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1、1,单 位：中国铁道科学研究院,京 沪 高 速 铁 路纵连板式无砟轨道设计原理与方法,内容提要,2,高速铁路轨道结构概述 纵连板式轨道结构概述 路基上纵连板式无砟轨道设计原理 桥上纵连板式无砟轨道设计原理 开展的相关工作 结束语,高速铁路轨道结构概述 纵连板式轨道结构概述 路基上纵连板式无砟轨道设计原理 桥上纵连板式无砟轨道设计原理 开展的相关工作 结束语,高速铁路轨道结构概述,3,4,高速铁路轨道结构从总体上分为有砟轨道和无砟轨道。两类轨道结构在技术经济性方面具有一定的差异，世界各国均根据自己的国情路情合理选用，以取得最佳的技术经济效益。,法国-有砟轨道,德国-无砟轨道,5,随着列车运行速度
2、的不断提高，有砟轨道道砟粉化及道床累积变形的速率随之加快，须通过轨道结构强化措施来满足高速铁路对线路的高平顺性、稳定性、减少频繁线路维修工作的要求。自上世纪60年代，国外在研究强化有砟轨道的同时，相继研发了以“高平顺性”和“少维修”为主要目标的无砟轨道结构，随着无砟轨道技术经济性的不断完善，其在高速铁路上的应用范围愈来愈广，日本、德国、韩国、我国台湾等后期修建的高速铁路中无砟轨道所占比例均在90%以上。,纵连板式,双块式,单元板式,6,我国高速铁路建设中采用的无砟轨道型式如下:,纵连板式,纵连板式轨道结构概述,7,高速铁路轨道结构概述 纵连板式轨道结构概述 路基上纵连板式无砟轨道设计原理 桥上
3、纵连板式无砟轨道设计原理 开展的相关工作 结束语,8,纵连板式无砟轨道技术引进于德国Max Bgl公司，该轨道系统的前身是1979年铺设在“卡尔斯费尔德-达豪”试验段上的一种预制板式轨道，该轨道系统的组成类似于日本新干线板式轨道；它吸收了轨枕埋入式无砟轨道整体性和板式轨道制作和施工便利的特点，并在后续研发工作进行了优化改进。,纵连板式无砟轨道在德国科隆至法兰克福高速铁路A标段、纽伦堡至因格斯塔特高速铁路北段（35km）两项高铁线路上经受了工程实践的检验。,纵连板式无砟轨道试验段,9,整体板式板与板连接横向施加预应力,纽伦堡-因格斯塔特路基上轨道结构,纽伦堡-因格斯塔特隧道内轨道结构,纵连板式无
4、砟轨道系统在德国应用情况,纵连优点：有效约束板端在活载、温度梯度等荷载 作用下翘曲变形，较好地保证线路平顺 性。,德国桥上无砟轨道型式？,10,德国的各种无砟轨道形式采用的技术标准是DS804和AKFF（无砟轨道工程技术要求纲要 2002），根据桥梁的长度分别对桥上无砟轨道设计进行了明确的规定。短桥：指桥长在25m以下的桥梁，通常是单跨简支梁桥或刚架桥；长桥：指25m以上的单跨、多跨简支或连续梁桥。,德国桥上无砟轨道应用情况,11,短桥上无砟轨道可连续铺设，在道床板底部铺设滑动层，通过在道床板两侧设置侧向挡块固定其横向位置。但为避免梁端转角对无砟轨道受力的影响以及满足顶梁要求，无砟轨道在梁端接
5、缝处必须断开。,德国桥上无砟轨道应用情况,德国短桥上无砟轨道构造特征,12,长桥上无砟轨道不允许连续铺设，轨道板的长度一般在4.05.0m之间，板间隔缝为0.1m。在梁跨间接缝及桥梁与桥台间接缝位置，同样为避免梁端转角对无砟轨道受力的影响以及满足顶梁要求，无砟轨道须在接缝处断开。长桥上轨道板与底座混凝土板间应设置隔离层，必要时顶起轨道板进行更换。,德国桥上无砟轨道应用情况,德国长桥上无砟轨道构造特征,13,纽伦堡-因格斯塔特桥上轨道结构,博格型无砟轨道在德国桥上应用情况,桥上轨道板外形尺寸：4.50m2.55m0.30m,尺寸 限位措施,14,京津城际铁路纵连板式无砟轨道的应用情况,针对京津城
