用于铺设Ⅱ型板式轨道的大跨连续梁桥合理温度跨度研究

吴青松，任娟娟，刘学毅，刘欢

(1.西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室，四川 成都 610031；2.西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031)



用于铺设Ⅱ型板式轨道的大跨连续梁桥合理温度跨度研究

吴青松1,2，任娟娟1,2，刘学毅1,2，刘欢1,2

(1.西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室，四川 成都 610031；2.西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031)

摘要:大跨度混凝土桥梁结构型式在我国高速铁路中被广泛采用，但铺设无砟轨道的极限温度跨度成为困扰桥上Ⅱ型板式轨道的设计难题。根据桥上Ⅱ型板式轨道结构特点，建立桥上Ⅱ型板式轨道线-板-桥-墩非线性空间一体化模型，并在有限元软件ABAQUS中建立对应的有限元模型，探索不同荷载工况作用下，轨道结构受力和变形随温度跨度增长的特点，并运用桥上无缝线路设计理论和极限状态法对轨道结构进行检算。研究结果表明：随着温度跨度的增长，轨道结构受力有不同程度的增长，荷载工况中桥梁伸缩影响最大。当温度跨度达到496 m时，钢轨、轨道板检算均满足要求，但此时底座板已达到正常使用极限状态的控制条件。因此，建议用于铺设Ⅱ型板式轨道的大跨连续梁桥温度跨度不宜大于496 m。

关键词：铁道工程；CRTSⅡ型板式无砟轨道；底座板；大跨连续梁桥；温度跨度；极限状态法

CRTSⅡ型板式无砟轨道(以下简称Ⅱ型板式轨道)是我国无砟轨道结构的主要结构型式之一，其在不同线下基础上均为连续结构，为隔离桥梁地段和路基地段轨道结构间的相互影响，在桥台后设置摩擦板和端刺，以形成阻断，受桥梁影响的轨道结构长度为端刺间的距离。桥上Ⅱ型板式轨道结构主要由轨道板、CA砂浆、底座板、滑动层、梁端高强度挤塑板、侧向挡块及弹性限位板等部分组成；台后轨道结构主要包括轨道板、CA砂浆、底座板、摩擦板、摩擦层和端刺等。无砟轨道结构-桥梁相互作用有别于传统有砟轨道梁轨相互作用，且不同轨道结构型式间，桥梁-轨道结构相互作用机理也不尽相同。其中包含钢轨、纵连轨道板以及连续底座板构成的三层连续结构的桥上Ⅱ型板式轨道，在滑动层、固结机构、摩擦板和端刺等共同作用下，轨道结构-桥梁相互作用最为复杂。对于桥上Ⅱ型板式轨道与桥梁相互作用，不同阶段较为典型的研究有：朱颖[1]将轨道结构均简化为等截面的拉压杆件模拟，如道床板(轨道板与底座板)、钢轨等，在此基础上建立梁轨纵向力计算模型，探讨外荷载作用下，轨道结构与桥梁的相互作用；任娟娟[2]将轨道结构简化为三维梁单元，并建立“岔-板-梁-墩”全桥一体化模型，较为准确地分析岔桥纵向相互作用；贾梦雪[3]在充分考虑简支梁桥上Ⅱ型板式轨道结构特点的基础上，建立线板桥墩空间一体化纵向力计算模型，其中轨道板、底座板均采用包含混凝土本构模型的三维实体单元模拟，并在此基础上进行参数研究。总体来看，随着研究的深入，模型逐渐由平面向空间、杆单元到梁单元，再到三维实体单元发展，模型越来越精细化。近年来，随着下部桥梁结构跨越能力的提升，铺设Ⅱ型板式轨道的大跨混凝土桥梁在国内被多次应用，如遂渝线新北碚嘉陵江大桥、京津城际跨北京五环大桥、杭长线跨金华江大桥等，其中跨金华江大桥(预应力混凝土连续梁桥，75 m+4×135 m+75 m)单跨跨度135 m为目前国内铁路客运专线中最大跨度，其温度跨度(相邻两联梁伸缩位移为零处之间的距离[4])达到378 m。尽管大跨桥被广泛采用，但目前针对Ⅱ型板式轨道铺设于大跨桥上的受力特性研究较少。陈小平建议将伸缩力纳入底座板配筋设计中[5]，从无缝线路强度、稳定性及扣件耐久性的角度，提出大跨连续梁桥温度跨度的合理限值为482 m[6]。桥上Ⅱ型板式轨道为统一的整体，且底座板为桥上Ⅱ型板式轨道的主要承力结构，单从无缝线路的角度得出合理温度跨度限值存在一定的局限。针对目前理论落后于实践的现状，对大跨桥上Ⅱ型板式轨道的受力特性研究显得非常有必要。本文在充分把握大跨桥上Ⅱ型板式轨道结构受力特点的基础上，在有限元软件ABAQUS中建立对应的线-板-桥-墩三维空间一体化模型，对轨道结构受力特性随温度跨度增长的变化规律进行探索。并在最不利荷载工况作用下，应用桥上Ⅱ型板式轨道设计理论、桥上无缝线路设计理论及极限状态法对轨道结构各部件进行检算，综合得出铺设Ⅱ型板式轨道大跨桥的合理温度跨度，为大跨连续梁桥桥上CRTSⅡ型板式轨道设计和优化提供参考。

