任 勃，楊榮山，姜 浩，任娟娟

(西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道梁端凸形擋臺(tái)縱向力分析

任 勃，楊榮山，姜 浩，任娟娟

(西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

針對(duì)近幾年大跨橋上CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道梁端半圓凸形擋臺(tái)的剪切破壞現(xiàn)象，參考國(guó)內(nèi)某連續(xù)剛構(gòu)橋?qū)嶋H參數(shù)，根據(jù)橋梁梁端半圓形凸形擋臺(tái)的配筋計(jì)算出凸形擋臺(tái)的設(shè)計(jì)承載力，基于有限元方法，建立線-板-橋-墩一體化計(jì)算模型，計(jì)算分析在不同扣件阻力，橋梁溫度跨度和橋墩線剛度等因素下的梁端半圓形凸形擋臺(tái)受力。結(jié)果表明：扣件縱向阻力是梁端凸臺(tái)剪切破壞的主要影響因素，隨著扣件縱向阻力的增大，梁端半圓形凸形擋臺(tái)所受縱向力也隨之增大，當(dāng)扣件縱向阻力達(dá)到17.0kN/m/軌時(shí)，凸形擋臺(tái)所受縱向力將會(huì)超過(guò)凸形擋臺(tái)的抗剪承載力，即發(fā)生破壞；橋梁溫度跨度、橋墩線剛度、有無(wú)起制動(dòng)力對(duì)梁端半圓形凸臺(tái)所受縱向力影響很小。

CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道；扣件縱向阻力；凸形擋臺(tái)；縱向力

我國(guó)的CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道是在引進(jìn)、消化、吸收的基礎(chǔ)上經(jīng)過(guò)再創(chuàng)新研發(fā)的，其結(jié)構(gòu)形式自上而下為鋼軌、扣件系統(tǒng)、軌道板、CA砂漿、底座板。相對(duì)于其他類(lèi)型的無(wú)砟軌道，CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道具有施工工效高、進(jìn)度快，經(jīng)濟(jì)性好，可修復(fù)性好等優(yōu)點(diǎn)[1-4]，軌道結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。

圖1 梁端處CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)

凸形擋臺(tái)是CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道的重要組成部分，其設(shè)置在底座兩端的中部，用以限制軌道板的縱、橫向移動(dòng)，承受軌道板傳來(lái)的縱向力和橫向力，在橋梁梁端部為半圓形，在梁體中部均為圓形[5-7]。近幾年隨著線路的開(kāi)通運(yùn)行，CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道也隨之出現(xiàn)了一些問(wèn)題，其中橋梁梁端，尤其是大跨橋橋梁梁端半圓形凸形擋臺(tái)出現(xiàn)剪切破壞現(xiàn)象，一般表現(xiàn)為45°剪切破壞，斜裂長(zhǎng)度約50 cm，這種現(xiàn)象嚴(yán)重影響了軌道穩(wěn)定與行車(chē)安全，因此有必要對(duì)梁端半圓形凸形擋臺(tái)進(jìn)行受力分析，以期對(duì)CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道設(shè)計(jì)及檢修做出一定指導(dǎo)。

1 半圓形凸形擋臺(tái)設(shè)計(jì)承載力分析

凸形擋臺(tái)出現(xiàn)拉裂情況大多出現(xiàn)在梁端半圓形凸形擋臺(tái)與底座板連接處，以梁端半圓形凸形擋臺(tái)為例計(jì)算凸形擋臺(tái)底座處承載能力。凸形擋臺(tái)與底座連接處由于受軌道板的縱向作用，產(chǎn)生較大切應(yīng)力，并在底座板上凸形擋臺(tái)的周?chē)欢ǚ秶鷥?nèi)產(chǎn)生應(yīng)力集中，凸形擋臺(tái)向下傳遞荷載時(shí)，底座板相當(dāng)于偏心受拉構(gòu)件[8-10]，如圖2所示。凸形擋臺(tái)底座處用于抵抗此應(yīng)力的鋼筋主要為凸形擋臺(tái)處的附加鋼筋和放射狀鋼筋，如圖3所示。

圖2 凸形擋臺(tái)處底座承載能力檢算示意(單位：mm)

圖3 凸形擋臺(tái)底座處配筋簡(jiǎn)圖

偏心距e0=210+200/2=310 mm>h/2-as=200/2-45=55 mm，則底座板相當(dāng)于大偏心受拉構(gòu)件，考慮最不利情況，凸形擋臺(tái)所受縱向力全部由鋼筋承擔(dān)，即

