用于鋪設Ⅱ型板式軌道的大跨連續(xù)梁橋合理溫度跨度研究

吳青松，任娟娟，劉學毅，劉歡

(1.西南交通大學 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031；2.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031)

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用于鋪設Ⅱ型板式軌道的大跨連續(xù)梁橋合理溫度跨度研究

吳青松1,2，任娟娟1,2，劉學毅1,2，劉歡1,2

(1.西南交通大學 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031；2.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031)

摘要:大跨度混凝土橋梁結構型式在我國高速鐵路中被廣泛采用，但鋪設無砟軌道的極限溫度跨度成為困擾橋上Ⅱ型板式軌道的設計難題。根據(jù)橋上Ⅱ型板式軌道結構特點，建立橋上Ⅱ型板式軌道線-板-橋-墩非線性空間一體化模型，并在有限元軟件ABAQUS中建立對應的有限元模型，探索不同荷載工況作用下，軌道結構受力和變形隨溫度跨度增長的特點，并運用橋上無縫線路設計理論和極限狀態(tài)法對軌道結構進行檢算。研究結果表明：隨著溫度跨度的增長，軌道結構受力有不同程度的增長，荷載工況中橋梁伸縮影響最大。當溫度跨度達到496 m時，鋼軌、軌道板檢算均滿足要求，但此時底座板已達到正常使用極限狀態(tài)的控制條件。因此，建議用于鋪設Ⅱ型板式軌道的大跨連續(xù)梁橋溫度跨度不宜大于496 m。

關鍵詞：鐵道工程；CRTSⅡ型板式無砟軌道；底座板；大跨連續(xù)梁橋；溫度跨度；極限狀態(tài)法

CRTSⅡ型板式無砟軌道(以下簡稱Ⅱ型板式軌道)是我國無砟軌道結構的主要結構型式之一，其在不同線下基礎上均為連續(xù)結構，為隔離橋梁地段和路基地段軌道結構間的相互影響，在橋臺后設置摩擦板和端刺，以形成阻斷，受橋梁影響的軌道結構長度為端刺間的距離。橋上Ⅱ型板式軌道結構主要由軌道板、CA砂漿、底座板、滑動層、梁端高強度擠塑板、側(cè)向擋塊及彈性限位板等部分組成；臺后軌道結構主要包括軌道板、CA砂漿、底座板、摩擦板、摩擦層和端刺等。無砟軌道結構-橋梁相互作用有別于傳統(tǒng)有砟軌道梁軌相互作用，且不同軌道結構型式間，橋梁-軌道結構相互作用機理也不盡相同。其中包含鋼軌、縱連軌道板以及連續(xù)底座板構成的三層連續(xù)結構的橋上Ⅱ型板式軌道，在滑動層、固結機構、摩擦板和端刺等共同作用下，軌道結構-橋梁相互作用最為復雜。對于橋上Ⅱ型板式軌道與橋梁相互作用，不同階段較為典型的研究有：朱穎[1]將軌道結構均簡化為等截面的拉壓桿件模擬，如道床板(軌道板與底座板)、鋼軌等，在此基礎上建立梁軌縱向力計算模型，探討外荷載作用下，軌道結構與橋梁的相互作用；任娟娟[2]將軌道結構簡化為三維梁單元，并建立“岔-板-梁-墩”全橋一體化模型，較為準確地分析岔橋縱向相互作用；賈夢雪[3]在充分考慮簡支梁橋上Ⅱ型板式軌道結構特點的基礎上，建立線板橋墩空間一體化縱向力計算模型，其中軌道板、底座板均采用包含混凝土本構模型的三維實體單元模擬，并在此基礎上進行參數(shù)研究?？傮w來看，隨著研究的深入，模型逐漸由平面向空間、桿單元到梁單元，再到三維實體單元發(fā)展，模型越來越精細化。近年來，隨著下部橋梁結構跨越能力的提升，鋪設Ⅱ型板式軌道的大跨混凝土橋梁在國內(nèi)被多次應用，如遂渝線新北碚嘉陵江大橋、京津城際跨北京五環(huán)大橋、杭長線跨金華江大橋等，其中跨金華江大橋(預應力混凝土連續(xù)梁橋，75 m+4×135 m+75 m)單跨跨度135 m為目前國內(nèi)鐵路客運專線中最大跨度，其溫度跨度(相鄰兩聯(lián)梁伸縮位移為零處之間的距離[4])達到378 m。盡管大跨橋被廣泛采用，但目前針對Ⅱ型板式軌道鋪設于大跨橋上的受力特性研究較少。陳小平建議將伸縮力納入底座板配筋設計中[5]，從無縫線路強度、穩(wěn)定性及扣件耐久性的角度，提出大跨連續(xù)梁橋溫度跨度的合理限值為482 m[6]。橋上Ⅱ型板式軌道為統(tǒng)一的整體，且底座板為橋上Ⅱ型板式軌道的主要承力結構，單從無縫線路的角度得出合理溫度跨度限值存在一定的局限。針對目前理論落后于實踐的現(xiàn)狀，對大跨橋上Ⅱ型板式軌道的受力特性研究顯得非常有必要。本文在充分把握大跨橋上Ⅱ型板式軌道結構受力特點的基礎上，在有限元軟件ABAQUS中建立對應的線-板-橋-墩三維空間一體化模型，對軌道結構受力特性隨溫度跨度增長的變化規(guī)律進行探索。并在最不利荷載工況作用下，應用橋上Ⅱ型板式軌道設計理論、橋上無縫線路設計理論及極限狀態(tài)法對軌道結構各部件進行檢算，綜合得出鋪設Ⅱ型板式軌道大跨橋的合理溫度跨度，為大跨連續(xù)梁橋橋上CRTSⅡ型板式軌道設計和優(yōu)化提供參考。