1计算模型及参数

1.1线-板-桥空间一体化模型

根据桥上Ⅱ型板式轨道结构的特点，以及后续分析能合理的增长桥梁温度跨度的需求，取单股轨道，建立桥上Ⅱ型板式轨道线-板-桥-墩非线性空间叠合梁模型，如图1所示。模型中充分考虑了钢轨、轨道板、底座板以及桥梁4层结构间的相互作用，从上到下依次为钢轨、轨道板、底座板、桥梁和墩台，模型两端路基长度、摩擦板长度均取为50 m。模型中连续梁桥(80+i*128+j*128+80)是以京津城际北京跨五环大桥[7](80+128+80)为原型合理构造的大跨连续梁桥，i和j分别为连续梁桥固定支座两边桥跨为128 m的跨数，根据后续分析需求变化i和j数值，增加桥跨截面与北京跨五环大桥中间跨截面相同。连续梁桥两端为32 m 简支梁桥，将对其合理数量进行分析。此外，由于底座板在外荷载作用受压时，侧向挡块能保证其竖向稳定性；受拉时，弹性限位板结构允许其与侧向挡块有相对位移，不受约束，因此侧向挡块在模型中未予以考虑。

图1　线-板-桥-墩非线性空间一体化模型Fig.1 Nonlinear spatial rail-slab-bridge-pier integrated model

在有限元软件中建立对应的有限元模型，其中钢轨、轨道板、底座板、桥梁用三维梁单元模拟，连续梁桥根据实际抗弯截面矩、拉伸刚度用变截面梁单元模拟，且用刚臂来模拟桥梁上下翼缘；扣件、CA砂浆、滑动层、摩擦层简化为相应非线性弹簧模拟，即达到其最大值后，变形增大而受力不再增长；端刺、固结机构和桥梁墩台刚度简化为相应线性弹簧模拟。

1.2连续梁桥梁端配跨分析

我国高速铁路桥隧比例普遍较高，参照我国高速铁路连续梁桥两端简支梁桥布置，几跨到几十跨不等，为方便建模分析，模型中轨道结构受力应与实际相符且不失一般性，有必要探讨连续梁桥两端简支梁桥合理跨数。为确定合理跨数，将模型中连续梁桥替换为32 m简支梁桥，并在其两端分别配置1～5跨简支梁桥，即分别建立3，5，7，9和11跨32 m简支梁桥的模型，对不同配跨数量时，轨道结构与桥梁结构相互作用规律进行探索。模型在桥梁升温、制动和列车荷载作用下，随着简支梁桥跨数从3跨增加到11跨，中间跨简支梁上方钢轨、轨道板和底座板纵向力皆表现出很好的一致性，逐步向11跨时逼近，简支梁桥分别为9跨和11跨时，底座板受力趋于重合，底座板受力如图2所示。根据上述分析结果，在后续的分析中，分别选取5跨简支梁桥作为连续梁桥两端配跨。为后续描述方面，连续梁桥左端5跨简支梁桥从左到右依次编号1～5号，类似的右端为6～10号简支梁桥，中间连续梁桥为11号。