式中Fu——凸形擋臺(tái)與底座連接處設(shè)計(jì)承載水平力；

e——水平力作用力臂；

fy——鋼筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；

As1——附加箍筋面積；

h01——附加箍筋有效高度，附加箍筋到軌道板頂55 mm；

As2——放射狀鋼筋面積；

h02——放射狀鋼筋有效高度，放射狀鋼筋到軌道板頂83 mm；

橋梁地段半圓形凸形擋臺(tái)底座應(yīng)力集中處附加箍筋為4根φ14 mmHRB335鋼筋，截面面積為615 mm2，放射狀鋼筋為3根φ20 mmHRB335鋼筋，投影后面積為1 662 mm2。

e=210+(200-45)=365mm

則橋梁地段半圓形凸形擋臺(tái)底座處設(shè)計(jì)承載力為148.9 kN。

2 軌道結(jié)構(gòu)-橋梁縱向耦合靜力分析模型

以國(guó)內(nèi)某特大橋?yàn)槔?，?duì)大跨橋上CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道凸形擋臺(tái)拉裂與扣件縱向阻力之間的關(guān)系進(jìn)行分析，該特大橋結(jié)構(gòu)形式為(108+2×185+115) m連續(xù)剛構(gòu)直線梁，全長(zhǎng)593 m。由于線路橫向?qū)ΨQ(chēng)，故縱向取橋梁一半，建立軌道結(jié)構(gòu)縱向耦合靜力分析模型[11]，見(jiàn)圖4。

圖4 軌道結(jié)構(gòu)-橋梁縱向耦合靜力分析模型

模型中，鋼軌、軌道板、凸形擋臺(tái)及橋梁均采用二維梁?jiǎn)卧M。鋼軌以扣件間距劃分單元，鋼軌節(jié)點(diǎn)與軌道板上對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)、軌道板上節(jié)點(diǎn)與橋梁上對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)通過(guò)非線性彈簧連接，模擬扣件及CA砂漿縱向阻力；軌道板端部節(jié)點(diǎn)與凸形擋臺(tái)頂部節(jié)點(diǎn)以三維僅受壓桿單元連接，模擬填充樹(shù)脂；橋墩采用線性彈簧模擬，固定支座一端與橋梁共節(jié)點(diǎn)，一端固結(jié)。模型中不考慮垂向作用。

運(yùn)用有限元法通過(guò)ANSYS計(jì)算軟件進(jìn)行計(jì)算，參考某特大橋?qū)嶋H設(shè)計(jì)參數(shù)，模型總長(zhǎng)度取753 m，線路縱向無(wú)坡度，其中連續(xù)剛構(gòu)橋593 m，連續(xù)剛構(gòu)橋兩側(cè)各增加2跨32 m簡(jiǎn)支梁以消除邊界效應(yīng)。鋼軌采用60 kg/m軌，扣件系統(tǒng)采用WJ-7B型小阻力扣件，X2型彈條。軌道板、凸形擋臺(tái)及簡(jiǎn)支梁采用C55混凝土，連續(xù)剛構(gòu)橋采用C60混凝土。

實(shí)際中，梁端扣件復(fù)合墊板有竄出的現(xiàn)象，有可能導(dǎo)致扣件縱向阻力的急劇增大，并導(dǎo)致梁端凸臺(tái)縱向力增大；溫度跨度、橋墩線剛度等的變化，可能會(huì)改變梁軌之間的相對(duì)位移，進(jìn)而影響到梁端凸臺(tái)縱向力。

2.1 伸縮工況下計(jì)算結(jié)果及分析

考慮升溫時(shí)連續(xù)剛構(gòu)橋梁端伸縮位移大于軌道板的縱向位移，使連續(xù)剛構(gòu)橋梁端凸形擋臺(tái)所受縱向力為零，相反，降溫時(shí)，軌道結(jié)構(gòu)受溫度作用，鋼軌由于受長(zhǎng)軌條限制，伸縮位移小于連續(xù)剛構(gòu)橋伸縮位移，連續(xù)梁與凸形擋臺(tái)一起由梁端向跨中收縮，軌道板受凸形擋臺(tái)的擠壓及軌道板與CA砂漿之間的摩擦作用產(chǎn)生向跨中方向的移動(dòng)趨勢(shì)，并將縱向力傳遞給扣件，當(dāng)扣件縱向阻力達(dá)到最大值時(shí)，軌道板隨凸形擋臺(tái)和連續(xù)剛構(gòu)橋一起向跨中移動(dòng)，如圖5所示，故本文只分析降溫情況。

