曲线桥上纵连板式无砟轨道横向稳定性分析.pdf

·轨道工程·收稿日期：２０１６０２０６基金项目：中铁十九局集团有限公司科研项目课题（１１３Ａ轨）曲线桥上纵连板式无砟轨道横向稳定性分析张久宽（中铁十九局集团第三工程有限公司　辽宁沈阳　１１０１３６）摘　要　本文建立线　－板　－桥　－墩一体化计算模型，研究了曲线桥上主要结构参数变化对无砟轨道横向稳定性的影响。研究表明：（１）考虑双向活动支座时，在温度荷载和连续梁固定支座约束共同作用下使得钢轨、轨道板、底座板和梁体在连续梁固定支座处出现了反向旋转。（２）位移最大值出现在连续梁中间活动支座附近，梁轨横向相对位移在连续梁右端出现突变的峰值。桥上纵连板式无砟轨道的横向位移是轨道结构的横向力引起梁体产生横向位移。（３）随着活动支座摩擦系数的增大，各部件横向位移逐渐减小。关键词　纵连板　梁轨相互作用　无缝线路　稳定性中图分类号　　　　Ｕ２１３．２＋４４文献标识码　　　Ａ文章编号　１００９４５３９　（２０１６）增　１０４２４０４　　　　　　ＴｒａｎｓｖｅｒｓｅＳｔａｂｉｌｉｔｙｏｆＢａｌｌａｓｔｌｅｓｓＴｒａｃｋｗｉｔｈＬｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ　　　　ＣｏｎｎｅｃｔｅｄＳｌａｂｏｆＣｕｒｖｅｄＢｒｉｄｇｅ　　ＺｈａｎｇＪｉｕｋｕａｎ（　　ＣｈｉｎａＲａｉｌｗａｙ１９ｔｈ　　　　ＢｕｒｅａｕＧｒｏｕｐＴｈｉｒｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＣｏ．Ｌｔｄ．，　　　ＳｈｅｎｙａｎｇＬｉａｏｎｉｎｇ１１０１３６，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ　　　　　　　Ｔｈｉｓｐａｐｅｒｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｓａｔｒａｃｋｓｌａｂａｂｕｔｍｅｎｔｉｎｔｅｇｒａｔｅｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌｍｏｄｅｌ　　　　　　ｔｏｓｔｕｄｙｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｍａｉｎｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　　　　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｃｕｒｖｅｄｂｒｉｄｇｅａｂｏｕｔｌａｔｅｒａｌ　　　　　　ｓｔａｂｉｌｉｔｙｏｆｂａｌｌａｓｔｌｅｓｓｔｒａｃｋ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｆｉｒｓｔｌｙ，　ｗｈｅｎｍｏｖａｂｌｅ　ｓｕｐｐｏｒｔｅｘｉｓｔｓ，　　　　　ｗｈｉｃｈｉｓｆｒｅｅｉｎｔｗｏｄｉｒｅｃｔｉｏｎｓ，　　　　　ｃｏｕｎｔｅｒｒｏｔａｔｉｏｎａｐｐｅａｒｓｉｎｔｈｅｒａｉｌ，ｓｌａｂ，　　　　ｓｕｐｐｏｒｔｌａｙｅｒａｎｄｆｉｘｅｄａｂｕｔｍｅｎｔ　　　　　　　　　　　ｏｆｔｈｅｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｂｅａｍｄｕｅｔｏｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｅｆｆｅｃｔｔｏｇｅｔｈｅｒｗｉｔｈｆｉｘｅｄａｂｕｔｍｅｎｔｒｅｓｔｒａｉｎｔ．