1計算模型及參數(shù)

1.1線-板-橋空間一體化模型

根據(jù)橋上Ⅱ型板式軌道結構的特點，以及后續(xù)分析能合理的增長橋梁溫度跨度的需求，取單股軌道，建立橋上Ⅱ型板式軌道線-板-橋-墩非線性空間疊合梁模型，如圖1所示。模型中充分考慮了鋼軌、軌道板、底座板以及橋梁4層結構間的相互作用，從上到下依次為鋼軌、軌道板、底座板、橋梁和墩臺，模型兩端路基長度、摩擦板長度均取為50 m。模型中連續(xù)梁橋(80+i*128+j*128+80)是以京津城際北京跨五環(huán)大橋[7](80+128+80)為原型合理構造的大跨連續(xù)梁橋，i和j分別為連續(xù)梁橋固定支座兩邊橋跨為128 m的跨數(shù)，根據(jù)后續(xù)分析需求變化i和j數(shù)值，增加橋跨截面與北京跨五環(huán)大橋中間跨截面相同。連續(xù)梁橋兩端為32 m 簡支梁橋，將對其合理數(shù)量進行分析。此外，由于底座板在外荷載作用受壓時，側(cè)向擋塊能保證其豎向穩(wěn)定性；受拉時，彈性限位板結構允許其與側(cè)向擋塊有相對位移，不受約束，因此側(cè)向擋塊在模型中未予以考慮。

圖1　線-板-橋-墩非線性空間一體化模型Fig.1 Nonlinear spatial rail-slab-bridge-pier integrated model

在有限元軟件中建立對應的有限元模型，其中鋼軌、軌道板、底座板、橋梁用三維梁單元模擬，連續(xù)梁橋根據(jù)實際抗彎截面矩、拉伸剛度用變截面梁單元模擬，且用剛臂來模擬橋梁上下翼緣；扣件、CA砂漿、滑動層、摩擦層簡化為相應非線性彈簧模擬，即達到其最大值后，變形增大而受力不再增長；端刺、固結機構和橋梁墩臺剛度簡化為相應線性彈簧模擬。

