單元生死技術(shù)能很好地模擬搭板部分脫空和部分彈性支撐的現(xiàn)象。脫空區(qū)為2.7 m時(shí)，搭板彈性支撐的長度有較大減少，從而導(dǎo)致靠近脫空區(qū)的彈性支撐處路基頂面豎向應(yīng)力增加較為明顯。隨著軸載的移動(dòng)，路基豎向應(yīng)力出現(xiàn)兩個(gè)峰值:一是靠近脫空區(qū)的彈性支撐點(diǎn)，最大豎向應(yīng)力出現(xiàn)在距離橋臺(tái)4.2 m處;二是軸載作用處。

圖8 路基頂面豎向應(yīng)力圖

部分脫空時(shí)臺(tái)后不均勻沉降如圖9所示，由不均勻沉降引起的折角如圖10所示。由圖9、10可以看出，路基上由于列車通過引起的地基沉降約為0.465 mm，而橋臺(tái)上由于下部基礎(chǔ)相對較好，沉降很小，可近似為0;在路橋過渡段范圍內(nèi)由于地基不均勻沉降引起的最大折角為0.542‰，小于1‰的折角限值。

圖9 臺(tái)后不均勻沉降圖

圖10 不均勻沉降引起的折角圖

2.3 完全脫空

搭板在使用過程中，由于路基的沉降變形作用，搭板下的脫空區(qū)長度逐漸增加，如不及時(shí)采取養(yǎng)護(hù)措施，搭板下有可能出現(xiàn)完全脫空現(xiàn)象，搭板受力狀態(tài)也轉(zhuǎn)化為一端彈性支承于路基，一端簡支于橋臺(tái)牛腿的簡支結(jié)構(gòu)。圖11為搭板完全脫空時(shí)搭板底縱向應(yīng)力。由圖11可以看出，由于搭板彈性支撐長度的急劇減少，導(dǎo)致靠近脫空區(qū)的彈性支撐處路基頂面豎向應(yīng)力增加劇烈;隨著軸載的移動(dòng)，路基豎向應(yīng)力有兩個(gè)峰值，一是靠近搭板路基端，最大豎向應(yīng)力出現(xiàn)在距離橋臺(tái)4.2 m處，其值為1.11 MPa，較部分脫空增加了48%;二是軸載作用處，其最值較完全彈性支撐增加了78.4%。可見搭板完全脫空時(shí)，其受力狀態(tài)將嚴(yán)重惡化。

圖11 搭板底部縱向彎拉應(yīng)力圖

圖12 反映了路基頂面豎向應(yīng)力?？梢钥闯觯摽諈^(qū)范圍內(nèi)的路基土體不再提供支撐反力，支撐搭板一端的路基豎向應(yīng)力明顯增加，最大值達(dá)到27.18 kPa，遠(yuǎn)大于部分脫空時(shí)的路基頂面豎向應(yīng)力。

圖12 路基頂面豎向應(yīng)力圖

完全脫空時(shí)臺(tái)后不均勻沉降如圖13所示，由不均勻沉降引起的折角如圖14所示?？梢钥闯觯坊嫌捎诹熊囃ㄟ^引起的地基沉降約為0.465 mm，而橋臺(tái)上由于下部基礎(chǔ)相對較好，沉降很小，可近似為0;在路橋過渡段范圍內(nèi)由于地基不均勻沉降引起的最大折角為0.578 89‰，仍小于1‰的折角限值。

圖13 臺(tái)后不均勻沉降圖

圖14 不均勻沉降引起的折角圖

3 剛性搭板對地基沉降適應(yīng)性分析

完全彈性支承下地基沉降量Δ分別為5 mm、10 mm、15 mm時(shí)，過渡段的力學(xué)性能如圖15。

圖15 搭板底部縱向彎拉應(yīng)力圖

由圖15可以看出，隨著荷載的移動(dòng)，搭板底縱向應(yīng)力出現(xiàn)兩個(gè)峰值，一是搭板中部，另一個(gè)是搭板橋臺(tái)支撐處，兩個(gè)峰值都隨著地基沉降的增大而增大。其中搭板橋臺(tái)支撐處峰值變化較為劇烈，地基沉降量為 5 mm、10 mm、15 mm時(shí)，峰值依次為11.4 MPa、22.7 MPa、34.011 MPa。這是由于隨著地基沉降的增加，鉸接在橋臺(tái)牛腿上的搭板轉(zhuǎn)動(dòng)的角度增大，使搭板橋臺(tái)端彎矩變大，進(jìn)而導(dǎo)致搭板受力增大，尤其是搭板橋臺(tái)端應(yīng)力集中更加明顯。這對搭板受力極為不利。因此搭板配筋設(shè)計(jì)時(shí)宜以地基發(fā)生沉降最大容許值的受力狀態(tài)做為參考。