Ｓｅｃｏｎｄｌｙ，　ｍａｘｉｍｕｍｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ　　　　　　　　　　ｅｘｉｓｔｓａｔｔｈｅｍｏｖａｂｌｅｓｕｐｐｏｒｔｉｎｔｈｅｍｉｄｄｌｅｏｆｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｂｅａｍ，　　ｗｈｉｌｅｔｈｅｌａｔｅｒａｌ　ｒｅｌａｔｉｖｅｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ　　ｂｅｔｗｅｅｎｂｅａｍａｎｄ　　　　　　　　　　　ｔｒａｃｋｓｈｏｗｓａｐｅａｋｖａｌｕｅｏｎｔｈｅｒｉｇｈｔｓｉｄｅｏｆｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｂｅａｍ．Ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ　　　　ｃｏｎｎｅｃｔｉｎｇｐｌａｔｅｍｏｖｅｓｉｎｌａｔｅｒａｌ　ｄｉｒｅｃｔｉｏｎｆｏｒ　ｔｈｅｌａｔｅｒａｌ　　ｆｏｒｃｅｆｒｏｍｔｒａｃｋ．Ｔｈｉｒｄｌｙ，　　　　　　　　　　　　ｔｈｅｌａｔｅｒａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｏｆｅｖｅｒｙｃｏｍｐｏｎｅｎｔｄｅｃｒｅａｓｅｓｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｉｎｆｒｉｃｔｉｏｎｃｏ　　　ｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｍｏｖａｂｌｅｓｕｐｐｏｒｔｓ．　Ｋｅｙｗｏｒｄｓ　ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ　ｃｏｎｎｅｃｔｅｄｓｌａｂ；ｂｅａｍｒａｉｌｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ；　　ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｗｅｌｄｅｄｔｒａｃｋ；ｓｔａｂｉｌｉｔｙ　　１引言自２００６　———年我国第一条无砟轨道综合试验段遂渝铁路开通运营以来，无砟轨道客运专线得到了大规模的兴建［　１－３］。随着各条高速铁路的投入运营，一些新的问题也随之产生。由于各结构层间连接较为薄弱，在列车荷载和温度荷载，特别是温度荷载的长期作用下，轨道结构间的连接层容易发生伤损和破坏，使得轨道的层间传力特性发生改变，进而影响轨道结构的整体性和稳定性，如出现钢轨碎弯、道床板上拱、轨道板与砂浆分离等问题［　４－７］。近期对多条高速铁路的使用状态调查表明，桥上ＣＲＴＳⅡ型板式无砟轨道横向偏移是轨道结构稳定性问题的表现形式之一［　８－１０］，特别是在曲线桥上尤为明显。由于轨道板和桥上底座板纵向连续铺设，在正温度荷载作用下，轨道板和底座板内产生巨大的纵向压力，在曲线地段还会产生向外倾覆横向力，从而影响桥梁结构的整体稳定性及其服役性能，并进而影响上部轨道结构的受力状态，进而对行车安全性、乘客舒适性产生不利影响［　１１－１２］。本文针对桥上　ＣＲＴＳⅡ型板式无砟轨道，建立起相应的线　－板　－桥　－墩一体化纵向与横向计算４２４铁道建筑技术　　　　　ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１６　（增１　）·轨道工程·模型，用于研究曲线地段无砟轨道横向稳定性，并分析相关参数对其的影响，为桥上铺设　ＣＲＴＳⅡ型板式无砟轨道无缝线路提供理论依据。　２计算理论　　２．１力学模型建立纵连式无砟轨道全桥系统纵向与横向耦合计算模型如图　１　所示。该模型主要功能为计算梁轨系统的纵向、横向力和位移。在该模型中考虑钢轨、轨道板、底座板、摩擦板、桥梁、墩台、端刺、扣件系统、乳化沥青砂浆层、两布一膜滑动层、两布摩擦层、侧向挡块等部件的纵向作用。与现有桥上无缝线路计算模型不同的是，该模型考虑了活动支座对梁体的横向约束作用。图　　　１线　－板　－桥　－墩一体化纵向与横向耦合计算模型　　２．