斜拉桥上无缝线路设计计算方法研究_研究生学位论文 77页

国内图书分类号：U213．9+1国际图书分类号：624西南交通大学研究生学位论文斜撞叠上丞缝线路遮i土i±篡左法硒究年级三委雯』∑级姓名赵里垡申请学位级别王堂亟±专业：道路皇迭道王猩指导教师王王数援二零一零年九月二日一奢一令千儿月一口0●，—叫／}， ClassifiedIndex：U213．9+1U．D．C：624SouthwestJiaotongUniversityMasterDegreeThesisASTUDYOFCALCULATIONMETHODOFCWRONCABLE．STAYEDBRIDGEGrade：CivilEngineering2008Candidate：ZhaoWeihuaAcademicDegreeAppliedfor：MasterofEngineeringSpeciality：RoadandRailwayEngineeringSupervisor：Prof．WangPingSep．2，2010 西南交通大学曲南父通大罕学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，同意学校保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权西南交通大学可以将本论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复印手段保存和汇编本学位论文。本学位论文属于1．保密口，在年解密后适用本授权书；2．不保密囤，使用本授权书。(请在以上方框内打“√”)学位论文作者签名：赵卫卑指导老师签名：莎争日期：坼．，·乏．日期：砌．夕．2，f 西南交通大学硕士学位论文主要工作(贡献)声明本人在学位论文中所做的主要工作或贡献如下：(1)本文依据斜拉桥的桥梁和轨道结构特征，建立了能较完整地反映钢桁、斜拉、半漂浮体系等桥梁特征和轨道纵向传力特性的梁轨相互作用模型。模型能正确反映线一桥一墩纵向相互作用关系，斜拉索、主塔对梁体的影响，钢桁挠曲特性，半漂浮体系梁墩之间的相互关系等；并能实现对梁体升降温、轨条升降温、制(启)动力、断轨方案等的模拟。(2)在上述模型的基础上，研究分析大跨度斜拉钢桁梁桥各种钢轨附加压(拉)力、梁轨纵向位移分布规律；进而确定斜拉索、主塔对梁轨相互作用的影响。(3)在总结上述计算规律的基础上，建立了斜拉钢桁梁桥梁轨相互作用快速设计计算模型，并提出了该类桥型桥上无缝线路设计与检算快速计算方法。本人郑重声明：所呈交的学位论文，是在导师指导下独立进行研究工作所得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的研究成果。对本文的研究做出贡献的个人和集体，均已在文中作了明确说明。本人完全了解违反上述声明所引起的一切法律责任将由本人承担。学位论文作者签名：趣卫聱日期：汐『口．q．2-． 西南交通大学硕士研究生学位论文第1页摘要我国铁路桥上无缝线路梁轨相互作用原理是伴随铁路无缝线路技术不断发展完善起来的，是铺设跨区间无缝线路的重要理论摹础。随着我国铁路运输事业的快速发展，技术革新不断出现，铁路桥梁桥式也不断推陈出新，给桥上轨道无缝化设计带来了前所未有的挑战。斜拉桥以其自身的结构特点正在成为铁路桥梁的可选桥型之一。特别是在山区修建高速铁路，要求桥梁跨度大，行车舒适性高，而斜拉桥刚好可以满足这些要求，因此，对斜拉桥桥上无缝线路的研究具有重要的现实意义。本文建立了“5×32m简支梁+(36+96+228+96+36)m钢桁梁+5×32m简支梁”钢桁斜拉桥有限元模型，在梁轨相互作用理论、桥上无缝线路计算理论和有限单元法的理论指导下，深入分析此类桥型的梁轨相互作用关系及纵向传力机制；分析斜拉索和主塔对桥上无缝线路附加纵向力的大小及分布规律的影响；分析半漂浮体系制动阻尼器的布置对各种纵向附加力传递规律的影响。结果表明：斜拉桥上无缝线路附加纵向力分布规律与普通桥上无缝线路相同，该斜拉桥桥式是可以铺设无缝线路的；钢桁梁的纵向位移受到斜拉索和主塔的抑制作用，二者刚度越大，附加纵向力越小。但是在斜拉索、主塔刚度取值满足桥梁结构设计要求的前提下，二者刚度的变化对桥上无缝线路梁轨纵向相互作用的影响很小，因此在进行桥上无缝线路设计时，尚可不考虑斜拉索、主塔刚度大小变化的影响：斜拉索温度升高，会增大钢轨的伸缩附加力，主塔温度升高，反而会降低钢轨的伸缩附加力，说明斜拉桥上铺设无缝线路时需要考虑主塔和斜拉索温度变化的影响；阻尼器的使用有效地降低了列车刹车时对钢轨的制动力，并减小了梁轨快速相对位移，避免了伸缩调节器的使用。在以上研究结论的基础上，本文完成了该桥桥上无缝化设计，并提出了此类桥型无缝线路设计的快速计算方法，为此类桥式的计算提供借鉴和参考；为我国桥上无缝线路设计理论和规范提供了有益补充。关键词斜拉桥；桥上无缝线路；纵向附加力；梁轨相互作用理论 AbstractThebridge．railinteractiontheoryofCWR(continuousweldedrail)onbridgehasbeendevelopedandimprovedwiththedevelopmentofCWRtechnology,andistheimportanttheorybasisonpavingtrans-sectionCWR．AstherailwaytransportationisdevelopedSOrapidly,technicalinnovationandmanynewrail—bridgetypesarearisinggradually,whichbringsunprecedentedchallengestothedesignofcontinuousweldedrailtrackonbridge．