高速铁路常用跨度简支梁桥桥墩差异沉降对桥上CRTS Ⅱ型板式无砟轨道结构受力影响

Influence of Differential Pier Settlement on Structural Behavior of CRTS Ⅱ Slab Ballastless Track on Simply-Supported Girder Bridges with Common Spans for High Speed Railway

摘要

运用有限元软件建立高速铁路常用跨度简支梁桥和桥上CRTS Ⅱ型板式无砟轨道三维模型，开展桥墩差异沉降对桥上CRTS Ⅱ型板式无砟轨道结构受力影响研究。依托某高速铁路存在桥墩差异沉降工点，开展常用跨度简支梁桥抬升对无砟轨道结构受力影响试验验证。结果表明：多跨简支梁桥单一桥墩沉降时，主要影响相邻2跨简支梁（3个梁缝）范围内CRTS Ⅱ型板式无砟轨道结构的受力，3个梁缝处的无砟轨道结构纵向应变与桥墩沉降均呈线性关系；中间梁缝位置处的无砟轨道纵向应变最大，轨道板和底座板顶面受压、底面受拉，相邻梁缝处的无砟轨道应变逐渐衰减，且应变方向与中间梁缝处的应变相反；3个梁缝处的轨道板与砂浆层黏结界面受剪，桥墩差异沉降超过25 mm时，层间黏结界面受剪破坏，无砟轨道即为分层结构，而非原设计中假定的组合结构。

Abstract

A three-dimensional model of the CRTSⅡ slab ballastless track on a simply-supported beam bridge with a common span for high-speed railway was established using finite element software. A study was conducted on the influence of pier differential settlement on the stress of the CRTSⅡ slab ballastless track structure on the bridge. Relying on a pier differential settlement site on a certain high-speed rail line, experimental verification was carried out on the stress of the ballastless track during the lifting process of the simply-supported beam bridge with a common span. The results indicate that when a single pier settles in multi-span simply-supported beam bridge, the mechanical behavior of the CRTS Ⅱ slab ballastless track structure is primarily affected within the range of the adjacent two spans (three beam joints). The longitudinal strain of the ballastless track structure at the three beam joints exhibits a linear relationship with the pier settlement magnitude. The longitudinal strain of the ballastless track is maximum at the middle beam joint, where the top surfaces of the track slab and base plate are under compression while the bottom surfaces are under tension. The strain of the ballastless track at adjacent beam joints gradually attenuate, with strain directions opposite to those at the middle joint. The bonding interface between the track slab and mortar layer at the three beam joints is subjected to shear. When differential pier settlement exceeds 25 mm, shear failure occurs at the interlayer bonding interface, transforming the ballastless track into a layered structure rather than the composite structure assumed in the original design.

Graphical abstract

关键词

高速铁路 / CRTS Ⅱ型板式无砟轨道 / 简支梁 / 桥墩 / 差异沉降 / 结构受力

Key words

High speed railway / CRTSⅡ slab ballastless track / Simply-supported girder / Pier / Differential settlement / Structural behavior

国内外高速铁路无砟轨道运营实践表明，该类型线路具有稳定性高、维修工作量少和耐久性好等优点^［1］。纵向连续的CRTS Ⅱ型板式无砟轨道是我国无砟轨道结构形式之一，主要应用于设计速度350 km · h^-1的高速铁路。截至2024年底，正线铺设延展里程约8 710 km。通过对京津（含延长线）、京沪、京广（京石武）、沪昆（上海-新化南）、宁杭、津秦、合蚌共7条铺设CRTS Ⅱ型板高速铁路线路的调研发现，各条线路桥梁长度占线路里程比例为63%~81%，平均为70%，如图1所示。桥梁类型以常用跨度预应力混凝土简支梁桥为主，其中32 m跨度简支梁桥占桥梁总里程的93.8%^［2］。

