蔡小培，高 亮，魏 強(qiáng)，曲 村

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044;2.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 610031)

CRTSⅡ型板式軌道臺(tái)后Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)受力分析

蔡小培1，高 亮1，魏 強(qiáng)2，曲 村1

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044;2.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 610031)

針對(duì)新建鐵路CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道臺(tái)后Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和傳力特性，通過(guò)建立有限元分析模型，對(duì)錨固結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)參數(shù)與其力學(xué)特性的相互關(guān)系進(jìn)行了深入研究。提出的錨固結(jié)構(gòu)受力分析方法及受力、變形規(guī)律，可供類(lèi)似結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參考。

高速鐵路 無(wú)砟軌道 錨固結(jié)構(gòu) 縱向位移

1 錨固結(jié)構(gòu)介紹

長(zhǎng)橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道采用連續(xù)配筋混凝土底座板，為約束其縱向溫度力、列車(chē)啟/制動(dòng)力以及縱向位移，需要在臺(tái)后設(shè)置錨固結(jié)構(gòu)。京津城際鐵路在長(zhǎng)橋上首次應(yīng)用Ⅱ型板式軌道，臺(tái)后設(shè)置了倒T型主端刺、小端刺和摩擦板組成的錨固結(jié)構(gòu)。隨著Ⅱ型板式軌道的規(guī)?；瘧?yīng)用，倒T型主端刺施工對(duì)工序的影響在路基預(yù)壓地段更為突出，而且倒T型主端刺豎墻兩側(cè)路基施工只能參照過(guò)渡段施工工藝進(jìn)行，施工質(zhì)量控制難度大。因此，為豐富錨固結(jié)構(gòu)形式，方便不同條件下主端刺的施工，提出了Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方案，并在新建鐵路進(jìn)行了試驗(yàn)［1］。

Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)如圖1所示，摩擦板與遠(yuǎn)離橋臺(tái)一側(cè)的兩個(gè)大端刺及其之間的連接板共同組成Π型主端刺。Π型主端刺中靠近橋臺(tái)一側(cè)的大端刺為主端刺Ⅰ，遠(yuǎn)離橋臺(tái)一側(cè)的大端刺為主端刺Ⅱ，主端刺在遠(yuǎn)離橋臺(tái)一側(cè)后接過(guò)渡板。

圖1 Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)示意

Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)端刺及摩擦板寬度均為12.0 m。共設(shè)置9個(gè)小端刺，1#小端刺最靠近橋臺(tái)，端刺邊緣距離摩擦板邊緣1.25 m，小端刺厚1.0 m、深1.0 m;2#小端刺與1#小端刺之間的距離為7.75 m，2#至9#小端刺之間的距離為 2.5 m;2#至 6#小端刺厚1.0 m、深 1.0 m;7#至 9#小端刺厚 1.0 m、深 1.5 m;豎墻Ⅰ厚2.0 m、深2.0 m，豎墻Ⅱ厚4.0 m、深2.5 m;9#小端刺與主端刺之間的距離為7.0 m，主端刺Ⅰ、Ⅱ之間的距離為6.0m。

為進(jìn)一步研究高速鐵路CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道臺(tái)后Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性，本文建立了有限元分析模型，應(yīng)用該模型分析了錨固結(jié)構(gòu)各參數(shù)的影響規(guī)律，并通過(guò)試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。

2 有限元模型

2.1 模型的建立

采用有限元軟件ANSYS進(jìn)行建模分析，用實(shí)體單元對(duì)各軌道部件進(jìn)行模擬。底座板、摩擦板及端刺結(jié)構(gòu)采用線(xiàn)彈性材料，土體采用D-P材料。采用非線(xiàn)性彈簧模擬兩側(cè)土體的側(cè)限作用，并充分考慮了底座板與摩擦板之間的摩擦力作用。錨固結(jié)構(gòu)的有限元分析模型如圖2和圖3所示。

圖2 錨固結(jié)構(gòu)有限元分析模型側(cè)面

圖3 錨固結(jié)構(gòu)有限元分析整體模型

根據(jù)高速鐵路橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道臺(tái)后錨固結(jié)構(gòu)的設(shè)置要求，曲線(xiàn)地段錨固結(jié)構(gòu)承受縱向荷載為11 MN/雙線(xiàn)時(shí)，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大位移不應(yīng)超過(guò)3 mm［2］。

2.2 計(jì)算參數(shù)

端刺結(jié)構(gòu)、摩擦板和底座板均采用C30混凝土，橋臺(tái)后過(guò)渡段采用了水泥級(jí)配碎石，其后是AB組填料，具體參數(shù)如表1，選取最不利參數(shù)進(jìn)行計(jì)算。