6、际铁路高架桥为主的线路特征，为避免桥上过多使用补偿板、加快施工进度，设计提出了长桥上无砟轨道设计新方案（简称“长桥新方案”），并进行了技术论证。,京津城际铁路高架桥,京津城际铁路高架桥上轨道结构,15,京津城际铁路纵连板式无砟轨道的应用情况,长桥新方案与目前德国、日本已建高速铁路桥上无砟轨道的主要差别在于它采用了连续的轨道结构，放弃了长桥上无砟轨道必须设置断缝并在梁端接缝处断开的设计原则。,京津城际铁路桥上无砟轨道采用长桥新方案，路基上无砟轨道采用既有方案。,既有长桥方案,长桥新方案,采用了连续的轨道结构（预制轨道板底座板），放弃了长桥上无砟轨道必须设置断缝并在梁端接缝处断开的设计原则。为解决
7、轨道结构连续带来的影响，分别采取了以下措施。,16,特点,京津城际铁路桥上纵连板式无砟轨道设计思路,17,不传递纵向力,减弱梁端转角对轨道结构的影响,传递纵向力,1,2,3,轨道在梁端的受力问题？,桥梁伸缩对轨道受力影响的问题？,纵向力的传递问题？,优点：从而避免桥梁伸缩对底座混凝土板受力的影响，也可以避免长桥上钢轨伸缩调节器的设置。,京津城际铁路桥上纵连板式无砟轨道设计思路,18,限制横向位移,保证轨道屈曲稳定性,4,5,轨道横向受力的问题？,轨道稳定性的问题？,京津城际铁路桥上纵连板式无砟轨道设计思路,设计认为桥跨间纵向连接刚度的加大可以使得桥上的纵向力在桥跨间更为均匀的分配；另外在桥台后
8、采用了“端刺+摩擦板”的方案，解决底座混凝土板自桥梁至路基过渡的问题，使桥上纵向力不影响端刺以外路基上的轨道结构。,19,台后“端刺+摩擦板”方案,6,桥上纵向力传递问题？,京津城际铁路桥上纵连板式无砟轨道设计思路,路基上纵连板式无砟轨道设计原理,20,高速铁路轨道结构概述 纵连板式轨道结构概述 路基上纵连板式无砟轨道设计原理 桥上纵连板式无砟轨道设计原理 开展的相关工作 结束语,在路基上，轨道板铺设在水硬性材料支承层上（HGT，最小厚度为30cm厚），HGT下设防冻层等，轨道板和HGT间灌注沥青-水泥砂浆（CA砂浆）垫层保证两者的可靠粘结。,路基上无砟轨道结构构造,标准轨道板设计流程,标准轨
9、道板设计流程,路基上轨道结构,标准轨道板设计模型,约束条件：弹簧系数确定依据混凝土年鉴（1987 年）规定。截面信息：采用轨道和HGT换算截面，按刚度等效的原则换算为0.196m厚度。计算荷载：活载250kN（UIC71）考虑动力效应50%和弯道上20%的附加力。温度：系统温差40。预应力：两端连接部位，按650kN计。,标准轨道板纵向设计计算,根据规范中关于荷载规定，在无砟道床的承重结构中，可以将集中荷载（450kN）分布在轨道的3个支撑点。,标准轨道板纵向设计计算-活载,轨道板在纵向是通长的，将轨道板近似认为两端固定的杆件考虑，故在系统温差作用下：T=1.010-540=0.4混凝土的收缩
10、变形依据DIN4227进行，考虑自14天收缩变形。s,=-0.23,轨道板,混凝土受压检算（温度+活载组合）总=3.5+15.6=19.1MPaVB=30/19.1=1.57钢筋受拉检算（温度+收缩组合）考虑到轨道板的钢筋（620）布置在轨道板的中部，所以不计入活载作用下钢筋受力，仅考虑在降温和混凝土收缩情况下钢筋的应力，如下，钢筋=0.632.1105132.3MPa286MPa=500MPa/1.75,标准轨道板纵向设计计算-温度和收缩荷载,在轨道板接缝部位，只有620的钢筋连接，根据轨道板内部钢筋受拉检算结果，检算接缝部位钢筋受力，同时控制裂缝宽度。在降温和收缩共同作用下，轨道板承受的轴