圖5 降溫時(shí)梁端移動(dòng)情況

當(dāng)扣件取小阻力扣件時(shí)，無(wú)砟軌道混凝土梁溫度變化為-30 ℃、軌道板溫度變化為-20 ℃，鋼軌溫度變化取為-50 ℃。在實(shí)際使用過(guò)程中扣件可能出現(xiàn)復(fù)合墊板竄出、銹蝕及扣件扭矩過(guò)大等情況，所以取扣件縱向阻力分別為6.5、10、13.5、17 kN/m/軌[12]，分析扣件縱向阻力對(duì)凸形擋臺(tái)受力影響。為方便說(shuō)明將凸形擋臺(tái)從左到右進(jìn)行編號(hào)，連續(xù)剛構(gòu)橋上凸形擋臺(tái)編號(hào)范圍為22～141。圖6為不同扣件縱向阻力下凸形擋臺(tái)所受縱向力分布，表1為不同的扣件縱向阻力下凸形擋臺(tái)所受縱向力最大值及出現(xiàn)的位置。

圖6 不同扣件縱向阻力條件下的凸形擋臺(tái)縱向力

表1 連續(xù)鋼構(gòu)橋梁端半圓形凸臺(tái)受力

結(jié)合圖6及表1可知，不同扣件阻力情況下，連續(xù)剛構(gòu)橋梁端處半圓形凸形擋臺(tái)受力最大，當(dāng)扣件縱向阻力達(dá)到17 kN/m/軌時(shí)，凸形擋臺(tái)所受縱向力達(dá)到151.730 kN，已超過(guò)凸形擋臺(tái)承載能力，即會(huì)造成凸形擋臺(tái)受拉破壞；該橋?qū)嶋H使用的是小阻力扣件，因此可以推斷該橋扣件縱向阻力可能發(fā)生變化，應(yīng)及時(shí)測(cè)試扣件系統(tǒng)的真實(shí)阻力值，進(jìn)而指導(dǎo)修復(fù)工作。

2.2 不同橋梁溫度跨度及橋墩線剛度下計(jì)算結(jié)果及分析

考慮橋梁溫度跨度、橋墩線剛度可能會(huì)對(duì)梁端半圓形凸臺(tái)受力產(chǎn)生影響，選取溫度跨度32、50、100 m 3種工況進(jìn)行計(jì)算分析，3種工況中剛構(gòu)橋都為一跨，計(jì)算參數(shù)與上文模型參數(shù)相同，在不同溫度跨度工況中分別選取橋墩線剛度1 000 kN/cm和3 000 kN/cm，計(jì)算分析橋墩線剛度對(duì)梁端凸臺(tái)的受力影響。計(jì)算分析結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 不同工況下梁端半圓形凸臺(tái)縱向力 kN

由表2可以看出，不同橋梁溫度跨度相同扣件縱向阻力情況下，梁端半圓形凸臺(tái)所受縱向力基本一致，所以橋梁溫度跨度對(duì)梁端半圓形凸臺(tái)受力影響很小，由此也可以得出，在橋上鋪設(shè)CRTSⅠ板式無(wú)砟軌道時(shí)，建議使用小阻力扣件；同時(shí)在相同溫度橋梁溫度跨度不同橋墩線剛度情況下，梁端半圓形凸臺(tái)所受縱向力也基本一致，所以橋墩線剛度對(duì)梁端半圓形凸臺(tái)受力影響很小。

2.3 制動(dòng)工況下計(jì)算結(jié)果及分析

制動(dòng)力集度按ZK活載乘以0.164的制動(dòng)力率，且考慮單股鋼軌換算為5.248 kN/m?？紤]最不利情況，將車(chē)頭放在連續(xù)剛構(gòu)橋左側(cè)梁端處(22號(hào)凸形擋臺(tái))，車(chē)尾位于連續(xù)剛構(gòu)橋上，加載長(zhǎng)度400 m。有制動(dòng)力作用處，扣件縱向阻力為10 kN/m/軌。鋼軌溫度變化-50 ℃，軌道板溫度變化-20 ℃，混凝土橋梁溫度變化-30 ℃。圖7表示扣件約束情況相同時(shí)有起/制動(dòng)荷載和無(wú)起/制動(dòng)荷載兩種情況下凸形擋臺(tái)所受縱向力分布。圖8表示有無(wú)起/制動(dòng)荷載情況下凸形擋臺(tái)所受縱向力。

