高速铁路桥头刚性楔形搭板受力特性及适应性研究

赵才友 王 平 田洪宁

(西南交通大学土木工程学院，610031，成都∥第一作者，博士研究生)

高速铁路桥头过渡段处设置刚性楔形搭板是目前较为常见的处治不均匀沉降的方法之一。但目前对刚性楔形搭板的研究很少考虑到搭板与路堤变形的耦合，无法反映路基与搭板不同接触状态时搭板受力状态的变化。由于搭板下脱空区长度的随机性，造成了搭板设计方法和受力大小的不确定性。本文考虑搭板与路基的不同接触状态建立其三维分析模型，应用接触分析方法，通过模拟不同的地基沉降值，对搭板的变形与力学性状进行分析，得出了搭板与路基不同接触状态时搭板的受力状况和其对不同地基沉降值的适应能力，以期对搭板在实际工程中的应用有所指导。

1 仿真分析计算模型

路桥过渡段刚性楔形搭板处理方式如图1所示。考虑到轨道结构的对称性，取半边轨道进行分析，建立图2所示的有限元分析模型。模型中各参数取值见表1。边界条件为:路堤底面的地基沉降量为Δ，y=0(侧面Y方向位移为0)，路堤与桥台接触面纵向位移为0，轨道板和HGT层(水硬性支撑层)与桥台接触面竖向位移为0，搭板一端简支于桥台，简支长度为0.6 m，另一端自由搁置于路基上。集中荷载P=125 kN，沿钢轨纵向从桥台端向路基端移动。

图1 路桥过渡段刚性楔形搭板处理方式示意图

图2 有限元分析模型

表1 路桥过渡段搭板处理有限元分析模型主要计算参数

我国铁路规范《客运专线无碴轨道铁路设计指南》规定:路桥或路隧交界处的差异沉降不应大于5 mm，过渡段沉降造成的路基与桥梁或隧道的折角不应大于1/1 000。故本文把地基沉降量Δ的变化范围确定为0～15 mm。各工况计算参数如表2所示。

表2 计算工况参数表 m

2 搭板与路基填土不同接触状态时的力学分析

2.1 完全弹性支承

图3为工况1的搭板弹性支承于路基填土上时搭板钢轨纵面下底部的弯拉应力图。图中系列1～16为轴载作用点从桥台至路基沿着搭板纵向移动时的不同工况。从中可以看出，搭板底部在各种工况荷载作用下的应力曲线呈波浪型变化，随着轴载的移动，搭板底纵向应力出现两个峰值，一个是轴载作用处，另一个是搭板支撑桥台端。其中，轴载作用处应力峰值先增加，在距桥台4.2 m处达到最大值(为0.375 MPa)，然后逐渐缓慢减小。搭板支撑桥台端应力峰值随着轴载移动先增加再减小，在3.0 m处达到最大值(0.635 MPa)。

图3 搭板底部纵向弯拉应力图

图4 给出了工况1的路基顶面竖向应力。可以看出，随着轴载从桥台端移动至路基端，路基顶面竖向应力曲线亦呈波浪型变化，其峰值出现在轴载作用处;随着轴载从桥台端移动至路基端，路基顶面竖向应力值逐渐增大。荷载在桥台端时的路基顶面竖向应力比路基端小。

图4 路基顶面竖向应力图

工况1台后不均匀沉降如图5所示，由不均匀沉降引起的折角如图6所示。由图5、6可以看出，路基上由于列车通过引起的地基沉降约为0.465 mm，而桥台上由于下部基础相对较好，沉降很小，可认为等于0;在路桥过渡段范围内由于地基不均匀沉降引起的最大折角为0.444‰，远小于1‰的折角限值。

图5 台后不均匀沉降图

图6 不均匀沉降引起的折角图

2.2 部分脱空

图7 为工况1的搭板部分脱空时(脱空长度为2.7 m，即搭板自由长度的一半)，搭板钢轨纵面下底部的弯拉应力变化曲线。其变化规律与图3类似。轴载作用处峰值出现在距离桥台3.0 m处，为0.405 MPa，相对于完全弹性支撑增加了8%，搭板支撑桥台端应力峰值亦在此处出现，最大值为0.750 MPa，较完全弹性支撑增加了18.11%。

图7 搭板底部纵向弯拉应力图

图8 反映了路基顶面竖向应力，可以看出，脱空区长度范围内的竖向应力为0，表明采用单元生死技术能很好地模拟搭板部分脱空和部分弹性支撑的现象。脱空区为2.7 m时，搭板弹性支撑的长度有较大减少，从而导致靠近脱空区的弹性支撑处路基顶面竖向应力增加较为明显。随着轴载的移动，路基竖向应力出现两个峰值:一是靠近脱空区的弹性支撑点，最大竖向应力出现在距离桥台4.2 m处;二是轴载作用处。

图8 路基顶面竖向应力图

部分脱空时台后不均匀沉降如图9所示，由不均匀沉降引起的折角如图10所示。由图9、10可以看出，路基上由于列车通过引起的地基沉降约为0.465 mm，而桥台上由于下部基础相对较好，沉降很小，可近似为0;在路桥过渡段范围内由于地基不均匀沉降引起的最大折角为0.542‰，小于1‰的折角限值。