Cable．stayedbridgeisbecomingoneoftheavailablerailway．bridgesbecauseofitsstructuralcharacteristics．Especiallybuildinghigh-speedrailwayinmountainousarearequireslargebridge·spanandgoodridecomfort，whichcanbesatisfiedbycable·stayedbilge．SoithasimportantpracticalsignificancetoresearchonCWRoncable·stayedbridge．Afimteelementmodelofthetrusssteelcable．stayedbridgewith“5×32msimplebeam+(36+96+228+96+36)msteeltrussbe揶n+5×32msimplebeam"’iSsetupinthispaper．Bridge··railinteractionandlongitudinalforce-·bearingmechanismofcable·-stayedbridgearedeeplystudiedwiththeguidnessofbridge—railinteractiontheory,calculationtheoryofCWRonbridgesandfiniteelementmethod；InfluencesofcablestayandmaintoweronthevalueanddistributionregularityoflongitudinaladditionalforceofCWRonbridgesarestuded；Influencesofthelayoutofbrakingdamperfixedonsemi．floatingbridgesondistributionregularityoflongitudinaladditionalforcearestuded．ResuitsshowthatdistributionregularityoflongitudinaladditionalforceofCWRoncable．stayedbridgesisthesameasthatoncommonbridges，andpavingCWRonthistypeofbridgeisfeasible；Thecablestayandmaintowercanlimitlongitudinaldisplacementoftrusssteelbeam．ThebiggerstiffnessofthemiS．thesmaller10ngitudinaladditionalforceis．ButaslongasthestiffnessofcablestayandmaintowerCansatisfytheconstructiondesignofbridges，thechangesofstiffnesshavefewinfluencesonbridge．railinteraction．SotheinfluencesofstiffnesschangesofthemneednotbeconsideredwhentheCWRonbridgeiSdesigned；Theincreasingofcablestay’StemperatureCanincreasetheadditionalexpansionandcontractionforcesonrails．buttheincreasingofmaintower’Scandecreaseit．whichshowsthattheinfluencesoftemperature’changingshouldbetakenintoaccountwhenCWRoncable-stayedbridgeisdesigned；Byusingthebrakingdamper，thebrakingforceandthebridge—railrelativedisplacementarebothdecreased，andtheexpansionregulatorneednotbeused．Basedontheresultsabove．theCWRdesignofthisbridgemodeliScompletedandthesimplifiedalgorithmofCWRdesignonthiskindofbridgeissetup，whichprovidesreferenceforcalculationofthiskindofbridgeandbeneficiallysupplementsthetheoryandcodeofC陟露onthiskindofbridge．keywordscable—stayedbridge；CWRonbridge；longitudinaladditionalforce；bridge-railinteractiontheory 西南交通大学硕士研究生学位论文第1II页目录第1章绪论⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯11．1引言⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．11．2桥上无缝线路的发展⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯21．2．