表1 計(jì)算參數(shù)表

2.3 模型驗(yàn)證

應(yīng)用建立的有限元模型，輸入表1所示計(jì)算參數(shù)，得到曲線(xiàn)11 MN/雙線(xiàn)荷載作用下錨固結(jié)構(gòu)縱向位移和應(yīng)力分布如圖4和圖5所示。可以看出，最大縱向位移為2.44 mm，位于錨固點(diǎn)位置即主端刺位置，小于3 mm的位移限值。摩擦板及端刺結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力為2.66 MPa，小于混凝土的設(shè)計(jì)強(qiáng)度允許值。從錨固區(qū)的應(yīng)力分布來(lái)看，由主端刺至小端刺，應(yīng)力逐漸減小?？梢?jiàn)，靠近錨固點(diǎn)的主端刺及小端刺承擔(dān)的荷載較多，其余小端刺承受荷載較少。通過(guò)受力分析可知，曲線(xiàn)11 MN/雙線(xiàn)荷載作用下，錨固結(jié)構(gòu)的縱向位移及應(yīng)力均能滿(mǎn)足高速鐵路CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道臺(tái)后錨固結(jié)構(gòu)設(shè)置的需要，所提出的Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)方案可行。

圖4 Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)縱向位移(單位：m)

圖5 Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布(單位：Pa)

有限元模型計(jì)算值與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)實(shí)測(cè)值如圖6所示［1］，兩者規(guī)律基本吻合，計(jì)算值都大于實(shí)測(cè)值，驗(yàn)證了模型計(jì)算結(jié)果是可靠的。

圖6 縱向位移及應(yīng)力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的比較

3 設(shè)計(jì)參數(shù)影響規(guī)律分析

3.1 摩擦系數(shù)的影響

圖7為圖1所示Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)在不同摩擦系數(shù)條件下，端刺及摩擦板結(jié)構(gòu)在11 MN/雙線(xiàn)荷載作用下的最大縱向位移變化規(guī)律。底座板和摩擦板間的“兩布”滑動(dòng)層的摩擦系數(shù)越小，對(duì)端刺結(jié)構(gòu)的變形越為不利。主要原因是摩擦系數(shù)越小，摩擦板分擔(dān)的縱向荷載越小，傳遞到Π型主端刺上的力越大。從影響量值上來(lái)看，摩擦系數(shù)對(duì)端刺縱向位移的影響有限。因此，考慮最不利條件，在后面計(jì)算中選取摩擦系數(shù)0.5、作用荷載11 MN進(jìn)行計(jì)算分析。

圖7 錨固結(jié)構(gòu)縱向位移與摩擦系數(shù)關(guān)系

3.2 連接板厚度的影響

Π型主端刺由兩個(gè)豎墻及其連接板組成，從定性上來(lái)說(shuō)，只有連接板厚度達(dá)到一定值以后，該種主端刺結(jié)構(gòu)才能形成整體結(jié)構(gòu)，發(fā)揮整體抵抗縱向位移的能力。因此，連接板厚度對(duì)Π型主端刺至為重要。圖1中其他參數(shù)不變，僅考慮連接板厚度變化，計(jì)算結(jié)果如圖8所示?？梢?jiàn)，連接板厚度增加，最大縱向位移呈減小趨勢(shì);連接板厚度達(dá)到0.6 m以上，最大縱向位移減小較少，兩豎墻縱向位移的比值趨向穩(wěn)定(圖9)?？紤]經(jīng)濟(jì)性，連接板厚度可取0.6 m。

圖8 連接板厚度對(duì)縱向位移的影響

圖9 兩豎墻縱向位移比與連接板厚度的關(guān)系

3.3 Π型主端刺兩豎墻間距的影響

Π型主端刺要形成整體結(jié)構(gòu)，除連接板厚度影響外，兩豎墻間距影響較大。計(jì)算時(shí)圖1中豎墻Ⅰ位置保持不變，僅變化豎墻Ⅱ與豎墻Ⅰ之間的距離，計(jì)算結(jié)果如圖10所示。隨著兩豎墻間距的增大，最大縱向位移減小，說(shuō)明兩豎墻及其內(nèi)部的土體形成了整體結(jié)構(gòu)，共同抵抗縱向位移。由圖11可見(jiàn)，兩豎墻間距W越小，豎墻上的位移差異越小。因此，建議兩豎墻間距以取6 m為宜。

圖10 兩豎墻間距對(duì)縱向位移的影響

3.4 摩擦板長(zhǎng)度的影響

在分析摩擦板長(zhǎng)度影響時(shí)，保持圖1中主端刺尺寸、過(guò)渡板長(zhǎng)度不變，摩擦板寬度取12 m，計(jì)算結(jié)果如圖12所示。隨著摩擦板長(zhǎng)度的增加，最大縱向位移減小;摩擦板長(zhǎng)度超過(guò)35 m以后，最大縱向位移減小趨勢(shì)變緩。因此，從控制最大縱向位移來(lái)說(shuō)，摩擦板長(zhǎng)度應(yīng)在35 m以上;但摩擦板長(zhǎng)度越大，增加的工程量越大。根據(jù)圖12所示規(guī)律，建議摩擦板長(zhǎng)度取值35～45 m。

