CRTSⅠ型板式无砟轨道梁端凸形挡台纵向力分析

任 勃，杨荣山，姜 浩，任娟娟

(西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室，成都 610031)

CRTSⅠ型板式无砟轨道梁端凸形挡台纵向力分析

任 勃，杨荣山，姜 浩，任娟娟

(西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室，成都 610031)

针对近几年大跨桥上CRTSⅠ型板式无砟轨道梁端半圆凸形挡台的剪切破坏现象，参考国内某连续刚构桥实际参数，根据桥梁梁端半圆形凸形挡台的配筋计算出凸形挡台的设计承载力，基于有限元方法，建立线-板-桥-墩一体化计算模型，计算分析在不同扣件阻力，桥梁温度跨度和桥墩线刚度等因素下的梁端半圆形凸形挡台受力。结果表明：扣件纵向阻力是梁端凸台剪切破坏的主要影响因素，随着扣件纵向阻力的增大，梁端半圆形凸形挡台所受纵向力也随之增大，当扣件纵向阻力达到17.0kN/m/轨时，凸形挡台所受纵向力将会超过凸形挡台的抗剪承载力，即发生破坏；桥梁温度跨度、桥墩线刚度、有无起制动力对梁端半圆形凸台所受纵向力影响很小。

CRTSⅠ型板式无砟轨道；扣件纵向阻力；凸形挡台；纵向力

我国的CRTSⅠ型板式无砟轨道是在引进、消化、吸收的基础上经过再创新研发的，其结构形式自上而下为钢轨、扣件系统、轨道板、CA砂浆、底座板。相对于其他类型的无砟轨道，CRTSⅠ型板式无砟轨道具有施工工效高、进度快，经济性好，可修复性好等优点[1-4]，轨道结构见图1。

图1 梁端处CRTSⅠ型板式无砟轨道结构

凸形挡台是CRTSⅠ型板式无砟轨道的重要组成部分，其设置在底座两端的中部，用以限制轨道板的纵、横向移动，承受轨道板传来的纵向力和横向力，在桥梁梁端部为半圆形，在梁体中部均为圆形[5-7]。近几年随着线路的开通运行，CRTSⅠ型板式无砟轨道也随之出现了一些问题，其中桥梁梁端，尤其是大跨桥桥梁梁端半圆形凸形挡台出现剪切破坏现象，一般表现为45°剪切破坏，斜裂长度约50 cm，这种现象严重影响了轨道稳定与行车安全，因此有必要对梁端半圆形凸形挡台进行受力分析，以期对CRTSⅠ型板式无砟轨道设计及检修做出一定指导。

1 半圆形凸形挡台设计承载力分析

凸形挡台出现拉裂情况大多出现在梁端半圆形凸形挡台与底座板连接处，以梁端半圆形凸形挡台为例计算凸形挡台底座处承载能力。凸形挡台与底座连接处由于受轨道板的纵向作用，产生较大切应力，并在底座板上凸形挡台的周围一定范围内产生应力集中，凸形挡台向下传递荷载时，底座板相当于偏心受拉构件[8-10]，如图2所示。凸形挡台底座处用于抵抗此应力的钢筋主要为凸形挡台处的附加钢筋和放射状钢筋，如图3所示。

图2 凸形挡台处底座承载能力检算示意(单位：mm)

图3 凸形挡台底座处配筋简图

偏心距e0=210+200/2=310 mm>h/2-as=200/2-45=55 mm，则底座板相当于大偏心受拉构件，考虑最不利情况，凸形挡台所受纵向力全部由钢筋承担，即

式中Fu——凸形挡台与底座连接处设计承载水平力；

e——水平力作用力臂；

fy——钢筋抗拉强度设计值；

As1——附加箍筋面积；

h01——附加箍筋有效高度，附加箍筋到轨道板顶55 mm；

As2——放射状钢筋面积；

h02——放射状钢筋有效高度，放射状钢筋到轨道板顶83 mm；

桥梁地段半圆形凸形挡台底座应力集中处附加箍筋为4根φ14 mmHRB335钢筋，截面面积为615 mm2，放射状钢筋为3根φ20 mmHRB335钢筋，投影后面积为1 662 mm2。

