桂昊、連西妮、梁斌

（柳州鐵道職業(yè)技術學院，廣西 柳州 545616）

0 引言

我國自主研發(fā)的CRTSⅢ型板式無砟軌道廣泛應用在高速鐵路橋上無縫線路[1]，在冬季低溫環(huán)境下，橋上無縫線路在伸縮力峰值[2]或焊縫位置存在斷軌風險[3]，危及橋上行車安全。因此，斷縫值和斷軌力檢算是橋上無縫線路設計的控制性因素[4]。

現(xiàn)有關橋上無縫線路斷縫值和斷軌力方面的研究，大多采用公式法和簡化的平面或空間力學模型。龔小平[5]提出一種解析法計算橋上無縫線路斷軌力；魏賢奎等[6]建立了線-橋-墩平面力學模型，指出上承式拱橋無縫線路斷縫值的簡化算法計算結(jié)果與實際情況有較大差別；鄭鵬飛等[7]針對斜拉橋上無縫線路，基于所建立的平面力學模型對斷縫值影響因素進行了分析。橋上無縫線路長鋼軌在低溫條件下發(fā)生斷軌時往往是單股鋼軌折斷，并在梁-板-軌的相互作用下形成新的力學平衡體系，現(xiàn)有的公式法和簡化的平面力學模型無法體現(xiàn)出軌道、橋梁等結(jié)構(gòu)的空間受力特點及其相互作用關系。

本文基于墩-梁-板-軌相互作用機理和有限元法，建立橋上CRTSⅢ型無砟軌道無縫線路精細化有限元模型，對鋼軌斷縫值、斷軌力進行計算分析。

1 精細化有限元模型

1.1 模型組成部分

基于圖1 所示的橋上CRTSⅢ型板式無砟軌道無縫線路墩-梁-板-軌相互作用機理，以5×32m 簡支梁+（70+130+70）m 連續(xù)梁+5×32m 簡支梁橋為例，建立詳細考慮各細部結(jié)構(gòu)的橋上CRTSⅢ型板式無砟軌道無縫線路精細化有限元模型，如圖2 所示。其中，CHN60 鋼軌采用鐵摩辛柯梁單元模擬；軌道板、自密實混凝土層、凸臺、彈性墊層、底座板、簡支箱梁和連續(xù)箱梁均采用實體單元模擬；固定支座橋墩/臺頂縱向剛度采用線性彈簧單元模擬；采用非線性彈簧單元模擬WJ-8 型扣件阻力r，并按式（1）計算取值。

圖1 橋上CRTSⅢ型板式無砟軌道無縫線路墩-梁-板-軌相互作用機理

圖2 精細化有限元模型橫斷面

1.2 斷縫值與斷軌力理論計算公式

鋼軌斷縫值和作用在墩臺上的斷軌力理論計算公式如式（2）和式（3）所示[8]。

式（2）中：λ為鋼軌斷縫；E為鋼軌彈性模量；F為鋼軌橫斷面面積；α為鋼軌鋼線膨脹系數(shù)；ΔTdmax為最大降溫幅度；r為線路縱向阻力為鋼軌斷縫容許值；L為一跨（聯(lián)）梁梁長。

1.3 溫度荷載及計算假定

1.3.1 采用降溫荷載，鋼軌降溫60℃，軌道板豎向考慮大小為45℃/m 的負溫度梯度[9]，其余考慮整體降溫20℃。

1.3.2 在附加伸縮力的影響下，連續(xù)梁橋上無縫線路溫度力在最大溫跨活動支座墩頂處達到最大，故假定在該處發(fā)生斷軌。

1.4 主要物理量及其符號表示

本文模型所提取的數(shù)據(jù)中，主要結(jié)構(gòu)物理量及其符號表示如表1 所示。

表1 主要結(jié)構(gòu)物理量及其符號表示

2 模型驗證

本文選取同為單元板式結(jié)構(gòu)的橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道進行對比，建立與已有文獻相同橋跨模型[10]。在相同工況下，兩種模型計算出的鋼軌縱向力分布規(guī)律及其峰值大小基本一致，鋼軌縱向力最大值誤差僅為2%，表明本文建模方法的正確性和計算結(jié)果的可靠性。