圖7 有無(wú)起/制動(dòng)荷載情況下凸形擋臺(tái)所受縱向力

圖8 有無(wú)起/制動(dòng)荷載情況下鋼軌軸力

由圖7可知，在制動(dòng)工況下，凸形擋臺(tái)縱向力最大值仍出現(xiàn)在連續(xù)剛構(gòu)橋梁端附近，凸形擋臺(tái)所受縱向力最大值為81.730 kN，與伸縮工況下凸形擋臺(tái)所受縱向力相比增大32.604 kN。對(duì)比其與只施加溫度荷載，而扣件縱向阻力情況相同時(shí)，凸形擋臺(tái)所受縱向力分布曲線，可見(jiàn)凸形擋臺(tái)在兩種荷載情況下所受的縱向力最大值相等。結(jié)合兩種情況下鋼軌軸力分布(圖8)可知，施加起/制動(dòng)力后，梁端處鋼軌軸向力增加32.604 kN，分析其原因：當(dāng)只施加溫度荷載時(shí)，在連續(xù)梁兩端附近梁軌相對(duì)位移可能已經(jīng)超過(guò)小阻力扣件線性工作區(qū)域，鋼軌和軌道板之間已經(jīng)產(chǎn)生滑動(dòng)，此時(shí)再加入其制動(dòng)荷載，扣件縱向阻力將不再增大。即在連續(xù)梁梁端附近，起/制動(dòng)荷載主要由鋼軌承擔(dān)，對(duì)連續(xù)梁梁端附近的凸形擋臺(tái)受力影響不大。

3 結(jié)論

(1)隨著扣件縱向阻力的增大，凸形擋臺(tái)所受縱向力分布基本一致，最大值均出現(xiàn)在連續(xù)剛構(gòu)橋梁端處，且最大值隨扣件縱向阻力增大而增大，當(dāng)扣件縱向阻力增大到17.0 kN/m/軌時(shí)，凸形擋臺(tái)所受縱向力將會(huì)超過(guò)凸形擋臺(tái)的抗剪承載力，導(dǎo)致凸形擋臺(tái)與底座板連接處產(chǎn)生開(kāi)裂。

(2)橋梁溫度跨度、橋墩線剛度不會(huì)影響梁端半圓形凸臺(tái)受力，在橋上鋪設(shè)CRTSⅠ板式無(wú)砟軌道時(shí)，建議使用小阻力扣件；起/制動(dòng)力不會(huì)影響梁端處半圓形凸形擋臺(tái)的受力，只會(huì)引起該范圍鋼軌軸向力的相應(yīng)變化，故在設(shè)計(jì)及檢修時(shí)，可不考慮列車(chē)荷載的影響。

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[2] 李成輝.軌道[M].成都：西南交通大學(xué)出版社，2009.

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Longitudinal Force of the Bollard of CRTSⅠBallastless Slab Track

REN Bo， YANG Rong-shan， JIANG Hao， REN Juan-juan

(MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering， Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China)

In view of the racking of bollard of CRTS Ⅰ slab track on large-span bridge in recent years， with reference to the actual parameters of domestic continuous rigid frame bridge and on the basis of the reinforcement of the semi-circular bollard of the bridge-end， the design bearing capacity of semi-circular bollard is calculated. An integration model of beam-slab-bridge-pier is established based on the finite element method and the bearing capacity of the bridge-end semi-circular bollard is analyzed and calculated under different fastening resistance， temperature span and linear stiffness of piers. The results show that the longitudinal resistance of fasteners is the main affecting factor for the cracking of the bollard， and the longitudinal force increases with the increasing of the longitudinal resistance of fasteners， which leads to cracking when the longitudinal resistance reaches 17.0 kN/m/rail since the longitudinal force of the bollard will be over its shear strength. However， the bridge temperature span， and the linear stiffness of piers and braking force have little effect on the longitudinal force of the bollard.

CRTS I ballastless slab track; Longitudinal resistance of fasteners; Bollard block; Longitudinal force

2014-06-15；

2014-06-24

中國(guó)鐵路總公司科技開(kāi)發(fā)重點(diǎn)項(xiàng)目(2013G008-C)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金科技創(chuàng)新項(xiàng)目(2682013CX046)；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51208438)

任 勃(1989—)，男，碩士研究生，E-mail：1012874653@qq.com。

1004-2954(2015)03-0022-04

U213.2+44

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2015.03.005