２计算参数以一座　　２×　３２ｍ　简支梁　＋（　　６０＋１００＋６０）ｍ　连续梁桥　　＋２×　３２ｍ　简支梁为例，桥跨及支座布置如图　２　所示。图　　２连续梁桥跨及支座布置　　　计算选用的钢轨为　　６０ｋｇ／ｍ　钢轨。轨道板高为　２００ｍｍ，宽为　　　２５５０ｍｍ，混凝土标号为　Ｃ５０。底座板高为　　２００ｍｍ，宽为　　　２９５０ｍｍ，混凝土标号为　Ｃ４０，底座板与桥梁间的摩擦阻力等于摩擦系数乘以单位长度轨道自重。左右两侧桥台纵向水平线刚度取　　　３０００ｋＮ／ｃｍ双线，简支梁桥墩刚度取　３５０ｋＮ／ｃｍ　双线，连续梁固定墩刚度取　１　　５００ｋＮ／ｃｍ　双线。全桥铺设　　·—　型扣件。　３连续梁桥上横向稳定性分析当活动支座是双向活动支座，即考虑活动支座对梁体的摩擦阻力约束时对轨道结构横向稳定性的影响。　　３．１曲线半径为了分析曲线半径对轨道与桥梁结构的影响，计算曲线半径取为　　１００００、　７０００、　５５００、　４０００、　　２８００ｍ。钢轨升温　℃４０，轨道板升温　　℃４０，底座板升温　　℃３０，桥梁升温　℃３０，并且不考虑轨道板与底座板的伸缩刚度折减，钢轨、轨道板、底座板、桥梁横向位移如图　３　所示，其中横向位移负值表示向曲线外侧产生位移。图　　３不同曲线半径各部件横向位移　　　由图　３　可以看出，在温度荷载作用下，连续梁第一跨上钢轨、轨道板、底座板、梁体横向位移为正值（向曲线内侧），而在中跨和右边跨为负值，这说明钢轨、轨道板、底座板和梁体出现了反向旋转。这５２４铁道建筑技术　　　　　ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１６　（增１　）·轨道工程·是因为在温度荷载作用下连续梁中跨和右边跨出现横向位移负值，而由于连续梁固定支座的存在约束梁体的横向位移，梁体横向位移具有连续平顺性，因而左边跨出现位移正值。钢轨、轨道板、底座板、梁体横向位移最大值出现在连续梁中间活动支座附近。随着曲线半径减小，钢轨、轨道板、底座板、梁体横向位移显著增大。曲线半径为　　　１００００ｍ、　　７０００ｍ、　　５５００ｍ、　　４０００ｍ、　　２８００ｍ　对应的梁体横向位移最大值分别为　　２６ｍｍ、　４２．７０ｍｍ、　５７．６８ｍｍ、　—Ⅱ×℃μⅠⅠ、　１２２．５２ｍｍ，可见随着曲线半径减小，梁体横向位移急剧增大。可以看出梁轨横向相对位移均较小，在连续梁右端存在相对位移最大值，并且发生突变。全桥范围内，梁轨横向相对位移随着曲线半径的减小，逐渐增大，均未超过　　４．０ｍｍ。由此可知，桥上纵连板式无砟轨道的横向位移是轨道结构的横向力引起梁体产生横向位移，并带动上部轨道结构产生横向位移，轨道结构与梁体间横向相对位移较小。　３．２温度跨度为了分析连续梁温度跨度对轨道与桥梁结构的影响，选取（　　４４＋８０＋４４）ｍ、（　　６０＋１００＋６０）ｍ、（　　６８＋１２０＋６８）ｍ、（　　７４＋１３６＋７４）ｍ　四座连续梁，其温度跨度分别为　　１２４ｍ、　１６０ｍ、　１８８ｍ、　２１０ｍ。曲线半径取　　　５５００ｍ，钢轨升温　　℃４０，轨道板升温　　℃４０，底座板升温　℃３０，桥梁升温　℃３０，并且不考虑轨道板与底座板的伸缩刚度折减。通过分析，温度跨度为　１２４、１６０、１８８、　２１０ｍ　对应的梁体横向位移最大值分别为　１９．７、５７．６８、１１６６６２、　１８６．０５ｍｍ，可见随着连续梁温度跨度的增大，梁体横向位移急剧增大。梁轨横向相对位移均较小，均未超过　　５．０ｍｍ。底座板与梁体横向相对位移同梁轨横向相对位移规律、数值相同。　３．３底座板伸缩刚度折减轨道板伸缩刚度折减系数取　０．７，底座板伸缩刚度折减系数取　０．６、０．７、０．８、０．９、１．０，分析底座板伸缩刚度的影响。通过分析，随着底座板伸缩刚度的增大，钢轨、轨道板、底座板、梁体横向位移显著增大，这是因为底座板伸缩刚度增大使得其纵向力增大，本身横向变形增大并带动其他部件产生更大横向位移。