1.2連續(xù)梁橋梁端配跨分析

我國高速鐵路橋隧比例普遍較高，參照我國高速鐵路連續(xù)梁橋兩端簡支梁橋布置，幾跨到幾十跨不等，為方便建模分析，模型中軌道結構受力應與實際相符且不失一般性，有必要探討連續(xù)梁橋兩端簡支梁橋合理跨數(shù)。為確定合理跨數(shù)，將模型中連續(xù)梁橋替換為32 m簡支梁橋，并在其兩端分別配置1～5跨簡支梁橋，即分別建立3，5，7，9和11跨32 m簡支梁橋的模型，對不同配跨數(shù)量時，軌道結構與橋梁結構相互作用規(guī)律進行探索。模型在橋梁升溫、制動和列車荷載作用下，隨著簡支梁橋跨數(shù)從3跨增加到11跨，中間跨簡支梁上方鋼軌、軌道板和底座板縱向力皆表現(xiàn)出很好的一致性，逐步向11跨時逼近，簡支梁橋分別為9跨和11跨時，底座板受力趨于重合，底座板受力如圖2所示。根據(jù)上述分析結果，在后續(xù)的分析中，分別選取5跨簡支梁橋作為連續(xù)梁橋兩端配跨。為后續(xù)描述方面，連續(xù)梁橋左端5跨簡支梁橋從左到右依次編號1～5號，類似的右端為6～10號簡支梁橋，中間連續(xù)梁橋為11號。

(a)列車荷載作用；(b)制動荷載作用；(c)橋梁升溫作用圖2　底座板軸向力變化曲線Fig.2 Longitudinal forces of concrete underlayer

1.3主要計算參數(shù)及不同溫度跨度對應橋跨布置

高速鐵路橋梁在設計時，對垂向撓曲變形有嚴格的要求，相比較而言，隨著橋梁溫度跨度的增長，橋梁與軌道結構間沿線路縱向的相互作用是確定合理溫度跨度的關鍵。橋上Ⅱ型板中底座板與軌道板均為縱連結構，錨固于路基段的端刺將不同線下基礎的底座板受力阻斷，同時兩端刺間的底座板變形受到抑制。相反，橋梁在溫度荷載作用下，能相對自由伸縮，通過底座板與橋面間設置的兩布一膜滑動層相互作用，摩擦力在達到最大相互作用力后將不再增長，根據(jù)上述受力特點模型中用非線性彈簧進行模擬，最大摩擦力根據(jù)摩擦因數(shù)、上部軌道結構自重及是否有列車荷載作用確定。類似的也可確定兩布摩擦層、扣件縱向阻力非線性彈簧參數(shù)，表1中對應數(shù)值為最大值。此外，表1中固結機構、橋梁墩臺縱向剛度為線性彈簧剛度。

表1　主要荷載參數(shù)

注：表中橋梁墩臺剛度為實際剛度的1/2；CA砂漿參數(shù)取值參照文獻[8]和[9]試驗數(shù)據(jù)取值。

為能合理的增長橋梁溫度跨度，滿足后續(xù)分析的需要，本文在京津城際北京跨五環(huán)特大橋的基礎上，通過逐步在固定支座兩端增加128 m長的橋跨數(shù)的方式來構造連續(xù)梁橋，橋跨截面與實際應用的相同，如表2所示。i=0，j=1，此時對應北京跨五環(huán)特大橋，溫度跨度為208 m。

表2　不同橋跨布置方式

2橋梁-軌道結構相互作用計算結果

底座板是橋上Ⅱ型板式軌道結構主要承力構件，底座板混凝土施工完成后能夠生成橫向微細裂紋；在軌道結構服役過程中，在混凝土收縮、溫度荷載以及列車荷載往復作用下，混凝土軌道結構開裂是不可避免的，因此設計中不考慮開裂后混凝土底座板抗彎能力，將其視為兩端固定在端刺上的軸向拉壓桿進行設計。要真實模擬混凝土不同程度、不同位置開裂，非常難實現(xiàn)，故在模型中分別予以不同折減系數(shù)來模擬軌道結構不同開裂狀態(tài)下截面抗拉剛度、抗彎剛度變化。參照無砟軌道設計理論[10]、橋上無縫線路設計理論[4]，綜合選取撓曲力、伸縮力、牽引(制動)力進行縱、垂向相互作用力計算，并在后續(xù)軌道結構檢算時考慮溫度荷載。限于篇幅僅以表2中①號連續(xù)梁橋?qū)壍澜Y構受力特性作為示例，后續(xù)編號連續(xù)梁橋?qū)壍澜Y構的計算與之類似。