由不均勻沉降引起的折角如圖16所示。從圖16可以看出，地基沉降量依次為5 mm、10 mm、15 mm時(shí)，由于列車反復(fù)作用引起的路基最大折角分別為0.988 2‰、2.00‰、3.01‰。因此，工況1 剛性搭板只能適用于處理地基沉降在5 mm以內(nèi)的橋頭路段。

圖16 不均勻沉降引起的折角圖

4 計(jì)算結(jié)果分析

表3為不同接觸狀態(tài)時(shí)過渡段的計(jì)算結(jié)果。可以看出:

①隨著脫空區(qū)長度的增加，搭板及軌道板板底縱向應(yīng)力增加。

②搭板與路基土接觸狀態(tài)不同時(shí)，引起搭板板底最大縱向應(yīng)力的載荷位置在橋臺(tái)與1/2倍板長之間，隨著脫空區(qū)長度的增加，最不利載荷位置與橋臺(tái)的距離增加。

③搭板發(fā)生完全脫空時(shí)，長且厚的搭板比短而薄的搭板底部縱向應(yīng)力大。

④隨著地基沉降的增加，路基面最大折角變大;隨著搭板變厚變長，路基面最大折角變小。若按1‰作為判斷橋頭“跳車”發(fā)生的標(biāo)準(zhǔn)，則工況1搭板適用于處理地基沉降在5 mm以內(nèi)的橋頭路段;工況2搭板適用于處理地基沉降在10 mm以內(nèi)的橋頭路段;工況3搭板適用于處理地基沉降在15 mm以內(nèi)的橋頭路段。

表3 不同接觸狀態(tài)時(shí)過渡段計(jì)算結(jié)果

5 結(jié)論

(1)搭板與路基不同接觸狀態(tài)時(shí)的力學(xué)性能分析表明，當(dāng)搭板完全彈性支撐于路基上時(shí)，板底縱向應(yīng)力較小;隨著脫空區(qū)長度的增加，板底縱向應(yīng)力增加;當(dāng)搭板與路基完全脫空時(shí)，其受力形式等同于簡支板。因此，搭板脫空長度是影響搭板受力狀態(tài)的主要因素。設(shè)計(jì)時(shí)，可保守地按照簡支板進(jìn)行搭板的內(nèi)力計(jì)算配筋。

(2)搭板在橋臺(tái)鉸結(jié)處受力較多，這同時(shí)對橋臺(tái)受力不利，應(yīng)對此處做特殊強(qiáng)化設(shè)計(jì)。

(3)搭板對地基沉降的適應(yīng)性分析表明，地基沉降的增大將引起路基面折角的增大，從而產(chǎn)生橋頭晃車現(xiàn)象。因此，地基沉降是影響路基面折角的主要因素。

(4)不同的搭板設(shè)置參數(shù)對軌道剛度和不均勻沉降的發(fā)展影響較大。搭板在受載荷時(shí)一方面由于路基下沉引起折角，另一方面由于自身撓曲引起折角，路基下沉同路基特性有關(guān)，搭板撓曲則可通過增加抗彎剛度進(jìn)行控制。當(dāng)不考慮地基沉降時(shí)，為了使軌道剛度和路基變形變化均勻，建議采用工況1的計(jì)算參數(shù)。

［1］羅強(qiáng).高速鐵路路橋過渡段動(dòng)力學(xué)特性分析及工程試驗(yàn)研究［D］.成都:西南交通大學(xué)，2003.

［2］李成輝.軌道［M］.成都:西南交通大學(xué)出版社，2005.

［3］Kerr A D，Moroney B E.Track transition problems and remedies［J］.American Railway Engineering Association，1995，18(4):172.

［4］法國國營鐵路公司.CHI高速鐵路工程設(shè)計(jì)咨詢——咨詢報(bào)告［R］.2006.

［5］劉林芽，雷曉燕，練松良.提速鐵路路橋過渡段的動(dòng)力響應(yīng)測試分析［J］.鐵道工程學(xué)報(bào)，2005(10):84.

［6］雷曉燕，張斌，劉慶杰.軌道過渡段動(dòng)力特性的有限元分析［J］.中國鐵道科學(xué)，2009(9):25.

［7］中華人民共和國鐵道部.客運(yùn)專線無碴軌道鐵路設(shè)計(jì)指南［S］.2005.

［8］TB10082－2005鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.

［9］羅強(qiáng)，蔡英.高速鐵路路橋過渡段變形限值與合理長度研究［J］.鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)，2000(10):81.

［10］羅強(qiáng)，蔡英.高速鐵路路橋過渡段技術(shù)處理措施的研究［J］.鐵道工程學(xué)報(bào)，1999(10):85.