(a)列车荷载作用；(b)制动荷载作用；(c)桥梁升温作用图2　底座板轴向力变化曲线Fig.2 Longitudinal forces of concrete underlayer

1.3主要计算参数及不同温度跨度对应桥跨布置

高速铁路桥梁在设计时，对垂向挠曲变形有严格的要求，相比较而言，随着桥梁温度跨度的增长，桥梁与轨道结构间沿线路纵向的相互作用是确定合理温度跨度的关键。桥上Ⅱ型板中底座板与轨道板均为纵连结构，锚固于路基段的端刺将不同线下基础的底座板受力阻断，同时两端刺间的底座板变形受到抑制。相反，桥梁在温度荷载作用下，能相对自由伸缩，通过底座板与桥面间设置的两布一膜滑动层相互作用，摩擦力在达到最大相互作用力后将不再增长，根据上述受力特点模型中用非线性弹簧进行模拟，最大摩擦力根据摩擦因数、上部轨道结构自重及是否有列车荷载作用确定。类似的也可确定两布摩擦层、扣件纵向阻力非线性弹簧参数，表1中对应数值为最大值。此外，表1中固结机构、桥梁墩台纵向刚度为线性弹簧刚度。

表1　主要荷载参数

注：表中桥梁墩台刚度为实际刚度的1/2；CA砂浆参数取值参照文献[8]和[9]试验数据取值。

为能合理的增长桥梁温度跨度，满足后续分析的需要，本文在京津城际北京跨五环特大桥的基础上，通过逐步在固定支座两端增加128 m长的桥跨数的方式来构造连续梁桥，桥跨截面与实际应用的相同，如表2所示。i=0，j=1，此时对应北京跨五环特大桥，温度跨度为208 m。

表2　不同桥跨布置方式

2桥梁-轨道结构相互作用计算结果

底座板是桥上Ⅱ型板式轨道结构主要承力构件，底座板混凝土施工完成后能够生成横向微细裂纹；在轨道结构服役过程中，在混凝土收缩、温度荷载以及列车荷载往复作用下，混凝土轨道结构开裂是不可避免的，因此设计中不考虑开裂后混凝土底座板抗弯能力，将其视为两端固定在端刺上的轴向拉压杆进行设计。要真实模拟混凝土不同程度、不同位置开裂，非常难实现，故在模型中分别予以不同折减系数来模拟轨道结构不同开裂状态下截面抗拉刚度、抗弯刚度变化。参照无砟轨道设计理论[10]、桥上无缝线路设计理论[4]，综合选取挠曲力、伸缩力、牵引(制动)力进行纵、垂向相互作用力计算，并在后续轨道结构检算时考虑温度荷载。限于篇幅仅以表2中①号连续梁桥对应轨道结构受力特性作为示例，后续编号连续梁桥对应轨道结构的计算与之类似。

2.1挠曲力计算

列车荷载加载模式在文献[4]的基础上增加三跨列车荷载工况的计算。分别考虑轨道结构未开裂、完全开裂两种状态，最不利计算结果如图3所示。当两跨或三跨列车荷载作用于轨道结构时，钢轨、轨道板、底座板挠曲附加力大小接近。在列车挠曲荷载作用下，偏于安全的考虑，轨道结构挠曲力取为最大值包络线。因后续分析构造桥梁最大单跨均为128 m，且采用相同的桥梁截面，引用本小节计算结果在一定程度上是合理的，因此后续分析未对挠曲附加力进行计算。

图3　列车荷载作用下钢轨、轨道板、底座板纵向力变化曲线Fig.3 Longitudinal forces of rail, slab, underlayer with the train load

