岔橋相對位置對橋上無縫道岔受力和變形的影響

徐金輝，代豐，陳嶸

(西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031)

岔橋相對位置對橋上無縫道岔受力和變形的影響

徐金輝，代豐，陳嶸

(西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031)

為了進一步研究橋上無縫道岔受力和變形的特點，通過建立“岔—橋—墩”縱向相互作用一體化計算模型，分析道岔與橋梁的相對位置對鋼軌、道岔、墩臺等結構部件受力及變形的影響。經(jīng)計算分析表明，隨著道岔頭部距連續(xù)梁橋左端梁縫距離的增大，基本軌伸縮附加力、伸縮位移、橋墩所受縱向力減小，翼軌末端間隔鐵承受的縱向力增大;尖軌跟端限位器所承受的縱向力、尖軌與心軌相對于岔枕的縱向位移，并不隨道岔頭部距梁端的距離呈單向變化，只有當?shù)啦眍^尾距離梁端在一定合適位置時，才能確保限位器受力、尖軌與心軌相對于岔枕的縱向位移最小。

橋上無縫道岔 連續(xù)梁橋 有砟軌道 岔橋相對位置 縱向力

橋上鋪設無縫道岔是一項較復雜的系統(tǒng)工程，涉及無縫線路、列車軌道系統(tǒng)動力學、橋梁結構、站場布置等多方面的綜合研究，其深度、廣度和難度均要大于純粹的橋上無縫線路和路基上無縫道岔的研究。橋上無縫道岔的受力和變形情況比較復雜，且影響因素眾多，其中，岔橋相對位置是影響道岔和橋梁受力、變形的重要因素之一。本文擬以250 km/h，350 km/h客運專線鐵路60 kg/m鋼軌18#單開道岔為例(兩道岔尺寸相同)，通過建立“岔—橋—墩”縱向相互作用一體化計算模型，分析岔橋相對位置對有砟軌道連續(xù)梁上無縫道岔和橋梁的受力和變形規(guī)律的影響。

1 計算模型與參數(shù)

1.1 計算模型

連續(xù)橋上鋪設無縫道岔是國內(nèi)外高速鐵路上采用的主要結構形式，因為連續(xù)梁橋整體性好，在橫向上若也采用整體結構，則可為無縫道岔提供一個整體連續(xù)、各向穩(wěn)定的鋪設平臺;通過優(yōu)化布置岔橋相對位置，可將橋梁伸縮對無縫道岔的影響降低至最低程度，確保道岔的穩(wěn)定性和良好的幾何狀態(tài)。

本文以連續(xù)梁上鋪設無縫單開道岔為例，建立“岔—橋—墩”縱向相互作用一體化模型如圖1所示。模型對道岔結構作如下假定:①道岔尖軌與心軌可以自由伸縮，尖軌或可動心軌尖端位移為其跟端位移與自由段伸縮位移之和;②不考慮轍叉角的影響，假設導軌與長軌條平行;③橋梁墩臺頂縱向剛度假定為線性;④鋼軌按支承節(jié)點劃分有限桿單元，只發(fā)生縱向位移;⑤岔枕按鋼軌支承點劃分有限長梁單元，可發(fā)生縱向位移和轉角;⑥岔枕與橋梁、鋼軌與路基間的縱向約束阻力均假定為縱向彈簧約束;⑦在計算伸縮力時，梁的溫度變化僅為單純的升溫或降溫，不考慮梁溫升降的交替變化，一般取一天之內(nèi)的最大梁溫差來計算梁的伸縮量。橋上無縫道岔的伸縮力、撓曲力、斷軌力均以最大軌溫變化幅度作為計算條件;對撓曲力、伸縮力、斷軌力、制動力分別計算，不考慮疊加影響。

圖1 岔—橋—墩一體化計算模型

1.2 計算參數(shù)

以一組60 kg/m鋼軌客運專線18#可動心軌道岔布置在(32+48+32)m連續(xù)梁上為例，橋梁與道岔布置情況如圖2所示。

圖2 橋梁與道岔布置示意

該無縫道岔全長69 m，其結構特點為混凝土岔枕，彈條Ⅱ型扣件，限位器子母塊間隙為7 mm，當限位器子母塊貼靠，兩軌相對位移<1 mm時，限位器阻力取為1.5×105kN/m;當兩軌相對位移>1 mm時，限位器阻力取為6×104kN/m。有砟軌道線路縱向阻力按每枕12 kN計算，岔區(qū)每枕縱向阻力按枕長分布為4.6 kN/m，枕間距為0.6 m?？奂枇θ槌Ｗ枇χ?2.5 kN/組。橋梁溫度變化幅度15℃。兩邊橋臺的墩臺縱向剛度為1.0×107kN/m，中間簡支梁橋墩的剛度均為1.0×105kN/m，連續(xù)梁橋墩的剛度為1.0× 106kN/m。各梁跨均為雙線整體箱梁。

計算工況:道岔頭部距離連續(xù)梁左端縫0，10.0，21.5，30.0，43.0 m五種工況(分別為工況一～工況五)，則道岔尾部距離連續(xù)梁右端縫為43.0，33.0，21.5，13.0，0 m。

2 計算結果及分析

2.1 岔橋相對位移對鋼軌伸縮附加力的影響

道岔頭部距離連續(xù)梁左端縫為0，10.0，21.5，30.0，43.0 m時，直基本軌和尖軌跟端傳力部件最大伸縮附加力見表1，表1中鋼軌縱向力以壓力正。無縫道岔鋼軌伸縮附加力如圖3所示，圖中鋼軌縱向力以壓力為正。