11、向力为：N=钢筋*A钢筋=132.3MPa3.1610-3m2=418kN在截面B（接缝）部位，考虑纵向连接可以共可以提供650kN=300kN预压荷载，计算钢筋应力为：连接钢筋=（418-300）kN/1.8810-3m2=62.7MPa连接=62.7/210000=0.3L=650mm0.3=0.195mm另外，根据活载作用下轨道板的弯矩（38.0kNm），计算钢筋应力幅值：Fg1=M/Z=38.0/（0.850.13）=344kN扣除300kN的预应力，Fg2=Fg1-300=44kNg=44kN/1.8810-3m2=23MPa180MPa,标准轨道板纵向接缝设计检算,根据计算结果，最
12、大的支撑反力为107.5kN，HGT支撑层底部宽度为3.25m，纵向间距取0.6m，下部土压力为：土体=107.5/（3.250.6）=55.1KPa在计算中参考混凝土年鉴2000（P299），“在计算最大地面压应力时，如果考虑现已有的冗余，选择动力系数1.17，认为是足够的”土体=55.11.17/（1.21.5）=35.8 KPa认为土体应力小于允许值50 KPa，满足要求。,活载作用下土压力检算,在横向，轨道板简化为65m宽轨枕进行计算，模型为两端带悬臂的简支梁。荷载根据慕尼黑工大拟定的工作表格EI测定（轴重300kN，轮重150kN），并提出该荷载包括所有的荷载组合、动力系数及曲线段行
13、车所造成的附加荷载等，并根据道床形式的不同分别进行计算。,标准轨道板横向设计计算,标准轨道板横向设计计算,横向预应力筋为610，根据DIN 4227计算收缩和徐变系数，有效预应力取870MPa。,计算结果如下：混凝土最大拉应力1.84 MPa，混凝土可以长久承载此应力。,标准轨道板横向设计计算-预应力与活载组合,标准轨道板设计流程,小结,轨道板接缝张拉测试分析温度梯度荷载的测试分析,桥上纵连板式无砟轨道设计原理,33,高速铁路轨道结构概述 纵连板式轨道结构概述 路基上纵连板式无砟轨道设计原理 桥上纵连板式无砟轨道设计原理 开展的相关工作 结束语,设计构造特点,1 新方案中的预制轨道板和底座混凝
14、土板在长桥上是跨过梁缝的连续结构，轨道板结构及外形尺寸不受桥跨的限制，可采用与路基、隧道内一致的轨道板，轨道板本身的制造和安装铺设较既有方案简便。,2 底座混凝土板在每孔桥梁固定支座上方，通过预设齿槽、锚固螺栓（每排728mm）以保证其和桥梁间纵向的可靠连接，其余部位通过在梁面设置滑动层以保持滑动状态，认为可不计桥梁伸缩对无砟轨道的影响。,既有方案,长桥新方案,3 通过梁缝处前后3.1m范围的梁面上铺设5cm厚硬质泡沫塑料板，以减小梁端转角对无砟轨道结构受力的影响。4 通过在底座板两侧设计侧向挡块进行横向限位（底座板与梁面间横向为滑动状态）。5 通过在台后路基上设置摩擦板、端刺等结构，使桥梁纵
15、向力不影响路基段轨道结构。6 在设有排水坡的梁面上喷涂防水层，取消了钢筋混凝土保护层。,39,在长桥新方案中，轨道结构的主承重构件是底座混凝土板，各项设计均是围绕底座混凝土板展开的，以下重点对底座混凝土的设计进行介绍。,底座混凝土板设计原理,41,底座混凝土板为通长的普通钢筋混凝土构件，在运营过程中必然出现开裂；开裂后的底座混凝土板不提供抗弯刚度，将长桥上的底座混凝土板按拉压杆件设计；应用了开裂后钢筋混凝土构件刚度折减的理念，考虑底座混凝土不同开裂程度时的刚度；对底座混凝土板按照正常使用极限状态和承载能力极限状态进行设计。,刚度折减概念的应用,42,底座混凝土板法向力与应变关系图,德国规范,（
16、开裂前）,（充分开裂后）,（纯钢筋状态）,（确定底座混凝土板不同开裂程度时的刚度）,极限状态法设计,43,裂缝宽度/适用耐久性,力学模型-竖向活载作用,44,力学模型,变形分析结果,力学模型-水平活载作用,45,65m路基+100m摩擦板+2533m（25跨32m的简支梁）,力学模型,力学模型-温度和混凝土收缩作用,46,简化力学模型,应用开裂后刚度折减理念,力学模型-温差荷载,47,推板试验,分析模型,力学模型-受压检算,48,依据Euler理论进行检算，确定扣压式挡块的最大间距,力学模型-梁端弯曲受力状况,49,模型试验,力学模型,底座混凝土板设计检算,荷载的确定1）混凝土收缩和温度荷载根