2.2牵引/制动力计算

牵引/制动荷载荷载集度为轮轨黏着系数与设计标准荷载的乘积[4]，加载长度为300 m。牵引荷载与列车前进方向相反，制动荷载则相反，由于模型为非对称模型且包含非线性因素，有必要分别考虑牵引和制动荷载，在不同位置施加以得到最不利荷载工况。QD288和ZD288荷载工况分别为牵引荷载、制动荷载，加载长度为288 m，其余荷载工况依此类推；QD288-0和QD288-1分别代表轨道结构完整、完全开裂时对应荷载工况。牵引/制动力荷载作用时，最不利荷载工况计算结果如图4所示。轨道结构完全开裂时，钢轨在连续梁桥两端受力最大，达到201.48 kN；轨道板、底座板通过CA砂浆协同受力，轨道板、底座板均在6号固结机构位置处达到最大值，分别为593.30和701.43 kN。

(a)钢轨；(b)轨道板；(c)底座板图4　牵引/制动荷载作用下钢轨、轨道板、底座板纵向力变化曲线Fig.4 Longitudinal forces of rail, slab, underlayer with the traction/brake

2.3伸缩力计算

桥梁温度变化时，桥梁与底座板发生纵向相对位移，纵向相互作用通过滑动层传递。桥梁在升、降温30℃荷载作用下，轨道结构受力表现出很强的对称性；升温荷载作用时，底座板、轨道板以及钢轨的纵向力沿长度方向的分布如图5所示。由图可知，在桥梁升降温荷载作用下，不同折减刚度时，轨道结构受力沿纵向变化规律一致，最值均出现在固结结构位置处。

(a)钢轨；(b)轨道板；(c)底座板图5　桥梁升温30 ℃荷载作用下钢轨、底座板、轨道板纵向轴力变化曲线Fig.5 Longitudinal forces of rail, slab, underlayer with the bridge temperature rise of 30 ℃

大跨桥上Ⅱ型板式轨道在上述列车、牵引/制动和桥梁伸缩荷载作用下，轨道结构受力特性与文献[11]一致，在一定程度上说明本文的计算模型，尤其是对各结构层间的相互作用关系把握的正确性。此外，钢轨升、降温，轨道板与底座板间温差荷载工况作用时，轨道结构相互作用影响较小，文中未予以考虑。由于底座板直接锚固与端刺间，其在混凝土收缩以及温度荷载作用下变形受到抑制，与轨道结构相互作用较弱，因此在后续计算中，底座板内力应用理论进行求解。混凝土收缩变形对底座板的影响用等效降温30℃进行模拟[12]，且后续检算不考虑折减；底座板在考虑温度荷载时取降温30℃，且因处于结构下部，不考虑温度梯度的影响。

2.4不同温度跨度下桥梁-轨道结构相互作用

通过建立不同编号连续梁桥对应的计算模型，可得轨道结构在列车荷载、牵引/制动荷载和温度荷载作用下及不同刚度折减情况下的受力特性，底座板和钢轨最不利受力如图6所示。由计算结果可知，在不同荷载工况作用时，轨道结构受力的峰值出现的位置不同，因此在后期检算时不能用最大值简单相加。由图可知，轨道结构承受的伸缩力整体上随温度跨度的增加而增长，底座板所承受的伸缩力在温度跨度为208 m时为1245.99 kN，而温度跨度为496 m时增长到2096.59 kN，增幅达68.3%；钢轨所承受的伸缩力在温度跨度为208 m时为386.72 kN，而温度跨度为496 m时增长到559.64 kN，增幅达44.7%。轨道结构承受的牵引/制动力则增幅较小，底座板、钢轨所承受的牵引/制动力在温度跨度为208 m时分别为701.43和201.48 kN，温度跨度为496 m时分别为805.63和243.88 kN，增幅为14.9%和21.0%。

当连续梁桥布置方式为③和⑤时，固定支座两边桥跨为对称布置，虽桥跨增加一跨，但温度跨度仍与②和④连续梁桥相同，对比可知，对称布置时，底座板所受伸缩力降低约321.00 kN，其原因是桥梁固定支座两端受力接近，一定程度上减弱轨道结构与桥梁间的相互作用，此时底座板受力更优，但钢轨受力略有增加。

(a)底座板；(b)钢轨图6　不同温度跨度下轨道结构受力Fig.6 Longitudinal forces of track structure with different expansion length