2.1撓曲力計算

列車荷載加載模式在文獻[4]的基礎上增加三跨列車荷載工況的計算。分別考慮軌道結構未開裂、完全開裂兩種狀態(tài)，最不利計算結果如圖3所示。當兩跨或三跨列車荷載作用于軌道結構時，鋼軌、軌道板、底座板撓曲附加力大小接近。在列車撓曲荷載作用下，偏于安全的考慮，軌道結構撓曲力取為最大值包絡線。因后續(xù)分析構造橋梁最大單跨均為128 m，且采用相同的橋梁截面，引用本小節(jié)計算結果在一定程度上是合理的，因此后續(xù)分析未對撓曲附加力進行計算。

圖3　列車荷載作用下鋼軌、軌道板、底座板縱向力變化曲線Fig.3 Longitudinal forces of rail, slab, underlayer with the train load

2.2牽引/制動力計算

牽引/制動荷載荷載集度為輪軌黏著系數(shù)與設計標準荷載的乘積[4]，加載長度為300 m。牽引荷載與列車前進方向相反，制動荷載則相反，由于模型為非對稱模型且包含非線性因素，有必要分別考慮牽引和制動荷載，在不同位置施加以得到最不利荷載工況。QD288和ZD288荷載工況分別為牽引荷載、制動荷載，加載長度為288 m，其余荷載工況依此類推；QD288-0和QD288-1分別代表軌道結構完整、完全開裂時對應荷載工況。牽引/制動力荷載作用時，最不利荷載工況計算結果如圖4所示。軌道結構完全開裂時，鋼軌在連續(xù)梁橋兩端受力最大，達到201.48 kN；軌道板、底座板通過CA砂漿協(xié)同受力，軌道板、底座板均在6號固結機構位置處達到最大值，分別為593.30和701.43 kN。

(a)鋼軌；(b)軌道板；(c)底座板圖4　牽引/制動荷載作用下鋼軌、軌道板、底座板縱向力變化曲線Fig.4 Longitudinal forces of rail, slab, underlayer with the traction/brake

2.3伸縮力計算

橋梁溫度變化時，橋梁與底座板發(fā)生縱向相對位移，縱向相互作用通過滑動層傳遞。橋梁在升、降溫30℃荷載作用下，軌道結構受力表現(xiàn)出很強的對稱性；升溫荷載作用時，底座板、軌道板以及鋼軌的縱向力沿長度方向的分布如圖5所示。由圖可知，在橋梁升降溫荷載作用下，不同折減剛度時，軌道結構受力沿縱向變化規(guī)律一致，最值均出現(xiàn)在固結結構位置處。

(a)鋼軌；(b)軌道板；(c)底座板圖5　橋梁升溫30 ℃荷載作用下鋼軌、底座板、軌道板縱向軸力變化曲線Fig.5 Longitudinal forces of rail, slab, underlayer with the bridge temperature rise of 30 ℃

大跨橋上Ⅱ型板式軌道在上述列車、牽引/制動和橋梁伸縮荷載作用下，軌道結構受力特性與文獻[11]一致，在一定程度上說明本文的計算模型，尤其是對各結構層間的相互作用關系把握的正確性。此外，鋼軌升、降溫，軌道板與底座板間溫差荷載工況作用時，軌道結構相互作用影響較小，文中未予以考慮。由于底座板直接錨固與端刺間，其在混凝土收縮以及溫度荷載作用下變形受到抑制，與軌道結構相互作用較弱，因此在后續(xù)計算中，底座板內(nèi)力應用理論進行求解。混凝土收縮變形對底座板的影響用等效降溫30℃進行模擬[12]，且后續(xù)檢算不考慮折減；底座板在考慮溫度荷載時取降溫30℃，且因處于結構下部，不考慮溫度梯度的影響。