1国外桥上无缝线路的发展⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．21．2．2我国桥上无缝线路的发展⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯。31．3工程背景及主要内容⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯5第2章桥上无缝线路计算理论⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．72．1线桥纵向相互作用原理⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯72．2线桥墩一体化计算模型⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯92．2．1计算假定⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯92．2．2桥梁纵向位移计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯l02．2．3轨面制(启)动力⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯122．2．4线桥墩一体化计算模型⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯132．2．5计算理论⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯l32．2．6建模与求解⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯l52．3桥上无缝线路设计要点⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯。l52．3．1设计原则⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯152．3．2伸缩力计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯162．3．3挠曲力计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯162．3．4断轨力计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯172．3．5制动力计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯182．3．6特殊梁型计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯192．3．7伸缩调节器的使用⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．192．3．8桥梁墩台检算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯212．3．9钢轨强度及无缝线路稳定性检算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯22第3章大跨度斜拉桥有限元模型⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．233．1有限单元法及ANSYS软件简介⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯233．2斜拉桥模型及设计参数⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．233．2．1模型的建立⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯233．2．2相关设计参数⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯25第4章大跨度斜拉桥梁轨相互作用的有限元分析⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．3l4．1主要设计与检算标准⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．3l4．1．1强度控制的允许附加力计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯314．1．2稳定性控制的允许附加力计算⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯31 西南交通大学硕士研究生学位论文第1V页4．1．3断缝允许值⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯324。2斜拉桥上无缝线路附加力有限元分析⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．324．2．1伸缩工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯324．2．2挠曲工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯334．2．