钢轨受力在连续梁桥固结机构及梁端处受力均较大，随着温度跨度的增长，梁端处钢轨受力急剧增加，当温度跨度达到496 m时，钢轨在梁端处受力超过固结机构处。如图7所示。

图7　钢轨伸缩力Fig.7 Longitudinal forces ofrail

3轨道结构检算

桥上Ⅱ型板式轨道结构中轨道板为制板厂预制生产，在承轨台间设置预裂缝，服役过程中允许轨道板沿预裂缝开裂而形成由纵向钢筋串联而成的宽轨枕结构；在升温荷载工况作用下，轨道板发生垂向失稳的可能性较小[13]。此外，在桥上Ⅱ型板式轨道结构中，底座板是轨道结构的主要承力结构。基于上述原因，本文未对轨道板进行检算，重点对底座板和钢轨进行受力和变形的检算。

3.1轨道结构检算方法及评价指标

3.1.1底座板检算方法及评价指标

计算结果表明固结机构处底座板受力最为不利，而该处底座板在普通直线段底座板配筋(58Ф16)的基础上配有加强钢筋。由于底座板受力总是处于平衡状态，未配置加强筋处底座板相对地为“薄弱截面”，受力相对更为不利，因此只检算“薄弱截面”是偏于安全和合理的。

为考虑“拉伸加劲效应”，底座板轴向力-应变关系采用铁科院联合铁三院建议曲线[14]，如图8所示。图中状态Ⅰ为钢筋混凝土共同作用时轴向力-应变曲线，状态Ⅱ为纯钢筋受力时轴向力-应变曲线，中间两条曲线分别为前期设计计算曲线和建议曲线。建议曲线可通过底座板设计参数计算得到，混凝土强度采用设计值。

图8　钢筋混凝土杆件(裂后)轴向拉力与等效应变关系Fig.8 Relationship between longitudinal forces of reinforced concrete member(crack) and equivalent strain

根据桥上Ⅱ型板式轨道伤损等级[15]分级，本文综合选取Ⅱ级伤损对应的裂缝宽度限值(0.3 mm)为正常使用极限状态评判标准。参照设计资料，当钢筋直径为16 mm，裂纹宽度为0.3 mm时，钢筋应力为264 MPa；混凝土底座板钢筋HRB500的抗拉设计强度为435 MPa。通过变形和受力两个方面对底座板是否达到极限状态进行评判，显然正常使用极限状态条件更为严格。

图9　极限状态法检算流程图Fig.9 Flowchart of limit state method check-calculation

3.1.2钢轨检算方法及评价指标

无缝线路结构设计时应对钢轨强度、稳定性、断缝等进行检算，由于桥上Ⅱ型板式轨道稳定性较好，且底座板为主要承力结构，文中并未对钢轨稳定性、断缝等进行检算，仅从钢轨强度和钢轨与锚固系统间的相对位移2个方面进行检算。钢轨最大附加力和牵引/制动应力的容许取值可用下式进行求解：

σf+σz=[σ]-σd-EaΔT

式中：σf，σz，[σ]和σd分别为钢轨附加力、牵引/制动应力，容许应力和动弯应力；E,a和ΔT分别为钢轨弹性模量、线膨胀系数和最大容许降温幅度。U71Mn型钢轨屈服强度为457 MPa，考虑安全系数后，钢轨的容许应力[σ]为352 MPa。扣除钢轨动弯应力，50 ℃的温度荷载，钢轨能承受的最大力为992.40 kN。

扣件系统具有传递荷载、调整轨道几何形位等功用,是无砟轨道的主要部件之一。扣件系统通过预埋套管与轨道板锚固，钢轨与下部基础相对位移主要体现在钢轨与扣件系统间产生相对位移。相对位移较大时，钢轨会带动扣件系统里的橡胶垫板造成胶垫窜出，会影响扣件的正常使用和耐久性。参照文献[4]中WJ-8型扣件纵向阻力曲线，将2 mm作为相对位移限值。