圖11 兩豎墻間距與連接板厚度組合影響

圖12 摩擦板不同長(zhǎng)度下的縱向位移變化規(guī)律

3.5 摩擦板寬度的影響

保持小端刺和主端刺寬度不變，將圖1中摩擦板寬度進(jìn)行變化，得到圖13所示計(jì)算結(jié)果。隨著摩擦板寬度的增大，最大縱向位移減小;摩擦板寬度＞11 m后，位移減小趨緩。建議摩擦板寬度控制在12 m以?xún)?nèi)。

圖13 摩擦板寬度對(duì)最大縱向位移的影響

圖14是摩擦板與端刺寬度同時(shí)變化對(duì)最大縱向位移的影響，兩者之間近似呈線(xiàn)性關(guān)系。寬度越大，縱向位移越小。對(duì)照?qǐng)D13，保持端刺寬度為12 m，優(yōu)化摩擦板寬度的思路是合理的，因?yàn)槟Σ涟鍖挾葴p小后能夠保證其不對(duì)接觸網(wǎng)基礎(chǔ)的設(shè)置產(chǎn)生影響。

圖14 摩擦板和端刺寬度對(duì)最大縱向位移的影響

3.6 主端刺豎墻尺寸的影響

圖1中其他尺寸不變，僅考慮豎墻尺寸變化。取豎墻Ⅰ深度和厚度均為2 m不變，豎墻Ⅱ深度和厚度的影響如圖15所示。可以看出，隨深度增大，最大縱向位移減少(0.3～0.8)%;隨厚度B增大，最大縱向位移減少(1.4～2.0)%。表明主端刺豎墻高度對(duì)縱向位移的影響不大，厚度對(duì)縱向位移影響較大?？紤]豎墻開(kāi)挖的難易，豎墻Ⅰ和Ⅱ結(jié)構(gòu)尺寸組合情況如表2所示。

圖15 豎墻深度和厚度的影響規(guī)律

表2 豎墻Ⅰ和Ⅱ尺寸組合 m

根據(jù)表2豎墻尺寸變化，共計(jì)有80種組合。按豎墻Ⅰ和Ⅱ的鋼筋混凝土量不大于圖1所示方案，計(jì)算了30種組合方案，計(jì)算結(jié)果如圖16所示。在小于圖1中面積14 m2情況下，最大縱向位移最多增加2.5%，都沒(méi)有發(fā)生顯著變化。但豎墻寬度為12 m，圖16中面積每減少0.5 m2，鋼筋混凝土將減少6 m3。建議將兩豎墻面積之和控制在12 m2之內(nèi)。

圖16 豎墻Ⅰ和豎墻Ⅱ面積之和與最大縱向位移的關(guān)系

4 結(jié)論及建議

本文結(jié)合新建鐵路建設(shè)實(shí)際，對(duì)CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道臺(tái)后錨固結(jié)構(gòu)進(jìn)行了創(chuàng)新，提出了Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)形式。通過(guò)建立有限元模型對(duì)錨固結(jié)構(gòu)受力特性及主要設(shè)計(jì)參數(shù)的影響規(guī)律進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論：

1)所提出的Π型主端刺錨固結(jié)構(gòu)方案可行，曲線(xiàn)11 MN/雙線(xiàn)荷載作用下，端刺結(jié)構(gòu)縱向位移小于3.0 mm，能夠滿(mǎn)足高速鐵路CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道錨固結(jié)構(gòu)的需要。

2)底座板和摩擦板間滑動(dòng)層的摩擦系數(shù)越小，對(duì)錨固結(jié)構(gòu)的受力、變形越為不利。采用主端刺、連接板、過(guò)渡板與底座板共同固結(jié)的方式，對(duì)整個(gè)端刺結(jié)構(gòu)的受力有利。

3)通過(guò)計(jì)算分析，綜合考慮技術(shù)經(jīng)濟(jì)性，錨固結(jié)構(gòu)主要參數(shù)建議如下：摩擦板長(zhǎng)度取35～45 m，端刺寬度取12 m，摩擦板寬度控制在12 m以?xún)?nèi)。主端刺豎墻面積之和不大于12 m2，深度不宜大于2 m，可充分發(fā)揮基床優(yōu)質(zhì)填料及優(yōu)良的填筑指標(biāo)的優(yōu)勢(shì)。兩豎墻間距不宜小于6 m，主端刺連接板厚度不宜小于0.6 m。

［1］趙國(guó)堂，魏強(qiáng)，高亮，等.京滬高速鐵路 Π型主端刺錨固體系理論及試驗(yàn)研究報(bào)告［R］.北京：京滬高速鐵路股份有限公司，2009.

［2］鐵道部工程管理中心.京津城際軌道交通工程CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道技術(shù)總結(jié)報(bào)告［R］.北京：鐵道部工程管理中心，2008.

U213.2+42

B

1003-1995(2010)12-0121-04

2010-07-03;

2010-08-08

鐵道部科技開(kāi)發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2008G031-F)

蔡小培(1982— )，男，江蘇徐州人，講師，博士。

(責(zé)任審編 趙其文)