17、据温度、收缩工况分析结果，收缩引起的总变形量ges约为-0.30，与降温-30工况基本相同，故可采用-30的附加温度荷载来计算混凝土收缩的影响。最大降温荷载按-40考虑。2）温差荷载（与轨道板）根据轨道板与底座混凝土板温差工况分析结果，设计偏安全地考虑剪力在整个轨道板垫层砂浆范围内（6.45m）叠加，即认为从轨道板传递至底座混凝土板的最大荷载为410kN。,3）制动力荷载根据中国规范规定，竖向活载图示按ZK活载（0.8UICLM71活载）取用，同样，制动荷载按DIN-专业报告101制动荷载的80%取用。将这个荷载分布在一条线最大300 m 长度上，中国规范规定仅考虑一线制动力/牵引力。Q lb
18、kred=0.8Q lbkL=0.820L0.86000 kN底座混凝土板由制动荷载产生的最大拉力在2.5.5节中进行了计算，并将Zlbk=1360 kN确定为最大可能的拉力。4）由单侧活荷载产生的荷载在最不利的活荷载情况下，根据桥梁上部结构和底座混凝土板上固定点的位置得出底座混凝土板的附加拉力。由单侧活载产生的最大拉力在2.5.6节中进行了计算，并将下列值确定为最大可能的拉力。ZLM71=240kN,底座混凝土板是轨道系统的主要受力构件，因此须对底座混凝土板的开裂宽度进行限制。另外，设计认为底座混凝土施工完成后能够生成横向微细裂纹，这对于补偿底座混凝土板由于温度升高所产生的延伸是有利的。根据
19、DIN1045-1的要求，将底座混凝土板作为钢筋混凝土构件列入XC4结构说明等级和E类中，允许开裂宽度为0.3mm。以DIN-专业报告102、ARS 11/2003作为基础进行荷载组合，检算底座混凝土板的开裂宽度。对于开裂宽度检算，降温荷载、制动荷载和单侧活荷载起决定性作用。,正常使用极限状态检算,温度为主的荷载组合,采用叠代法进行以下计算！,取等效弹模：EII=5230MPa,对假设弹模的检验：,用叠代法计算出的刚度是正确的！,活载制动力为主的荷载组合,温度为主的荷载组合,承载能力极限状态检算,活载制动力为主的荷载组合,底座混凝土板活载作用下底座混凝土板轴向受力状况,活载作用下底座混凝土板轴
20、向受力状况分析模型如图所示。取三跨简支梁进行分析，固定支座处约束刚度分别按实际下部结构纵向刚度上下限值取用（18162 204206 kN/m）。模型中将轨道板与底座混凝土板模拟成一个整体截面，并分别按照刚度为100%和刚度折减50%的情况进行计算。在距梁体纵向固定支座的上方1.39m，底座混凝土板与桥梁水平向刚性连接，其余部位只考虑两者间的竖向连接，除硬泡沫塑料区域支撑刚度取493756kN/m外，其余部位支撑刚度取31638750 kN/m。考虑到钢轨与轨道板承轨台之间的纵向滑动阻力最大为60 kN/m，纵向滑动阻力较小，认为钢轨刚度对计算结构影响很小，所以实际分析模型中未考虑钢轨的影响。
21、另外，考虑轨道结构是通长的，在两端进行固结处理。,利用该模型考察活载作用于中跨梁体的情况下，由于底座混凝土板与桥梁的强制连接而引起邻跨底座混凝土板的受力状况。活载作用按转角的形式施加，转角值取0.72，结构变形示意如图。,底座混凝土轴向力计算结果,桥墩反力计算结果,底座混凝土板梁端轨道结构的弯曲受力状况,取两跨简支梁模型进行梁端轨道弯曲受力状况分析，支座距梁端的距离取0.56m，梁缝宽0.1m，分析模型如图所示。,梁端转角处轨道系统主要有CHN60钢轨、轨道板、底座混凝土板、硬质泡沫塑料和锚固螺栓组成，如图所示。对底座混凝土板和轨道板，考虑了运营过程中开裂的情况，并分别按照状态I（无裂缝）和状