3断轨工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯364．2．4制动工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．374．2．5检算结论⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯394．3斜拉桥体系对梁轨相互作用的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯。394．3．1斜拉索刚度对梁轨纵向相互作用的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯404．3．2主塔刚度对梁轨纵向相互作用的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯444．3．3半漂浮体系对钢轨制动力的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯454．3．4索塔温度变化对钢轨伸缩附加力的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯46第5章大跨度斜拉桥桥上无缝线路快速计算方法研究⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．485．1快速计算方法的提出⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯一485．2算法一⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯。495．2．1伸缩工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯495．2．2挠曲工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．495．2．3断轨工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯515．2．4制动工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯525．3算法二⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．545．3．1伸缩工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯545．3．2挠曲工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．555．3．3断轨工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯575．3．4制动工况⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯575．4大跨度斜拉桥桥上无缝线路检算方法比较⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．60结论⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．63致谢⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．65参考文献⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．．⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．66攻读硕士期间发表的学术论文⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯69 西南交通大学硕士研究生学位论文第1页1．1引言第l章绪论无缝线路是轨道结构的一大变革。无缝线路由于消除了大量的钢轨接头，消除了轨道结构的薄弱环节，因而它相对于有缝线路来说，具有以下诸多优点：增加行车的平稳性和旅客的舒适度；能有效减少列车运行时产生的噪声；降低了机车、车辆及轨道的养护维修工作量和维修费用，同时，提高了机车、车辆的使用寿命。与有缝线路相比，它在技术经济上有明显的优越性。而近年来，在提速工程的带动下，超长无缝线路也迅速发展，超长无缝线路最大限度地消除了缓冲区及其钢轨接头，极好地发挥了无缝线路的优越性。无缝线路既是轨道结构技术进步的重要标志，也是高速、重载轨道结构的最优选择，它以无可争议的优越性为各国铁路所认同。正因为它带来的技术、经济效益，目前，世界上许多国家都竞相发展无缝线路，使这项新技术日臻完善，并取得更大的经济效益和社会效益。虽然，无缝线路解决了普通线路的许多问题，然而，无缝线路也有它自身的不足之处。当轨温改变时，钢轨不能自由伸缩将会在内部产生巨大的温度力，这也是无缝线路区别于一般轨道的根本特点。桥上无缝线路又不同于一般铺设在路基上的无缝线路，桥跨结构因温度变化而伸缩，同时受到列车荷载作用而挠曲，在桥梁与无缝线路的相互作用下，形成伸缩附加力和挠曲附加力。这些力同时又反作用于梁跨及固定支座，使桥梁墩台产生弹性变形，墩顶发生纵向位移，这一现象对高墩特别明显。此外，如果在桥上发生断轨，或者是无缝线路伸缩区设置在梁上、长轨条间设置有伸缩调节器时，钢轨的伸缩变形也会通过梁轨间的约束，使墩台和固定支座受到断轨力或温度力的作用。列车在桥上进行制动或启动时，车轮会沿钢轨纵向作用有制动或启动力，并通过梁轨间的约束传递至桥墩。