3.2轨道结构检算

3.2.1底座板检算

在温度荷载为主及活载/制动力为主荷载工况作用下，均对底座板受力较大处(如连续梁桥、简支梁桥固结机构处)按相应的荷载组合进行检算，最不利荷载组合检算结果如图10所示，图中虚线为正常使用极限状态钢筋应力控制值264 MPa。由图可知，随着温度跨度的增长，最不利荷载组合对应的钢筋应力也逐渐增大，直到温度跨度达到496 m时，以活载/制动力为主的荷载组合作用时，正常使用极限状态检算钢筋应力σs=258.13 MPa，此时非常接近钢筋应力控制值。因底座板受力和变形影响因素众多，可认为温度跨度达到496m时，底座板达到正常使用极限状态。由上述分析可知，底座板在满足受力和变形的情况下，所能适应的桥上Ⅱ型板式轨道极限桥梁温度跨度约为496 m。

图10　不同温度跨度下底座板钢筋应力Fig.10 Stress of rebar in concrete underlayer with different expansion length

3.2.2钢轨检算

随着温度跨度的增长，钢轨承受桥梁伸缩力、制动力逐渐增大。当温度跨度为496 m时，“牵引荷载QD303-1”和“桥梁降温30 ℃”2种荷载工况作用时，钢轨受力在连续梁桥左活动端达到最不利，最大值直接叠加也仅为803.52 kN，此时钢轨受力处于安全状态。

钢轨在最不利荷载工况组合作用下，钢轨与轨道板间的相对位移如图11所示，钢轨与轨道板相对位移最大值发生在连续梁桥右活动端，最大相对位移值为0.93 mm，小于限值2 mm，此时扣件系统变形处于合理状态。在温度跨度为496m时，桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道无缝线路钢轨稳定性不是桥梁温度跨度的限制因素[6]。由上述分析可知，在温度跨度为496 m时，钢轨受力和变形处于合理状态。

综上所述，当温度跨度达到496 m时，钢轨、轨道板检算均不为控制因素；底座板在最不利荷载工况作用下，达到正常使用极限状态。因此，为保证轨道结构能在设计年限内正常服役，保证行车的平稳性、舒适性和安全性，桥上Ⅱ型轨道结构温度跨度不宜超过496 m。

图11　钢轨与轨道板相对位移Fig.11 Relative displacement between rail and slab

4结论

1)底座板、钢轨受力随温度跨度的增加均有不同程度的增长，当温度跨度由208 m增大到496 m时，底座板和钢轨所承受的桥梁伸缩力分别增长68.3%和44.7%，而承受的牵引/制动力则增幅较小，分别为14.9%和21.0%。

2)相同温度跨度时，桥跨对称布置在一定程度上能降低桥梁-轨道结构相互作用，此时底座板受力更优，但会小幅增加钢轨受力。

3)本文从轨道结构在不同荷载工况作用下受力和变形的角度，建议铺设Ⅱ型板式轨道的大跨连续梁桥极限温度跨度不宜大于496 m。

4)轨道结构在实际服役过程中，可能发生滑动层失效、断板等不利情况，因此，为保证轨道结构能在设计年限内正常服役，保证行车的平稳性、舒适性和安全性，设计应综合考虑各种不利因素。若温度跨度超过496 m时，应重新对底座板进行配筋设计来保证底座板的耐久性、减小钢轨受力，或采用其他设计来保证结构在服役期间的安全。

参考文献：

[1] 朱颖. 大跨桥上纵连板式轨道结构受力分析与试验研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2007.

ZHU Ying. Mechanic analysis and test research of longitudinal connected ballastless track on long span bridge [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2007.

[2] 任娟娟. 桥上无缝道岔区纵连式无砟轨道受力特性与结构优化研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2009.

REN Juanjuan. Research on force characteristics and structural optimization for longitudinal coupled ballastless track turnout on large bridges [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2009.

[3] 贾梦雪. 桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道纵向力影响因素分析[D]. 成都: 西南交通大学, 2011.

JIA Mengxue. Influential factors analysis of longitudinal force on bridges with CRTSⅡ-type slab ballastless track [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2011.

[4] TB10015—2012,铁路无缝线路设计规范[S].

TB100015—2012, Design of railway continuous welded rail [S].