桥上CRTS Ⅱ型板上层为纵向钢筋连接的预制单元轨道板，下层为纵向连续的现浇底座板，中间砂浆层为轨道板与底座板间的垫层，主要功能为施工调整、传递荷载及约束轨道板^［3］。原设计文件中将“轨道板+砂浆层+底座板”简化为组合结构，桥上CRTS Ⅱ型板如图2所示。

近年来由于地下水超量开采，我国华北和长三角地区出现了多处地面沉降区域。多条途径地面沉降区域的采用CRTS Ⅱ型板的高速铁路出现了沉降，见表1。可见部分相邻桥墩差异沉降已超规范限值5 mm。

相邻桥墩差异沉降造成的轨道不平顺给高速铁路安全运营带来隐患，由于CRTS Ⅱ型板结构跨梁缝连续铺设，差异沉降对超静定结构的CRTS Ⅱ型板结构受力影响显著。国外铺设纵向连续无砟轨道结构的案例较少，国内可供参考的案例比较缺乏，可供借鉴的研究资料有限。因此本文基于常用跨度32 m简支梁和CRTS Ⅱ型板结构特征，建立三维细化分析模型，研究多跨32 m简支梁相邻桥墩差异沉降对桥上CRTS Ⅱ型板结构受力影响，并依托某高速铁路线路桥墩差异沉降工点，开展常用跨度简支梁抬升对CRTS Ⅱ型板结构受力试验验证，研究结论可为后期养护维修和规范编制提供参考。

1 模型和参数

高速铁路桥上CRTS Ⅱ型板包括：轨道板、砂浆层、底座板、“两布一膜”滑动层、剪力齿槽等部件^［4-7］，以及钢轨、扣件、梁体等，建模时均考虑在内，如图3所示。

基于有限元软件建立梁体以及梁上CRTS Ⅱ型板三维实体模型。轨道板与砂浆层、砂浆层与底座间均考虑黏结，采用界面接触模拟。“两布一膜”滑动层纵向采用非线性弹簧模拟。固定支座完全阻止桥墩的位移，不考虑活动支座的摩擦阻力。梁体在固定支座上方与底座板之间设置剪力齿槽作为固结机构相互连接，固结机构采用实体单元模拟，按刚性考虑。模型中CRTS Ⅱ型板暂按组合结构（参考原设计）考虑。

模型参数^［8-11］如下：钢轨采用CHN60轨；扣件阻力无载时取30 kN · m^-1·线^-1，有载时取60 kN · m^-1 · 线^-1，屈服位移取0.5 mm。简支梁支座布置方式为4×（固+活）；轨道板的长、宽和厚分别为6.45，2.55和0.20 m，采用C55混凝土，轨道板顶每隔0.65 m设置1道V型槽预裂缝；底座板的宽和厚分别为2.95和0.19 m，采用C30混凝土；每块轨道板下的砂浆纵向阻力取410 kN；轨道板和底座板混凝土、钢筋及砂浆层弹性模量按规范^［12-13］取值。桥上“两布一膜”滑动层的摩擦系数按既有研究报告^［14-15］选取，如图4所示。系数按0.3取值，“两布一膜”滑动层可直接向传递竖向荷载。

2 有限元分析

本文建立4×32 m简支梁及梁上CRTS Ⅱ型板结构有限元模型，分析相邻桥墩差异沉降^［16-17］影响范围，以及不同差异沉降量值对桥上CRTS Ⅱ型板结构受力影响。相较无砟轨道横向截面刚度，钢轨横向截面刚度可以忽略，因此有限元模型中并未考虑钢轨。桥上CRTS Ⅱ型板结构有限元模型如图5所示。

为模拟3#桥墩沉降3 cm工况，假设相邻2#和4#墩墩顶无砟轨道、梁体、桥墩高程无变化，3#墩墩顶无砟轨道、梁体、桥墩高程均同步沉降3 cm，如图6所示。进行3#墩沉降工况下桥上CRTS Ⅱ型板结构受力特征和影响范围分析。