22、态II（开裂）进行分析。在开裂状态下将底座混凝土板和轨道板的轴向刚度和弯曲刚度折减60%。,利用上述Sofistik模型考察荷载组合作用下梁端轨道结构的受力状态和扣件上拔力，荷载作用按转角的形式施加，各种荷载作用下转角统计如下：根据上述结果，确定强度检算和疲劳检算荷载：强度检算：1.521.77=5.31疲劳检算：0.74；双线活载,钢轨扣件的检算(LF100)根据Sofistik软件计算结果，由工况 LF100得出钢轨扣件最大上拔力为：Fvorh=5.95 kN(4.21 kN)各种钢轨扣件的允许上拔力为：IOARV 300 允许值 Fu=12 kNFa.WBG 允许值 Fu=27 kN 特
23、殊扣件可知：Fvorh=5.95kN允许Fu=12 kN对承轨台无特殊要求，也无须特殊扣件。,底座混凝土板的检算(LF200)对于底座混凝土检算时，考虑底座混凝土板因水化热作用已出现开裂，底座混凝土刚度减弱，只有状态I（无开裂状态）时的60%，另外，在上述设计计算中，不考虑同时产生拉应力情况。实际产生的拉应力，例如由降温，列车通过或制动引起的拉应力，会导致出现法向拉力，并使得混凝土完全退出工作，在极限情况下刚度下降到仅计配筋刚度的水平。另外，随着底座混凝土板刚度降低由桥梁主梁弯曲所产生的底座板的弯矩也会下降。计算弯矩：Mgesamt=75 kNm(87 kNm)计算剪力：Vgesamt=-18
24、1 kN(251 kN)设计中认为不需要底座混凝土板当作抗弯承重构件，荷载通过压力自己直接传递到桥梁主梁上，而不在底座混凝土板内产生弯曲应力。,抗疲劳检算按0.8 UIC71 计算：M Max=22.6 kNm活载组合系数：1=0.8 故：1 M Max=18 kNm工况荷载下的零应变线,底座混凝土板制动和牵引力受力状况分析,列车的制动/牵引荷载引起的水平力通过连续的轨道结构分配在各个下部结构上，是设计计算整个系统所有部分的依据。在制动/牵引工况分析中，首先应明确，设计认为桥梁上部结构和底座混凝土板之间的滑动层间不传递水平力。作用在钢轨上的水平荷载首先通过承轨台传递至轨道板/底座混凝土板，在桥
25、跨结构范围内，作用在底座混凝土板上的水平荷载只通过水平固定点传递到桥梁结构上；在桥台以外两侧摩擦板范围，设计认为从桥梁上部传来的水平力首先通过摩擦板逐步传递至路基，而后最后将剩余的水平力全部锚固在端刺内，认为桥梁上部的水平力不影响端刺以外的轨道结构。设计将底座混凝土板视作只承受法向力的杆件。桥梁纵向力在各桥跨间荷载传递的程度取决于桥跨间连接刚度和各墩顶水平刚度，各个结构构件分配的荷载明显受各自刚度的影响。与桥上有砟轨道线路和其它桥梁无砟轨道线路不同是，博格新方案中底座混凝土板、轨道板连续铺设的方案使得桥跨间连接刚度明显增大。,底座混凝土板的刚度取决于裂缝的发展程度，实际刚度无法准确预测，它取决
26、于多种因素，例如由收缩、温度等引起裂缝的形成等。因此需要进行极值研究，以确定可能出现的最大反力或内力，且应按不同的目标值加以区分。如果要计算底座混凝土板的最大法向力，则底座混凝土板刚度取上限值；如果计算作用在桥墩上的最大水平力，底座混凝土板的刚度取下限值。此外，开裂的底座混凝土板其抗拉刚度降低程度较抗压刚度大的多，所以必须分析在承重结构不同位置上抗压刚度和抗拉刚度之间的多种组合，以便能够确定最不利的状态。,通过选取整个系统的一部分来计算钢轨、轨道板和底座混凝土板由制动产生的法向力。为得到钢轨、轨道板和底座混凝土板水平传递荷载和由墩顶水平荷载，必需选取整个系统中的一段线路进行非线性计算，选段长度