[5] 陈小平. 考虑桥梁伸缩的纵连底座板配筋计算方法[J]. 西南交通大学学报,2012(5):754-760.

CHEN Xiaoping. Calculation of longitudinal connected slab reinforcement considering expansion and contraction of bridge [J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2012(5) : 754-760.

[6] 陈小平. 桥梁温度跨度对CRTSⅡ型板式无砟轨道无缝线路的影响[J]. 华东交通大学学报,2012(3):26-30.

CHEN xiaoping. The influence of bridge expansion length on continuous welded rail of CRTS-Ⅱ slab track [J]. Journal of East China Jiaotong University, 2012(3): 26-30.

[7] 刘凯. 京津城际(80.6+128+80.6)m预应力连续梁设计[J]. 铁道标准设计,2007(2):19-21.

LIU Kai. The design of prestressed continuous beam for beijing-tianjin inter-city(128 + 80.6 + 80.6) m [J]. Railway Standard Design， 2007(2): 19-21.

[8] 刘小泉, 钱中秋, 王小兵, 等. 无砟轨道CRTS混凝土底座板专用界面剂及制备方法: 中国，CN101914328A[P].2010.

LIU Xiaoquan, QIAN Zhongqiu, WANG Xiaobing, et al. Exclusive interface agent and preparation for concrete base layer of CRTS Slab track: China ，CN101914328A[P].2010.

[9] 刘钰. CRTSⅡ型板式轨道早期温度场特征及其影响研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2013.

LIU Yu.Study on characteristics and influences of CRTS II slab track early temperature field [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2013.

[10] 刘学毅, 赵坪锐, 杨荣山, 等. 客运专线无砟轨道设计理论与方法[M]. 成都: 西南交通大学出版社, 2010.

LIU Xueyi, ZHAO Pingrui, Yang Rongshan, et al. The design theory and method for ballastless track on passenger dedicated line [M]. Chengdu: Southwest Jiaotong University Press, 2010.

[11] 陈小平. 大跨度连续梁桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道伸缩附加力的影响因素分析[J]. 福州大学学报(自然科学版),2012(3):383-387.

CHEN Xiaoping. Analysis on influencing factors of additional expansion and contraction forces between CRTS Ⅱ slab ballastless track and long-span continuous beam bridge[J]. Journal of Fuzhou University (Natural Science Edition), 2012(3):383-387.

[12] 铁道部工程管理中心. 京津城际城市轨道交通工程CRTSⅡ型板式无砟轨道技术总结报告[R]. 北京: 中国铁道出版社，2008.

The Ministry of Railways Engineering Management Center. The CRTS-Ⅱslab track technology summary report of the beijing-tianjin inter-city rail traffic engineering [R]. Beijing: China Railway Press, 2008.

[13] 曾毅. 纵连式轨道板垂向稳定性研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2014.

ZENG Yi. Research on vertical stability of the longitudinal coupled slab track [D] . Chengdu: Southwest Jiaotong University , 2014.

[14] 铁道部工程管理中心. 高速铁路轨道技术深化研究-Ⅱ型板式无砟轨道可适应的长大混凝土桥梁温度跨长研究[R].北京：中国铁道出版社，2011.

The Ministry of Railways Engineering Management Center. Deepen research on track technology of high-speed railway- research on the adaptive of CRTS-Ⅱslab track on the large span concrete bridge with large expansion length[R]. Beijing: China Railway Press, 2011.

[15] 铁道部运输局工务部. 高速铁路无砟轨道线路维修规则[S].

Railway Maintenance Department of the Ministry of Railway Transport Administration. The maintenance rules for high-speed railway slab track [S].

(编辑蒋学东)

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

中图分类号：U213.244

文献标志码：A

文章编号：1672-7029(2016)03-0414-09

通讯作者：任娟娟(1983-)，女，山西霍州人，副教授，博士，从事高速、重载轨道结构与轨道动力学的研究；E-mail: renjuanjuan1983@hotmail.com

基金项目：铁路总公司科技研究开发计划资助项目(2015G001-F)；国家自然科学基金资助项目(51578472)

收稿日期：2015-08-22