底座板伸缩刚度折减系数取　０．６、０．７、０．８、０．９、１．０　对应的梁体横向位移最大值分别为　３９．３５、４１．４８、４３５６２、４５．６２、　４７．６４ｍｍ，可见底座板伸缩刚度的增大对梁体旋转更不利。还可以看出，梁轨横向相对位移均较小，均未超过　　１．６ｍｍ。底座板与梁体横向相对位移同梁轨横向相对位移规律、数值相同。　３．４活动支座摩擦系数活动支座横向摩擦系数μ取　０．０２、０．０３、０．０４、０．０５，分析活动支座摩擦系数对轨道结构横向稳定性的影响。通过分析，随着活动支座摩擦系数的增大，各部件横向位移逐渐减小，这是因为活动支座摩擦系数增大使得更多的横向力传递至墩台上，因而横向位移越小。活动支座摩擦系数取　０．０２、０．０３、０．０４、０．０５　对应的梁体横向位移最大值分别为　５７．７１、５１２２２、４４．７８、　３８．４２ｍｍ，可见增大活动支座摩擦系数对减缓梁体横向位移有利。梁轨横向相对位移均较小，均未超过　　２．０ｍｍ。底座板与梁体横向相对位移同梁轨横向相对位移规律、数值相同。　４结论与建议（１）考虑双向活动支座时，钢轨、轨道板、底座板和梁体在连续梁固定支座处出现了反向旋转。这是因为在温度荷载作用下连续梁中跨和右边跨出现横向位移负值，而由于连续梁固定支座的存在约束梁体的横向位移，梁体横向位移具有连续平顺性，因而左边跨出现位移正值。（２）钢轨、轨道板、底座板、梁体横向位移最大值出现在连续梁中间活动支座附近。梁轨横向相对位移均较小，在连续梁右端存在相对位移最大值，并且发生突变。由此可知，桥上纵连板式无砟轨道的横向位移是轨道结构的横向力引起梁体产生横向位移，并带动上部轨道结构产生横向位移，轨道结构与梁体间横向相对位移较小。（３）曲线半径、连续梁温度跨度、底座板刚度折减对轨道与连续梁结构的横向受力影响很大。曲线半径减小将引起梁体横向位移急剧增大，而且随着连续梁温度跨度和底座板伸缩刚度的增大，钢轨、轨道板、底座板、梁体横向位移显著增大，对梁６２４铁道建筑技术　　　　　ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１６　（增１　）·轨道工程·体旋转更不利。（４）随着活动支座摩擦系数的增大，各部件横向位移逐渐减小，这是因为活动支座摩擦系数增大使得更多的横向力传递至墩台上，从而减小横向位移。因此，增大活动支座摩擦系数可以显著减小梁体旋转。参考文献［１］　赵国堂．高速铁路无砟轨道结构［Ｍ］．北京：中国铁道出版社，２００６．［２］　何华武．无砟轨道技术［Ｍ］．北京：中国铁道出版社，２００５：　１－１３，　７６－８５．［３］　朱高明．国内外无砟轨道的研究与应用综述［Ｊ］．铁道工程学报，２００８（７）：　２８－３０．［４］　齐庆海．联调联试阶段　 Ⅱ型板式无砟轨道底座病害处理技术［Ｊ］．国防交通工程与技术，２０１３（４）：　４１－４３．［５］　程志强．ＣＲＴＳⅡ型板式无砟轨道在客专上的研究应用［Ｊ］．铁道建筑技术，２０１１（７）：　１２０－１２３．［６］　陈小平，王平．客运专线桥上纵连板式无砟轨道制动附加力影响因素分析［Ｊ］．铁道建筑，２００８（９）：　８７－９０．［７］　陈鹏，高亮，冯雅薇．连续梁桥桥上无缝线路纵向附加力的变化规律［Ｊ］．北京交通大学学报，２００７，３１　（１）：　８５－８８．［８］　李中华．ＣＲＴＳⅠ型和　ＣＲＴＳⅡ型板式无砟轨道结构特点分析［Ｊ］．华东交通大学学报，２０１０，２７（１）：　２２－２８．［９］　蔡小培，高亮，孙汉武．桥上纵连板式无砟轨道无缝线路力学性能分析［Ｊ］．中国铁道科学，２０１１，３２（６）：　２８－３３．［１０］徐庆元，张旭久．高速铁路博格纵连板桥上无砟轨道纵向力学特性［Ｊ］．中南大学学报，２００９，４０（２）：　５２６－５３２．［１１］龚小平．长大跨度桥上无缝线路设计注意问题探讨［Ｊ］．铁道建筑技术，２０１４（１）：　３１－３３．［１２］刘桂红．跨铁路全焊接大跨度连续钢桁梁桥设计［Ｊ］．