图9 台后不均匀沉降图

图10 不均匀沉降引起的折角图

2.3 完全脱空

搭板在使用过程中，由于路基的沉降变形作用，搭板下的脱空区长度逐渐增加，如不及时采取养护措施，搭板下有可能出现完全脱空现象，搭板受力状态也转化为一端弹性支承于路基，一端简支于桥台牛腿的简支结构。图11为搭板完全脱空时搭板底纵向应力。由图11可以看出，由于搭板弹性支撑长度的急剧减少，导致靠近脱空区的弹性支撑处路基顶面竖向应力增加剧烈;随着轴载的移动，路基竖向应力有两个峰值，一是靠近搭板路基端，最大竖向应力出现在距离桥台4.2 m处，其值为1.11 MPa，较部分脱空增加了48%;二是轴载作用处，其最值较完全弹性支撑增加了78.4%。可见搭板完全脱空时，其受力状态将严重恶化。

图11 搭板底部纵向弯拉应力图

图12 反映了路基顶面竖向应力。可以看出，脱空区范围内的路基土体不再提供支撑反力，支撑搭板一端的路基竖向应力明显增加，最大值达到27.18 kPa，远大于部分脱空时的路基顶面竖向应力。

图12 路基顶面竖向应力图

完全脱空时台后不均匀沉降如图13所示，由不均匀沉降引起的折角如图14所示。可以看出，路基上由于列车通过引起的地基沉降约为0.465 mm，而桥台上由于下部基础相对较好，沉降很小，可近似为0;在路桥过渡段范围内由于地基不均匀沉降引起的最大折角为0.578 89‰，仍小于1‰的折角限值。

图13 台后不均匀沉降图

图14 不均匀沉降引起的折角图

3 刚性搭板对地基沉降适应性分析

完全弹性支承下地基沉降量Δ分别为5 mm、10 mm、15 mm时，过渡段的力学性能如图15。

图15 搭板底部纵向弯拉应力图

由图15可以看出，随着荷载的移动，搭板底纵向应力出现两个峰值，一是搭板中部，另一个是搭板桥台支撑处，两个峰值都随着地基沉降的增大而增大。其中搭板桥台支撑处峰值变化较为剧烈，地基沉降量为 5 mm、10 mm、15 mm时，峰值依次为11.4 MPa、22.7 MPa、34.011 MPa。这是由于随着地基沉降的增加，铰接在桥台牛腿上的搭板转动的角度增大，使搭板桥台端弯矩变大，进而导致搭板受力增大，尤其是搭板桥台端应力集中更加明显。这对搭板受力极为不利。因此搭板配筋设计时宜以地基发生沉降最大容许值的受力状态做为参考。

由不均匀沉降引起的折角如图16所示。从图16可以看出，地基沉降量依次为5 mm、10 mm、15 mm时，由于列车反复作用引起的路基最大折角分别为0.988 2‰、2.00‰、3.01‰。因此，工况1 刚性搭板只能适用于处理地基沉降在5 mm以内的桥头路段。

图16 不均匀沉降引起的折角图

4 计算结果分析

表3为不同接触状态时过渡段的计算结果。可以看出:

①随着脱空区长度的增加，搭板及轨道板板底纵向应力增加。

②搭板与路基土接触状态不同时，引起搭板板底最大纵向应力的载荷位置在桥台与1/2倍板长之间，随着脱空区长度的增加，最不利载荷位置与桥台的距离增加。

③搭板发生完全脱空时，长且厚的搭板比短而薄的搭板底部纵向应力大。

④随着地基沉降的增加，路基面最大折角变大;随着搭板变厚变长，路基面最大折角变小。若按1‰作为判断桥头“跳车”发生的标准，则工况1搭板适用于处理地基沉降在5 mm以内的桥头路段;工况2搭板适用于处理地基沉降在10 mm以内的桥头路段;工况3搭板适用于处理地基沉降在15 mm以内的桥头路段。

表3 不同接触状态时过渡段计算结果

5 结论

(1)搭板与路基不同接触状态时的力学性能分析表明，当搭板完全弹性支撑于路基上时，板底纵向应力较小;随着脱空区长度的增加，板底纵向应力增加;当搭板与路基完全脱空时，其受力形式等同于简支板。因此，搭板脱空长度是影响搭板受力状态的主要因素。设计时，可保守地按照简支板进行搭板的内力计算配筋。

(2)搭板在桥台铰结处受力较多，这同时对桥台受力不利，应对此处做特殊强化设计。

(3)搭板对地基沉降的适应性分析表明，地基沉降的增大将引起路基面折角的增大，从而产生桥头晃车现象。因此，地基沉降是影响路基面折角的主要因素。

(4)不同的搭板设置参数对轨道刚度和不均匀沉降的发展影响较大。搭板在受载荷时一方面由于路基下沉引起折角，另一方面由于自身挠曲引起折角，路基下沉同路基特性有关，搭板挠曲则可通过增加抗弯刚度进行控制。当不考虑地基沉降时，为了使轨道刚度和路基变形变化均匀，建议采用工况1的计算参数。

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