27、至少为1000 m。设计首先对三种模型进行分析计算，具体如下：模型I：由路堤到简支桥跨的过渡状态 65m路基+100m摩擦板+2533m（25跨32m的简支梁）模型II：简支桥跨状态 5033m（50跨32m简支梁）模型III：连续桥跨状态 2033m+（60+100+60）m（连续梁）+2033m（20跨32m简支梁）,以下重点介绍由路堤到单跨简支桥梁过渡状态力学分析模型，该模型为一平面框架，由杆件和弹簧元件组成，线路方向上阶段间距为3.30m，与此相应的弹簧系数都是按距离确定的。力学模型如图所示。,模型中基本信息及相关假定如下：不考虑桥梁与底座混凝土板间的摩擦作用。桥台后摩擦板长度为100
28、m，连续的底座混凝土板在这个位置中止，只有轨道板在HGT（水硬性胶结支承层）上继续延伸。端刺假设为不移动的，按水平向固结考虑。在摩擦板末端位置，底座混凝土板与端刺进行抗弯刚性锚接。底座混凝土板直接铺设在摩擦板（钢筋混凝土板）上面，二者间的摩擦系数在计算中取0.31.0。设计认为在施工过程中能够保证摩擦系数在0.5 0.8之间，从而使计算中的摩擦力加上一个约1.25的安全系数。底座混凝土板和轨道板的纵向配筋在计算中采用100 cm，并以此假定计算状态II（混凝土开裂）的底座混凝土板刚度。同时考虑拉、压力范围内的轨道刚度的不同（从路堤至第6 跨应采用无开裂混凝土的刚度，7跨以后采用开裂混凝土的刚度
29、）；开裂状态下板式无砟轨道的抗伸缩刚度，分别按无开裂状态下刚度的5%、10%、30%及50%考虑；同时应注意降温引起的收缩应变，如果由制动引起的应变低于由预应变引起的应变，那么在压力范围内的轨道刚度也会折减。,计算模型中，轨道板和底座混凝土板作为一个整体截面被输入，但必须根据作用在两个不同截面上的法向力进行计算计算。为估算极限值还应考虑到刚度下降50%、70%或 90%的情况。纵向伸缩刚度分别按以下状态考虑：无开裂纯受压应力AC/Ersatz=(18200+396+19470+1680)/350001.136 m纯拉应力有利：AC/Ersatz=0.5(18200+396+9470+1680)
30、/350000.568 m不利：AC/Ersatz=0.3(18200+396+19470+1680)/350000.341 m非常不利：AC/Ersatz=0.1(18200+396+19470+1680)/350000.114 m,工况A1A3采用不同的摩擦系数的情况，及摩擦板上部有无列车竖向荷载的情况，在工况B1，B2 和B3 中，转换了制动/牵引力方向。主要计算结果,底座混凝土板温度/收缩工况分析,由于温度作用、收缩和徐变等引起桥梁长度变化会导致底座混凝土板和桥梁主梁之间出现变形差异，若两者间存在摩擦，则会导致底座混凝土板上产生附加的拉、压力。设计时在底座混凝土板和上部结构之间设置了“
31、两布一膜”滑动层，使得摩擦系数明显降低，桥梁变形可通过底座混凝土板和桥梁之间可能出现的滑动而被吸收。另外，Leykauf教授认为列车通过时引起的振动也会使得摩擦力降低，因此设计不考虑桥梁伸缩对底座混凝土受力的影响，在该项分析中仅考虑底座混凝土板本身的温度变化。计算由间接作用引起的强制性应力时，因变形受阻产生的拉力取决于刚度反之刚度又取决于产生的拉力，故只能用叠代法确定其等效刚度。底座混凝土板法向力与应变关系如图。,底板混凝土收缩变形受阻时将会出现拉力。影响混凝土收缩的一个主要因素为体表面积比，须注意的是，底座混凝土板的暴露面会由于轨道板铺设而明显减少，故收缩变形应分两个阶段分别进行计算。设计考