表1 直基本軌的最大伸縮附加壓力kN

由圖3可以看出，道岔頭部距離連續(xù)梁左端縫3#墩越近，岔前連續(xù)梁梁縫處基本軌附加溫度力越大。當?shù)啦眍^部距離梁端為0時，基本軌最大伸縮附加力約為324.0 kN，較道岔頭部距離梁端43 m的最大伸縮附加力230.3 kN要大，可見當?shù)啦聿贾糜谶B續(xù)梁上時，頭部距離連續(xù)梁梁端部越遠越好。

圖3 鋼軌伸縮附加力

當?shù)啦砦膊烤嚯x連續(xù)梁右端越近，基本軌伸縮附加力越小，但在尖軌跟端處又形成了伸縮附加力峰值，這對道岔的橫向穩(wěn)定性不利，因此道岔尾部距離連續(xù)梁端部也應有一定的距離。綜合比較來看，在連續(xù)梁長度受限的情況下，道岔頭部距離連續(xù)梁左端較尾部距離連續(xù)梁右端遠一些為宜。

2.2 岔橋相對位移對鋼軌伸縮位移的影響

道岔頭部距離連續(xù)梁左端縫為0，10.0，21.5，30.0，43.0 m時，基本軌最大伸縮位移見表2，表中鋼軌位移以向右為正。無縫道岔基本軌伸縮位移如圖4所示，圖中鋼軌位移以向右為正。

表2 直基本軌的最大伸縮位移mm

由圖4可以看出，道岔頭部距離連續(xù)梁左端縫越近，基本軌的伸縮位移越大，越不利于道岔的縱向穩(wěn)定。從基本軌伸縮位移考慮，道岔頭部距離梁端也是越遠越好。

2.3 其它計算結果

圖4 基本軌伸縮位移

連續(xù)梁橋上道岔頭尾距離梁端不同時無縫道岔及墩臺受力與變形的計算結果比較見表3，表中鋼軌位移及墩臺縱向力以向右為正。

表3 計算結果比較

由表3可以看出，道岔頭部距離連續(xù)梁左端縫越遠，連續(xù)梁及左側簡支梁橋墩所受縱向力、一根鋼軌折斷后另一根鋼軌承擔的附加縱向力越來越小，翼軌末端間隔鐵承受的縱向力越來越大。

而尖軌跟端限位器所承受的縱向力、尖軌與心軌相對于岔枕的縱向位移、岔前梁端基本軌斷縫并不隨道岔頭部距梁端的距離呈單向變化，只有當?shù)啦眍^尾均距離梁端在一定合適位置時，才能確保限位器受力、尖軌與心軌相對于岔枕的縱向位移最小，即存在無縫道岔里軌與橋梁同向、反向伸縮作用疊加后影響最小的情況。鋼軌斷縫受岔橋相對位置的變化影響不大。

3 結論及建議

通過有限單元理論，建立橋上有砟軌道無縫道岔的“岔—橋—墩”一體化計算模型，分析道岔頭部距離連續(xù)梁左端梁縫為0，10.0，21.5，30.0，43.0 m時，橋上無縫道岔各結構部件受力和變形的特點，得到如下結論:

1)道岔頭部距離連續(xù)梁左端縫越遠，岔前連續(xù)梁梁縫處基本軌附加溫度力越小，基本軌的伸縮位移越小，越有利于道岔的縱向穩(wěn)定;

2)道岔頭部距離連續(xù)梁左端縫越遠，連續(xù)梁及左側簡支梁橋墩所受縱向力、一根鋼軌折斷后另一根鋼軌承擔的附加縱向力越小，翼軌末端間隔鐵承受的縱向力越大;

3)道岔尾部距離連續(xù)梁右端較近時，在尖軌跟端處形成了伸縮附加力峰值，對道岔的橫向穩(wěn)定性不利，因此道岔尾部距離連續(xù)梁端部也應有一定的距離;

4)尖軌跟端限位器所承受的縱向力、尖軌與心軌相對于岔枕的縱向位移、岔前梁端基本軌斷縫并不隨道岔頭部距梁端的距離呈單向變化，只有當?shù)啦眍^部、尾部均距離梁端在一定合適位置時，才能確保限位器受力、尖軌與心軌相對于岔枕的縱向位移最小;

5)鋼軌斷縫受岔橋相對位置的變化影響不大。

綜上，道岔頭部、尾部距梁縫的距離存在一個合理范圍，不宜過大也不宜過小，應綜合分析來確定其位置。結合常用橋梁(3×32 m)及道岔尺寸(18#道岔全長69 m)分析，建議道岔頭部距離梁端宜在18 m以上，道岔尾部距離梁端宜在9 m以上。

［1］王平，劉學毅.無縫道岔計算理論與設計方法［M］.成都:西南交通大學出版社，2007.

［2］廣鐘巖，高慧安.鐵路無縫線路［M］.北京:中國鐵道出版社，2005.

［3］楊榮山.橋上無縫道岔縱向力計算理論與試驗研究［D］.成都:西南交通大學，2008.

［4］李成輝.軌道［M］.成都:西南交通大學出版社，2005.

［5］王平，劉學毅.無縫道岔受力與變形的影響因素分析［J］.中國鐵道科學，2003(2):58-66.

［6］練松良.軌道工程［M］.上海:同濟大學出版社，2006.

［7］曹洋，王平，陳嶸.連續(xù)梁橋上無縫道岔斷軌力計算分析［J］.交通運輸工程與信息學報，2009(4):33-37.

［8］李秋義，孫立，楊艷麗.客運專線橋上無縫道岔設計方法研究［J］.鐵道工程學報，2008(12):50-53.

U213.9;U213.7

B

1003-1995(2011)02-0098-03

2010-09-27;

2010-11-18

徐金輝(1987—)，男，河南商丘人，碩士研究生。

(責任審編 白敏華)