2.4不同溫度跨度下橋梁-軌道結構相互作用

通過建立不同編號連續(xù)梁橋?qū)挠嬎隳Ｐ?，可得軌道結構在列車荷載、牽引/制動荷載和溫度荷載作用下及不同剛度折減情況下的受力特性，底座板和鋼軌最不利受力如圖6所示。由計算結果可知，在不同荷載工況作用時，軌道結構受力的峰值出現(xiàn)的位置不同，因此在后期檢算時不能用最大值簡單相加。由圖可知，軌道結構承受的伸縮力整體上隨溫度跨度的增加而增長，底座板所承受的伸縮力在溫度跨度為208 m時為1245.99 kN，而溫度跨度為496 m時增長到2096.59 kN，增幅達68.3%；鋼軌所承受的伸縮力在溫度跨度為208 m時為386.72 kN，而溫度跨度為496 m時增長到559.64 kN，增幅達44.7%。軌道結構承受的牽引/制動力則增幅較小，底座板、鋼軌所承受的牽引/制動力在溫度跨度為208 m時分別為701.43和201.48 kN，溫度跨度為496 m時分別為805.63和243.88 kN，增幅為14.9%和21.0%。

當連續(xù)梁橋布置方式為③和⑤時，固定支座兩邊橋跨為對稱布置，雖橋跨增加一跨，但溫度跨度仍與②和④連續(xù)梁橋相同，對比可知，對稱布置時，底座板所受伸縮力降低約321.00 kN，其原因是橋梁固定支座兩端受力接近，一定程度上減弱軌道結構與橋梁間的相互作用，此時底座板受力更優(yōu)，但鋼軌受力略有增加。

(a)底座板；(b)鋼軌圖6　不同溫度跨度下軌道結構受力Fig.6 Longitudinal forces of track structure with different expansion length

鋼軌受力在連續(xù)梁橋固結機構及梁端處受力均較大，隨著溫度跨度的增長，梁端處鋼軌受力急劇增加，當溫度跨度達到496 m時，鋼軌在梁端處受力超過固結機構處。如圖7所示。

圖7　鋼軌伸縮力Fig.7 Longitudinal forces ofrail

3軌道結構檢算

橋上Ⅱ型板式軌道結構中軌道板為制板廠預制生產(chǎn)，在承軌臺間設置預裂縫，服役過程中允許軌道板沿預裂縫開裂而形成由縱向鋼筋串聯(lián)而成的寬軌枕結構；在升溫荷載工況作用下，軌道板發(fā)生垂向失穩(wěn)的可能性較小[13]。此外，在橋上Ⅱ型板式軌道結構中，底座板是軌道結構的主要承力結構。基于上述原因，本文未對軌道板進行檢算，重點對底座板和鋼軌進行受力和變形的檢算。

3.1軌道結構檢算方法及評價指標

3.1.1底座板檢算方法及評價指標

計算結果表明固結機構處底座板受力最為不利，而該處底座板在普通直線段底座板配筋(58Ф16)的基礎上配有加強鋼筋。由于底座板受力總是處于平衡狀態(tài)，未配置加強筋處底座板相對地為“薄弱截面”，受力相對更為不利，因此只檢算“薄弱截面”是偏于安全和合理的。

為考慮“拉伸加勁效應”，底座板軸向力-應變關系采用鐵科院聯(lián)合鐵三院建議曲線[14]，如圖8所示。圖中狀態(tài)Ⅰ為鋼筋混凝土共同作用時軸向力-應變曲線，狀態(tài)Ⅱ為純鋼筋受力時軸向力-應變曲線，中間兩條曲線分別為前期設計計算曲線和建議曲線。建議曲線可通過底座板設計參數(shù)計算得到，混凝土強度采用設計值。

圖8　鋼筋混凝土桿件(裂后)軸向拉力與等效應變關系Fig.8 Relationship between longitudinal forces of reinforced concrete member(crack) and equivalent strain