32、虑底座混凝土板灌注后90天（最迟）铺设轨道板，分为090天和90天80年两阶段计算总收缩变形。由收缩引起的总变形量：ges=-0.091-0.206-0.30。由上可知，收缩变形对底座混凝土板的影响与降温30工况基本相同，故可采用-30的附加温度荷载来计算由混凝土收缩的影响。,设计考虑底座混凝土板截面最低温度可达-20，在施工过程中控制底座混凝土板最高灌注温度为20，超过此温度就不允许进行底座混凝土板的施工。最大降温荷载按40考虑。,在桥梁的两端，底座混凝土板由端刺进行锚固，所以可以将其近似认为两端固结的杆件进行计算，如图所示。,如前所述，温度和收缩均以降温模式进行计算，引起底座混凝土板的应变
33、为：T=-40-30=-70T=TT=0.0007采用叠代法计算出截面等效弹性模量为：5298MPa，故由温度和收缩产生的轨道板的内力为2.08MN。,底座混凝土板轨道板与底座板间温差工况分析,该工况考虑轨道板和底座混凝土板间存在温差的影响，由于轨道板和底座混凝土板间通过垫层连接，轨道板的自由伸缩变形受底座混凝土板的约束，从而对底座混凝土板产生附加荷载。根据德国部分既有线铺设30 年的经验，砂浆垫层的粘度（变形能力）相当大，这种变形的阻碍对轨道板来说很小，可以忽略。轨道板的设计不受裂缝宽度限制，所以须分析底座混凝土板和轨道板不同的开裂情况。轨道板上的开裂间距比底座混凝土板上的大得多，两者间的变
34、形差异在图中作了说明，设计认为轨道板就可以在相当大程度上自由伸缩而不致产生较大应力。另外，垫层砂浆可以补偿裂缝，而不会导致失效。,砂浆垫层可传递的最大荷载在快速试验中进行了测定。实测通过垫层可以将410 kN的力传递到整个预制构件（6.5 m）上，相应的剪应力为：=410kN/(6.45m2.55m)=25kN/m2轨道板承受温度荷载时将从两端连接缝开始收缩，此时变形零点位于轨道板中部。设计偏考虑剪力在整个砂浆垫层范围内（6.45m）叠加，即认为从轨道板最大传递至底座混凝土板的荷载为410kN。,端刺计算,端刺把自桥梁传来的水平力（经过摩擦板后）锚定在路堤里。水平力为牵引/制动力、温度力组合。
35、,温度力温度力作用分析模型可简化为两端固结的水平杆件，系统温差取40。,底座混凝土板的弹性模量由于开裂原因需折减，设计根据Leykauf 教授分析建议，取初始弹性模量的30%。折减后的弹性模量ERiss=3.05104MPa 0.30=0.915104MPa=E=E10-5 K-140 K=3.66 MPa底座混凝土板面积A=2.95 m0.19 m2=1.12 mF=3.661.12 m2=4100 kN制动/牵引力根据计算，牵引/制动力在端刺上产生的最大水平力为600kN（两块底座板）。,为了保证桥梁上传来的水平力不影响路基段的轨道结构，在端刺上不不允许出现水平位移，所以端刺上部的荷载必须
36、足够大，使水平力通过摩擦传递。作用在端刺结构上的全部荷载列于表。,不考虑侧向土压力的情况下对抗滑动安全性检算，具体如下：摩擦力H=8793 kNtan 30=5077 kN 4700 kN 满足要求若考虑侧向土压力的作用：Eah=0.5eah h=0.5(20 kN/m3 3.75m 0.30)3.75m13m=550 kN所以，H=550+5077=5627 kN 4700 kN即在各种任何情况下，都可以保证抗滑动的安全性。,开展的相关工作,92,高速铁路轨道结构概述 纵连板式轨道结构概述 路基上纵连板式无砟轨道设计原理 桥上纵连板式无砟轨道设计原理 开展的相关工作 结束语,板端接缝张拉测试