铁道建筑技术，２０１４（１）：檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪　４－７．　　（上接第　４０５　页）显然：ＦＨＢ、ＦＨＣ均满足　　　—ＦＨ　　　＜２０００Ｎ。　５．５３８＃道岔布置情况类似地，３８＃道岔采用了图　９　的布置方案，能满足侧向通过时速　　１６０ｋｍ［１１］的要求（国内同等条件下一般采用　４２＃道岔）。图　　９３８＃道岔布置方案（单位：ｃｍ）　　６结论本文介绍的基于　　　１６００ｍｍ　受电弓的接触网道岔布置方案，克服了欧洲高速铁路接触网采用的受电弓宽度小、导线张力小（接触线额定张力　　１５ｋＮ，国内时速　　２５０ｋｍ　时一般为　　２５ｋＮ［１２］。）及风偏风速大的特点（合同要求风偏满足　　３５ｍ／ｓ　要求，国内一般风偏按　３０ｍ／ｓ进行设计）等不利因素，其成果已成功运用在了土耳其安伊高铁二期工程中，该项目已于　２０１４　年　７月　２５　日开通运营，目前运行效果良好。参考文献［１］　李会杰．中欧标准在铁道电气化领域对比分析［Ｊ］．铁道建筑技术，２０１０（增）：　１４６－１４８．［２］　ＣＥＮ，　　　ＥＵＲＯＰＥＡＮＣＯＭＭＩＴＴＥＥＦＯＲＳＴＡＮＤＡＲＤＩＺＡ　　 ×μⅡⅡ　ＲａｉｌｗａｙａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓＴｒａｃｋＳｗｉｔ轨轨轨　　ｃｈｅｓａｎｄｃｒｏｓｓｉｎｇｓ［基］．２００６：　２３－２８．［３］　　　　ＣＥＮＥＬＥＣ．ＥｕｒｏｐｅａｎＣｏｍｍｉｔｔｅｅｆｏｒＥｌｅｃｔｒｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ基团有限公轨　ａｒｄｉｚａｔｉｏｎ．ＥＮ５０３６７：　　２０１２Ｒａｉｌｗａｙａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ—Ｃｕｒｒｅｎｔ　ｃｏｌｌｅｃｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍｓ— 　　　ｃｒｉｔｅｒｉａｆｏｒｔｈｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ　　　　ｂｅｔｗｅｅｎｐａｎｔｏｇｒａｐｈａｎｄｏｖｅｒｈｅａｄｌｉｎｅ　（　　ｔｏａｃｈｉｅｖｅｆｒｅｅａｃｃｅｓｓ）［基］．２０１３：２６．［４］　　ＫｉｅｓｓｌｉｎｇＦｒｉｅｄｒｉｃｈ，　ＰｕｓｃｈｍａｎｎＲａｉｎｅｒ，　Ⅰ!\"#，ｅｔｃ．Ｃｏｎｔａｃｔ　　　ＬｉｎｅｓｆｏｒＥｌｅｃｔｒｉｃＲａｉｌｗａｙｓ　［Ｍ］．Ｇｅｒｍａｎｙ：　ＧｅｒｍａｎｙＰｕｂｌｉｃｉｓ，２００９．［５］　王国梁．高速铁路　１８＃道岔接触网布置方式对比研究［Ｊ］．铁路工程学报，２０１４（４）：９６．［６］　霍中原．接触网道岔区辅助三线关节式定位布置的工程设计方案［Ｊ］．西铁科技，２００４（２）：２５．［７］　张建斌．接触网结构与计算［Ｍ］．北京：中国铁道出版社，１９９６：１０５．［８］　杨俊明．基于欧标的接触网荷载计算初探［Ｊ］．铁道建筑技术，２０１３（１）：　２９－３１．［９］　于万聚．高速电气化铁路接触网［Ｍ］．成都：西南交通大学出版社，２００２：２６．［１０］［德］基布岭著．中铁电气化局集团有限公司译．电气化铁道接触网［Ｍ］．北京：中国电力出版社，２００３：８７５．［　１１　］　　　ＬｉｃｈｔｅｎｂｅｒｇｅｒＢ．ＨａｎｄｂｕｃｈＧｌｅｉｓ　（Ｍａｎｕａｌｔｒａｃｋ）［Ｍ］．Ｐｕｂｌｉｓｈｅｒ：　 $%&!\'，Ｈａｍｂｕｒｇ，２００４：２３．［１２］　　　 (μ℃μμ)高速铁路设计规范［基］．７２４铁道建筑技术　　　　　ＲＡＩＬＷＡＹＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ２０１６　（增１　）