根據(jù)橋上Ⅱ型板式軌道傷損等級[15]分級，本文綜合選?、蚣墏麚p對應的裂縫寬度限值(0.3 mm)為正常使用極限狀態(tài)評判標準。參照設計資料，當鋼筋直徑為16 mm，裂紋寬度為0.3 mm時，鋼筋應力為264 MPa；混凝土底座板鋼筋HRB500的抗拉設計強度為435 MPa。通過變形和受力兩個方面對底座板是否達到極限狀態(tài)進行評判，顯然正常使用極限狀態(tài)條件更為嚴格。

圖9　極限狀態(tài)法檢算流程圖Fig.9 Flowchart of limit state method check-calculation

3.1.2鋼軌檢算方法及評價指標

無縫線路結構設計時應對鋼軌強度、穩(wěn)定性、斷縫等進行檢算，由于橋上Ⅱ型板式軌道穩(wěn)定性較好，且底座板為主要承力結構，文中并未對鋼軌穩(wěn)定性、斷縫等進行檢算，僅從鋼軌強度和鋼軌與錨固系統(tǒng)間的相對位移2個方面進行檢算。鋼軌最大附加力和牽引/制動應力的容許取值可用下式進行求解：

σf+σz=[σ]-σd-EaΔT

式中：σf，σz，[σ]和σd分別為鋼軌附加力、牽引/制動應力，容許應力和動彎應力；E,a和ΔT分別為鋼軌彈性模量、線膨脹系數(shù)和最大容許降溫幅度。U71Mn型鋼軌屈服強度為457 MPa，考慮安全系數(shù)后，鋼軌的容許應力[σ]為352 MPa?？鄢撥墑訌潙Γ?0 ℃的溫度荷載，鋼軌能承受的最大力為992.40 kN。

扣件系統(tǒng)具有傳遞荷載、調(diào)整軌道幾何形位等功用,是無砟軌道的主要部件之一?？奂到y(tǒng)通過預埋套管與軌道板錨固，鋼軌與下部基礎相對位移主要體現(xiàn)在鋼軌與扣件系統(tǒng)間產(chǎn)生相對位移。相對位移較大時，鋼軌會帶動扣件系統(tǒng)里的橡膠墊板造成膠墊竄出，會影響扣件的正常使用和耐久性。參照文獻[4]中WJ-8型扣件縱向阻力曲線，將2 mm作為相對位移限值。

3.2軌道結構檢算

3.2.1底座板檢算

在溫度荷載為主及活載/制動力為主荷載工況作用下，均對底座板受力較大處(如連續(xù)梁橋、簡支梁橋固結機構處)按相應的荷載組合進行檢算，最不利荷載組合檢算結果如圖10所示，圖中虛線為正常使用極限狀態(tài)鋼筋應力控制值264 MPa。由圖可知，隨著溫度跨度的增長，最不利荷載組合對應的鋼筋應力也逐漸增大，直到溫度跨度達到496 m時，以活載/制動力為主的荷載組合作用時，正常使用極限狀態(tài)檢算鋼筋應力σs=258.13 MPa，此時非常接近鋼筋應力控制值。因底座板受力和變形影響因素眾多，可認為溫度跨度達到496m時，底座板達到正常使用極限狀態(tài)。由上述分析可知，底座板在滿足受力和變形的情況下，所能適應的橋上Ⅱ型板式軌道極限橋梁溫度跨度約為496 m。

圖10　不同溫度跨度下底座板鋼筋應力Fig.10 Stress of rebar in concrete underlayer with different expansion length

3.2.2鋼軌檢算

隨著溫度跨度的增長，鋼軌承受橋梁伸縮力、制動力逐漸增大。當溫度跨度為496 m時，“牽引荷載QD303-1”和“橋梁降溫30 ℃”2種荷載工況作用時，鋼軌受力在連續(xù)梁橋左活動端達到最不利，最大值直接疊加也僅為803.52 kN，此時鋼軌受力處于安全狀態(tài)。