37、,94,轨道板板端接缝张拉测试,轨道板板端接缝张拉测试,在降温条件情况下，轨道结构收缩（钢筋已张拉）引起板端接缝明显扩展；实测21:001:00期间，环境温度降温5，轨道板板接缝最大扩展量接近0.08mm。实测轨道钢筋张拉能够引起板端接缝压缩（图中折点部位），1#、2#测区3对钢筋张拉前后接缝总压缩量分别为-0.026mm和-0.020mm。综上，实测结果表明在板端钢筋张拉能够引起一定的接缝压缩，但相对于温度效应（降温5），其量值较小。,轨道板板端接缝张拉测试,在轨道板接缝两侧区域沿板长布置了钢弦应变传感器（每侧12个），从实测纵向应变分布可以看出：实测精轧螺纹钢筋锚固点后侧区域，轨道板处于受
38、拉状态，实测最大拉应变为13；精轧螺纹钢筋锚固点至接缝区域，实测应变在-5+7以内，且测试结果具有一定离散性；综上，板端接缝张拉引起的轨道板接缝附近区域压应变不明显，与原设计意图（建立预压力300kN）具有一定的差异。,轨道板板端接缝张拉测试,98,轨道板板端接缝张拉测试,注解：原设计这里存在概念问题，其一先期的连接钢筋预张力已经发生，而日后混凝土的收缩和降温引起的钢筋应力应在此基础上进一步叠加；其二由于连接钢筋施加预应力时，接缝混凝土并未灌注，所以连接预应力并不能起到限制裂缝的作用；其三活载作用下应力幅值与初张预应力之间无关。连接钢筋=（418+300）kN/1.8810-3m2=577.6
39、MPa连接=418 kN/1.8810-3m2/210000MPa=1.0裂缝宽度L=650mm1.0=0.65mm活载作用下g=344kN/1.8810-3m2=183MPa180MPa可见，该段连接钢筋应力、混凝土的裂缝宽度及疲劳应力幅值均不满足要求。另外，在轨道板中部，活载作用下纵向主筋的受力也不可忽略，若参照接缝部位的计算结果，活载作用下钢筋应力为182MPa，也存在疲劳的问题；在接缝部位Fg1=M/Z=38.0/（0.850.09）=496kN，g=496kN/1.8810-3m2=264MPa，更为不利。,99,对于CRTS II型无砟轨道板，板端接缝通过钢筋连接可防止日照条件下端
40、部翘曲等现象的发生，板端钢筋连接是必要的；由于钢筋连接时张拉对于板端接缝预压效果不明显，且过大的张拉力对于CA砂浆层及钢筋自身受力均带来一定的影响；建议设计在保证板间纵连效果的前提下，调整（降低）钢筋张拉力。,轨道板板端接缝张拉测试,100,轨道结构温度场研究,101,2006年房山桥梁桥24m梁针对底座混凝土板系统温度设计问题进行了研究,102,确定系统设计温度,103,温度测试结果,104,在京津城际铁路跨三环连续梁（60+100+60m）对轨道和桥梁结构的温度分布开展的研究工作：,105,106,温差对比结果,107,温差分布结果,温差(),距顶缘距离(m),108,温差分布随时间的变化
41、,砂浆离缝分析,110,32m简支梁上轨道结构分析模型,单元类型：实体单元节点数量：10194单元数量：7040非线性连接单元：777非线性支撑单元：999,111,正常区域（整体升温+竖向温差）,单位:m,112,轨道板纵向接缝连接模拟,轨道板,底座混凝土板,砂浆调整层,轨道板接缝区域,113,板端接缝状态模拟（整体升温+竖向温差）,接缝处CA砂浆区域,单位:m,114,对梁端底座混凝土板在梁端薄弱区域的变形影响,梁端接缝区域,单位:m,结 语,115,高速铁路轨道结构概述 纵连板式轨道结构概述 路基上纵连板式无砟轨道设计原理 桥上纵连板式无砟轨道设计原理 开展的相关工作 结束语,116,通过广大建设者的艰苦努力，纵连板式无砟轨道在世界高速铁路建设史上首次实现；并创造了我国铁路最高试验速度394km/h的记录。为进一步从优化改进纵连板式轨道，宜尽快组织开展以下工作：1）京津城际铁路轨道结构运营状态的长期监测；2）桥上纵连板式无砟轨道设计体系转化；3）开展系统室内研究对关键参数进行验证；4）结合京沪高速铁路建设，开展现场试验验证。,谢谢！Thanks For Your Attention！,117,