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

则桥梁地段半圆形凸形挡台底座处设计承载力为148.9 kN。

2 轨道结构-桥梁纵向耦合静力分析模型

以国内某特大桥为例，对大跨桥上CRTSⅠ型板式无砟轨道凸形挡台拉裂与扣件纵向阻力之间的关系进行分析，该特大桥结构形式为(108+2×185+115) m连续刚构直线梁，全长593 m。由于线路横向对称，故纵向取桥梁一半，建立轨道结构纵向耦合静力分析模型[11]，见图4。

图4 轨道结构-桥梁纵向耦合静力分析模型

模型中，钢轨、轨道板、凸形挡台及桥梁均采用二维梁单元模拟。钢轨以扣件间距划分单元，钢轨节点与轨道板上对应节点、轨道板上节点与桥梁上对应节点通过非线性弹簧连接，模拟扣件及CA砂浆纵向阻力；轨道板端部节点与凸形挡台顶部节点以三维仅受压杆单元连接，模拟填充树脂；桥墩采用线性弹簧模拟，固定支座一端与桥梁共节点，一端固结。模型中不考虑垂向作用。

运用有限元法通过ANSYS计算软件进行计算，参考某特大桥实际设计参数，模型总长度取753 m，线路纵向无坡度，其中连续刚构桥593 m，连续刚构桥两侧各增加2跨32 m简支梁以消除边界效应。钢轨采用60 kg/m轨，扣件系统采用WJ-7B型小阻力扣件，X2型弹条。轨道板、凸形挡台及简支梁采用C55混凝土，连续刚构桥采用C60混凝土。

实际中，梁端扣件复合垫板有窜出的现象，有可能导致扣件纵向阻力的急剧增大，并导致梁端凸台纵向力增大；温度跨度、桥墩线刚度等的变化，可能会改变梁轨之间的相对位移，进而影响到梁端凸台纵向力。

2.1 伸缩工况下计算结果及分析

考虑升温时连续刚构桥梁端伸缩位移大于轨道板的纵向位移，使连续刚构桥梁端凸形挡台所受纵向力为零，相反，降温时，轨道结构受温度作用，钢轨由于受长轨条限制，伸缩位移小于连续刚构桥伸缩位移，连续梁与凸形挡台一起由梁端向跨中收缩，轨道板受凸形挡台的挤压及轨道板与CA砂浆之间的摩擦作用产生向跨中方向的移动趋势，并将纵向力传递给扣件，当扣件纵向阻力达到最大值时，轨道板随凸形挡台和连续刚构桥一起向跨中移动，如图5所示，故本文只分析降温情况。

图5 降温时梁端移动情况

当扣件取小阻力扣件时，无砟轨道混凝土梁温度变化为-30 ℃、轨道板温度变化为-20 ℃，钢轨温度变化取为-50 ℃。在实际使用过程中扣件可能出现复合垫板窜出、锈蚀及扣件扭矩过大等情况，所以取扣件纵向阻力分别为6.5、10、13.5、17 kN/m/轨[12]，分析扣件纵向阻力对凸形挡台受力影响。为方便说明将凸形挡台从左到右进行编号，连续刚构桥上凸形挡台编号范围为22～141。图6为不同扣件纵向阻力下凸形挡台所受纵向力分布，表1为不同的扣件纵向阻力下凸形挡台所受纵向力最大值及出现的位置。

图6 不同扣件纵向阻力条件下的凸形挡台纵向力

表1 连续钢构桥梁端半圆形凸台受力

结合图6及表1可知，不同扣件阻力情况下，连续刚构桥梁端处半圆形凸形挡台受力最大，当扣件纵向阻力达到17 kN/m/轨时，凸形挡台所受纵向力达到151.730 kN，已超过凸形挡台承载能力，即会造成凸形挡台受拉破坏；该桥实际使用的是小阻力扣件，因此可以推断该桥扣件纵向阻力可能发生变化，应及时测试扣件系统的真实阻力值，进而指导修复工作。

2.2 不同桥梁温度跨度及桥墩线刚度下计算结果及分析

考虑桥梁温度跨度、桥墩线刚度可能会对梁端半圆形凸台受力产生影响，选取温度跨度32、50、100 m 3种工况进行计算分析，3种工况中刚构桥都为一跨，计算参数与上文模型参数相同，在不同温度跨度工况中分别选取桥墩线刚度1 000 kN/cm和3 000 kN/cm，计算分析桥墩线刚度对梁端凸台的受力影响。计算分析结果见表2。