图7给出了中间桥墩沉降3 cm工况下CRTS Ⅱ型板结构纵向应变分布特征和影响范围的计算结果，下文中CRTS Ⅱ型板结构应变受拉为正，受压为负。

由图7可见：3#墩沉降时，CRTS Ⅱ型板结构受力影响范围主要集中在相邻2孔梁跨内，3#墩梁缝处轨道板顶受压，底座板底受拉，2#和4#墩梁缝处轨道板和底座板受力与之相反，3#墩梁缝处轨道板和底座板纵向应变变化量大于2#和4#墩梁缝处，2#，3#和4#墩梁缝处底座板底应变呈正三角形分布，而轨道板呈倒三角形分布。

为了研究相邻桥墩不同差异沉降、不同工作温度等因素对底座板和轨道板的受力特性的影响规律，计算模型考虑4跨简支梁（5个梁缝），主要针对中间2跨简支梁（3个梁缝）范围内底座板和轨道板受力特性进行分析，分析计算工况如下。

工况1：不同差异沉降时底座板和轨道板的受力特性。

工况2：CRTS Ⅱ型板混凝土弹性模量不同折减时底座板和轨道板的受力特性。

2.1　不同差异沉降时底座板和轨道板的受力特性

结合现场实际情况，分别计算3#墩沉降1，3和5 cm时底座板和轨道板纵向应变，结果如图8所示。

由图8可见：随着3#墩沉降的增加，2#，3#和4#墩梁逢处轨道板和底座板应变呈线性增大，2#和4#墩梁逢处应变小于3#墩梁逢，3#墩梁缝处轨道板顶受压和底座板底受拉，2#和4#墩梁缝处轨道板顶受拉，底座板底受压。考虑到轨道板弹性模量大于砂浆层和底座板，轨道板、砂浆层和底座板作为组合结构，组合结构换算截面的重心更靠近上侧，因此同一桥墩在相同沉降条件下底座板纵向应变变化较轨道板大。

2.2　CRTS Ⅱ型板混凝土弹性模量不同折减时底座板和轨道板受力特性

冬季低温时CRTS Ⅱ型板混凝土开裂，纵向刚度下降。为模拟CRTS Ⅱ型板混凝土开裂状态，混凝土弹性模量按不折减、折减为0.8倍（混凝土开裂后）和折减为0.3倍（不考虑混凝土贡献）取值，计算3#墩分别沉降1，3和5 cm时底座板和轨道板的纵向应变，结果如图9—图11所示。

由图9—图11可见：3#墩梁缝处底座板底受拉，应变受混凝土弹模折减影响明显，考虑到轨道板顶受压，应变受混凝土弹模折减影响较小。

底座板底应变随弹模折减量的变化规律如图12所示。

由图12可见：3#墩沉降1，3和5 cm时，3#墩梁缝处底座板底应变随着弹模折减而呈线性变化。

3 试验验证

考虑到针对相邻桥墩差异沉降过程开展试验验证难以实现，因此结合某高速铁路相邻桥墩差异沉降区段，通过抬梁措施进行整治，开展梁体抬升对CRTS Ⅱ型板结构受力影响试验研究。抬升过程中桥梁和轨道结构的受力、变形与沉降过程反对称，抬升速度控制在3 mm · min^-1以内，以消除抬升过程中桥梁和轨道结构的受力、变形的动态影响。基于前期分析，选取相邻2孔32 m简支梁、3个桥墩范围内的CRTS Ⅱ型板作为试验对象。其中2#墩与1#，3#墩差异沉降30 mm，抬升2#墩墩顶梁体并在梁体与支座间加塞30 mm厚钢板，进而实现差异沉降整治。选取CRTS Ⅱ型板合拢温度时段开展试验研究，此时CRTS Ⅱ型板混凝土裂缝处于闭合状态。测试内容包括1#，2#和3#墩梁缝处轨道板和底座板顶底板、砂浆层应变，测点布置如图13所示。