3 橋上無縫線路斷縫值計算

本節(jié)考慮在降溫荷載作用下，主橋右側(cè)活動支座橋墩頂處一股鋼軌發(fā)生折斷（1 號鋼軌折斷、2/3/4 號鋼軌狀態(tài)良好）和未斷軌（1/2/3/4 號鋼軌狀態(tài)均良好）兩種計算工況。鋼軌和橋墩/臺頂縱向力見圖3，鋼軌縱向位移和軌板相對位移見圖4，各結(jié)構(gòu)縱向力與位移最大值計算結(jié)果見表2。

表2 （續(xù)）

圖3 鋼軌和橋墩/臺頂縱向力

圖4 鋼軌縱向位移和軌板相對位移

表2 各結(jié)構(gòu)縱向力與位移最大值

由圖3、圖4 和表2 可知：極端低溫條件下，無縫線路長鋼軌在溫度拉力作用下發(fā)生斷軌并收縮形成斷縫，斷縫值達到63.1mm；折斷鋼軌（1 號鋼軌）縱向力在斷縫位置急劇降低至零，由于雙線軌道和橋梁結(jié)構(gòu)的整體性，折斷鋼軌的收縮對同線和鄰線非折斷鋼軌（2 號和3 號、4 號鋼軌）均產(chǎn)生了一定的附加拉力增量，從而增加了非折斷鋼軌出現(xiàn)斷軌的風險；無砟軌道層縱向應力變化很小，橋梁和軌道結(jié)構(gòu)縱向位移變化較大；軌板相對位移在斷縫處突增至最大值后急劇降低至反向最大值、達到20.7mm，大大增加了斷縫處扣件橡膠墊板滑出的風險。

相比未斷軌，發(fā)生斷軌后的折斷鋼軌縱向拉力最大值減小了14%，鋼軌縱向位移最大值增大了70%，軌板相對位移和梁縫增量最大值分別增大了65% 和54%；同線非折斷鋼軌和鄰線非折斷鋼軌的縱向力、位移峰值大小基本一致，其中，鋼軌縱向拉力最大值均增大了14%，鋼軌縱向位移最大值均增大了7%，軌板相對位移和梁縫增量最大值分別增大了53%和54%；而固定支座墩頂縱向力發(fā)生明顯變化，距離斷縫較近的6號墩和8 號墩頂縱向力變化量分別達到了795.1kN 和262.0kN，即作用在6 號墩頂?shù)臄嘬壛?95.1kN。

根據(jù)式（1）和式（2），采用公式法計算鋼軌在降溫60℃條件下發(fā)生斷軌時的斷縫值λ=33.3mm，僅為本文模型計算結(jié)果的0.53 倍，這是由于公式法計算斷縫值時并未考慮到橋上無縫線路伸縮附加力對斷縫擴展的影響。根據(jù)式（1）和式（3），采用公式法計算作用在墩臺上的斷軌力T3=1128.5kN，為本文模型計算結(jié)果的1.4 倍，這是由于公式法計算斷軌力時未考慮雙線軌道和橋梁結(jié)構(gòu)的整體性，發(fā)生斷軌后，同線及鄰線非折斷鋼軌、相鄰橋墩均會承擔部分斷軌力。本文所建立的精細化有限元模型則詳盡考慮了以上因素，其計算的斷縫值和斷軌力更能反映出橋上無縫線路的實際狀態(tài)。

4 結(jié)論

通過建立橋上CRTSⅢ型無砟軌道精細化有限元模型，計算并分析橋上無縫線路斷縫值和斷軌力，得出如下結(jié)論：

其一，雙線橋上無縫線路一股鋼軌發(fā)生斷軌，折斷鋼軌的縱向力、縱向位移和軌板相對位移均在斷縫處發(fā)生突變，且使同線和鄰線非折斷鋼軌均產(chǎn)生14%的附加拉力，需重點對斷縫位置的斷縫值、軌板相對位移及斷軌力進行檢算。

其二，軌溫降低60℃、主橋右側(cè)活動支座墩頂處斷軌的工況下，本文模型計算的斷縫值和斷軌力分別達到了63.1mm 和795.1kN，分別為公式法計算結(jié)果的1.9 倍和0.7 倍。

其三，公式法計算的斷縫值偏小、斷軌力偏大，存在一定的局限性；相較于公式法和簡化的平面力學模型，本文所建立的精細化有限元模型能夠反映出斷軌工況下橋墩、箱形梁和無砟軌道各細部結(jié)構(gòu)的空間力學特性實質(zhì)，計算結(jié)果更加精確。