表2 不同工况下梁端半圆形凸台纵向力 kN

由表2可以看出，不同桥梁温度跨度相同扣件纵向阻力情况下，梁端半圆形凸台所受纵向力基本一致，所以桥梁温度跨度对梁端半圆形凸台受力影响很小，由此也可以得出，在桥上铺设CRTSⅠ板式无砟轨道时，建议使用小阻力扣件；同时在相同温度桥梁温度跨度不同桥墩线刚度情况下，梁端半圆形凸台所受纵向力也基本一致，所以桥墩线刚度对梁端半圆形凸台受力影响很小。

2.3 制动工况下计算结果及分析

制动力集度按ZK活载乘以0.164的制动力率，且考虑单股钢轨换算为5.248 kN/m。考虑最不利情况，将车头放在连续刚构桥左侧梁端处(22号凸形挡台)，车尾位于连续刚构桥上，加载长度400 m。有制动力作用处，扣件纵向阻力为10 kN/m/轨。钢轨温度变化-50 ℃，轨道板温度变化-20 ℃，混凝土桥梁温度变化-30 ℃。图7表示扣件约束情况相同时有起/制动荷载和无起/制动荷载两种情况下凸形挡台所受纵向力分布。图8表示有无起/制动荷载情况下凸形挡台所受纵向力。

图7 有无起/制动荷载情况下凸形挡台所受纵向力

图8 有无起/制动荷载情况下钢轨轴力

由图7可知，在制动工况下，凸形挡台纵向力最大值仍出现在连续刚构桥梁端附近，凸形挡台所受纵向力最大值为81.730 kN，与伸缩工况下凸形挡台所受纵向力相比增大32.604 kN。对比其与只施加温度荷载，而扣件纵向阻力情况相同时，凸形挡台所受纵向力分布曲线，可见凸形挡台在两种荷载情况下所受的纵向力最大值相等。结合两种情况下钢轨轴力分布(图8)可知，施加起/制动力后，梁端处钢轨轴向力增加32.604 kN，分析其原因：当只施加温度荷载时，在连续梁两端附近梁轨相对位移可能已经超过小阻力扣件线性工作区域，钢轨和轨道板之间已经产生滑动，此时再加入其制动荷载，扣件纵向阻力将不再增大。即在连续梁梁端附近，起/制动荷载主要由钢轨承担，对连续梁梁端附近的凸形挡台受力影响不大。

3 结论

(1)随着扣件纵向阻力的增大，凸形挡台所受纵向力分布基本一致，最大值均出现在连续刚构桥梁端处，且最大值随扣件纵向阻力增大而增大，当扣件纵向阻力增大到17.0 kN/m/轨时，凸形挡台所受纵向力将会超过凸形挡台的抗剪承载力，导致凸形挡台与底座板连接处产生开裂。

(2)桥梁温度跨度、桥墩线刚度不会影响梁端半圆形凸台受力，在桥上铺设CRTSⅠ板式无砟轨道时，建议使用小阻力扣件；起/制动力不会影响梁端处半圆形凸形挡台的受力，只会引起该范围钢轨轴向力的相应变化，故在设计及检修时，可不考虑列车荷载的影响。

[1] 杨荣山.轨道工程[M].北京：人民交通出版社，2013.

[2] 李成辉.轨道[M].成都：西南交通大学出版社，2009.

[3] 练松良.轨道工程[M].北京：人民交通出版社，2011.

[4] 何华武.无砟轨道技术[M].北京：中国铁道出版社，2005.

[5] 广钟岩，高慧安.铁路无缝线路[M].4版.北京：中国铁道出版社，2005.

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[12]中铁第四勘察设计院集团有限公司.TB10015—2012铁路无缝线路设计规范[S].北京：中国铁道出版社，2013.

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

中国铁路总公司科技开发重点项目(2013G008-C)；中央高校基本科研业务费专项资金科技创新项目(2682013CX046)；国家自然科学基金项目(51208438)

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

1004-2954(2015)03-0022-04

U213.2+44

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2015.03.005