2#墩墩顶梁体抬升过程中CRTS Ⅱ型板左、右侧受力对称，试验结果以右侧数据为例进行分析，梁体抬升过程中1#，2#和3#墩梁缝处CRTS Ⅱ型板纵向应变如图14所示。

由图14可见：2#墩墩顶梁体抬升过程中，1#，2#和3#墩梁缝处轨道板、砂浆、底座板应变变化量随抬升增加呈线性增大；1#和3#墩梁缝处轨道板、底座板上表面受压，下表面受拉，砂浆受压，2#墩梁缝处轨道板、底座板上表面受拉，下表面受压，砂浆受拉；考虑到轨道板上表面设置了V型槽预裂缝，因此轨道板顶应变量略大于底座板顶。

2#墩墩顶梁体抬升30 mm时，1#，2#和3#墩梁缝处CRTS Ⅱ型板应变沿截面高度分布如图15所示。

由图15可见：2#墩墩顶梁体抬升30 mm时，2#墩梁缝处CRTS Ⅱ型板应变远大于1#和3#墩梁缝处；2#墩梁缝处轨道板和底座板顶面受拉、底面受压，砂浆层受拉，轨道板与砂浆层、砂浆层与底座板间最大剪切应变分别为115×10^-6和-34×10^-6；1#和3#墩梁缝处轨道板和底座板顶面受压、底面受拉，砂浆层受压，轨道板与砂浆层、砂浆层与底座板间最大剪切应变出现在3#墩墩顶，分别为-30×10^-6，-6×10^-6；1#，2#和3#墩梁缝处砂浆层均与底座板顶面应变同号，与轨道板底面应变反号，表明轨道板与砂浆层界面处于受剪状态，随沉降增加，层间黏结发生剪切破坏时，组合结构即转变为分层结构，破坏面出现在轨道板与砂浆层之间，砂浆层与底座板协同受力；桥墩差异沉降达到30 mm时，砂浆层与轨道板、底座板间最大剪切应变为115×10^-6，考虑到砂浆材料拉应变达到100×10^-6时开裂，因此桥墩差异沉降超过约25 mm时，轨道板与砂浆层间黏结界面受剪破坏。

在前述模型基础上，将轨道板和底座板按分层结构考虑，计算分析试验工点CRTS Ⅱ型板应变。钢筋混凝土结构检算结构变形时，截面刚度按0.8E_cI（E_c为混凝土的受压弹性模量，I为换算截面惯性矩）计算。考虑低温时CRTS Ⅱ型板混凝土已经开裂，因此将CRTS Ⅱ型板混凝土弹性模量按折减为0.8倍考虑。考虑到轨道板间均设置板间接缝以及轨道板上表面设置了V型槽预裂缝的影响，而底座板为等截面，且纵向连续铺设，底座板纵向刚度较轨道板更均匀，因此主要对比分析底座板底压应变。计算结果与试验结果对比如图16所示。

由图16可知：2#墩梁缝处底座板底纵向压应变的分析结果与试验结果特征相近，由于受混凝土弹性模量取值的影响，底座板底应变与梁体抬升量的斜率k分析结果较试验结果偏小约9%，分析结果可获得CRTS Ⅱ型板纵向应变与墩顶沉降或梁体抬升量的关联关系。

4 结论

（1）多跨简支梁单一桥墩沉降时，主要影响相邻2跨（3个梁缝）范围内CRTS Ⅱ型板结构，3个梁缝处的CRTS Ⅱ型板结构纵向应变与桥墩沉降均呈线性关系。

（2）中间梁缝处CRTS Ⅱ型板应变量最大，轨道板和底座板顶面受压、底面受拉，相邻梁缝处CRTS Ⅱ型板应变逐渐衰减，且应变符号与中间梁缝处相反。

（3）3个梁缝处的轨道板与砂浆层黏结界面受剪，桥墩差异沉降超过25 mm时，层间黏结界面受剪破坏，无砟轨道即为分层结构，而非原设计中假定的组合结构。

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