鋼軌在最不利荷載工況組合作用下，鋼軌與軌道板間的相對位移如圖11所示，鋼軌與軌道板相對位移最大值發(fā)生在連續(xù)梁橋右活動端，最大相對位移值為0.93 mm，小于限值2 mm，此時扣件系統(tǒng)變形處于合理狀態(tài)。在溫度跨度為496m時，橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道無縫線路鋼軌穩(wěn)定性不是橋梁溫度跨度的限制因素[6]。由上述分析可知，在溫度跨度為496 m時，鋼軌受力和變形處于合理狀態(tài)。

綜上所述，當溫度跨度達到496 m時，鋼軌、軌道板檢算均不為控制因素；底座板在最不利荷載工況作用下，達到正常使用極限狀態(tài)。因此，為保證軌道結構能在設計年限內(nèi)正常服役，保證行車的平穩(wěn)性、舒適性和安全性，橋上Ⅱ型軌道結構溫度跨度不宜超過496 m。

圖11　鋼軌與軌道板相對位移Fig.11 Relative displacement between rail and slab

4結論

1)底座板、鋼軌受力隨溫度跨度的增加均有不同程度的增長，當溫度跨度由208 m增大到496 m時，底座板和鋼軌所承受的橋梁伸縮力分別增長68.3%和44.7%，而承受的牽引/制動力則增幅較小，分別為14.9%和21.0%。

2)相同溫度跨度時，橋跨對稱布置在一定程度上能降低橋梁-軌道結構相互作用，此時底座板受力更優(yōu)，但會小幅增加鋼軌受力。

3)本文從軌道結構在不同荷載工況作用下受力和變形的角度，建議鋪設Ⅱ型板式軌道的大跨連續(xù)梁橋極限溫度跨度不宜大于496 m。

4)軌道結構在實際服役過程中，可能發(fā)生滑動層失效、斷板等不利情況，因此，為保證軌道結構能在設計年限內(nèi)正常服役，保證行車的平穩(wěn)性、舒適性和安全性，設計應綜合考慮各種不利因素。若溫度跨度超過496 m時，應重新對底座板進行配筋設計來保證底座板的耐久性、減小鋼軌受力，或采用其他設計來保證結構在服役期間的安全。

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(編輯蔣學東)

Research on the critical expansion length of large span continuous beam bridge for CRTS II slab track

WU Qingsong1,2, REN Juanjuan1,2, LIU Xueyi1,2, LIU Huan1,2

(1.MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031,China;2.School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University , Chengdu 610031,China)

Abstract:Although the structure of large span concrete bridge is widely used in China high-speed railway, the critical expansion length of large span concrete bridge still remains uncertain during the design of CRTS II slab track on bridge. The nonlinear spatial rail-slab-bridge-pier integrated mechanical model was established based on the characteristics of CRTS II slab track on bridge. And the corresponding finite element model was established in finite element software ABAQUS. With the increasing of expansion length, the stress and deformation characteristics of the track structure were studied under different load cases. Both the design theory of CWR on bridge and limit state method were used to track structure check-calculation in force and deformation. The result shows that different track structure has different degrees of growth with the increasing of expansion length. Among the load cases, contractility caused by bridge temperature has a greater influence. When the expansion length reaches 496m, the stress and deformation of the rail and track slab are not achieved the limitations, but the concrete underlayer has reached the serviceability limit state at this time. Therefore, it is suggested that the ultimate expansion length of the large span continuous beam bridge used for laying the CRTS II slab track should not be greater than 496 m.

Key words：railway engineering; CRTS II slab track; concrete underlayer; large span continuous beam bridge; expansion length; limit state method

中圖分類號：U213.244

文獻標志碼：A

文章編號：1672-7029(2016)03-0414-09

通訊作者：任娟娟(1983-)，女，山西霍州人，副教授，博士，從事高速、重載軌道結構與軌道動力學的研究；E-mail: renjuanjuan1983@hotmail.com

基金項目：鐵路總公司科技研究開發(fā)計劃資助項目(2015G001-F)；國家自然科學基金資助項目(51578472)

收稿日期：2015-08-22