所有这些互为因果的作用，可归结为梁轨相互作用。梁轨相互作用(又称“线桥互制理论”)研究是伴随铁路无缝线路技术不断发展完善起来的，是铺设跨区间无缝线路的重要理论基础。我国自1962年以来，多年的理论与实践探索建立起来的桥上无缝线路设计与检算办法已形成了独立的理论体系，为我国的铁路桥上无缝化设计提供了理论支持。但原有研究工作主要针对简支、连续圬工桥和连续钢桁梁桥等展开。随着新线建设大规模上马，技术革新不断出现，铁路桥梁桥式也不断推陈出新，诸如组合刚构、钢桁拱、悬索桥、斜拉桥及各类组合桥式层出；桥梁的跨度也不断被刷新。铁路桥式正在告别单一、笨重的历史，当然各种高墩、大跨、组合结构的出现也给桥上轨道无缝化设计带来了前所未有的挑战。作为实现桥梁功能和优化轨道设计的重要方面，对特殊梁型的桥梁开展梁轨相互作用研究具有重要的现实意义。 西南交通大学硕士研究生学位论文第2页1．2桥上无缝线路的发展1．2．1国外桥上无缝线路的发展日本铁路从20世纪60年代初期就开始研究桥上无缝线路伸缩力计算，引起了各国的关注。日本铁路规定了各种跨度桥梁铺设无缝线路的技术条件，且在桥梁墩台的设计中就考虑了无缝线路纵向力的作用，其新干线的各桥都铺设了无缝线路。日本在钢桥上铺设无缝线路时，是根据梁长和桥长的不同来决定桥梁支座的布置方式、伸缩调节器的设置和桥上线路纵向阻力等。在木枕线路、明桥面上，跨度60m及以上的桥梁在其活动端设置钢轨伸缩调节器。伸缩调节器的动程有±62．5mm、±100mm、±200mm之分。跨度60m以下，桥长大于60m的桥梁，将相邻桥跨的固定支座和活动支座设在同一桥墩上，线路纵向阻力采用15kN／(m·线)。钢桥跨度25m及以下、桥长不超过70m时，线路纵向阻力随桥长的增加而增大，有0、5、10kN／(m·线)之分。但在既有线上，考虑60kg／m钢轨的发展，不论梁或桥的长度是多少，线路纵向阻力一律采用10kN／(m·线)。在板式轨道桥梁上也采用这一阻力值。桥上钢轨折断的容许断缝值：50kg／m钢轨为50mm，60kg／m钢轨为69mm。他们认为，在高架桥和刚构桥上，采用板式轨道结构时，应有相应的纵向力计算方法。德国是率先发展高速铁路的国家之一。其高速铁路跨越山谷的桥梁，为适应列车高速运行的需要，规定在桥上不得设置钢轨接头，否则，桥梁跨度不能超过30m。德国铁路桥上无缝线路设计采用“梁服从于轨”的设计原则，为满足线刚度的要求，可将固定支座的桥墩设计为拱形结构。为便于轨道的养护维修，桥上扣件尽量采用与两端路基上一致的扣件类型。桥梁设计时，一般不考虑在桥上设置钢轨伸缩调节器，可通过增加墩台线刚度等措施来满足线路的要求。桥梁、轨道相互作用主要考虑以下三种工况：温度变化，桥梁纵向伸缩产生的相互作用；列车制动或牵引，桥梁纵向伸缩产生的相互作用；在列车荷载作用下，桥梁偏转引起桥梁上翼缘纵向位移产生的相互作用。主要参数和铺设条件规定如下：1．计算伸缩力的线路纵向阻力参数为：夏季20kN／(m·线)，冬季30kN／(m·线)。梁温差：混凝土梁及结合梁为士30℃。2．有砟桥采用B70重型混凝土枕，枕长2．6m，∞型扣件，砟肩宽度500mm，枕下道床厚度300mm。3．桥上设置钢轨伸缩调节器的温度跨度为：混凝土梁180m，钢梁120m。伸缩调节器动程分别为200、340、500、830mm等。4．铺设无缝线路的多跨简支梁最大跨度为60m，按结构又分为高架桥和山谷桥。单线的高架桥，跨度较小，约为30m，墩身较矮，约为15m；山谷桥的桥跨为44"----60m，墩身较高。 西南交通大学硕士研究生学位论文第3页5．计算纵向力时，应考虑墩身和基础刚度的影响，道床在纵向力的传递中所起的作用与道床纵向阻力有关。6．牵引力和制动力，在长桥上一部分通过道床经由梁体传给支座和墩台，另一部分则由钢轨承受。7．德国高速铁路的某些桥梁，设有专门传递纵向力的结构，例如：(1)利用RSB传力杆传力。传力杆由一端桥台至另一端桥台连续设置，全桥简支粱的支座一律采用活动支座，由桥台承受纵向水平力。这种结构的桥梁铺设无缝线路时，规定桥跨长度不得超过120m，桥梁总长不得大于300m，不设钢轨伸缩调节器。(2)设徐变连接器(相当于水平支座)的传力装置。连接器设在简支梁的梁与梁之间，或设在连续梁端部；连续梁的固定支座(一个或多个)设在全桥中部，固定支座所在的桥墩应设计成容许水平位移的弹性墩；在设置徐变连接器处，设置钢轨伸缩调节器。(3)设纵向连接器。在简支梁的梁与梁之间或在连续梁的各联之间，在梁的中轴处安设预应力元件或弹性橡胶支座，起传递纵向力和位移的作用。桥上钢轨伸缩调节器设在桥的一端或两端。美国铁路规定，桥上铺设无缝线路时，跨度大于或等于300英尺(91．4m)的钢梁桥，或总长大于500英尺(152．39m)，曲线转角为2。C，在梁的活动端，应设钢轨伸缩调节器；桥上轨道要安设弹簧防爬器，其数量视桥跨长度而定。前苏联铁路规定，在跨度大于33m的桥上铺设无缝线路时，桥上线路要使用一定数量的K型扣件扣紧钢轨。在单跨超过55m和多跨总长超过66m的桥上铺设无缝线路时，要按交通部的有关规定办理。1．2．2我国桥上无缝线路的发展我国铁路对桥上无缝线路梁轨相互作用原理，从20世纪60年代开始进行了大量试验研究，对中小跨度桥梁及大跨度桥梁的桥上无缝线路受力机理进行了深入探讨，为桥上铺设无缝线路提供了理论和方法，为完善无缝线路的理论和扩大无缝线路的铺设做出了贡献。20世纪60年代至70年代初，以跨度32m梁为主要研究对象。在上承板梁和预应力混凝土梁上铺设了无缝线路，进行了伸缩力、挠曲力、各种计算参数的实桥测试和模拟试验。试验结果表明，伸缩力不仅受梁温度变化、线路纵向阻力的影响，还与桥梁跨度有关，但不随桥跨数量的增多而无限增加。由伸缩力的分布图可以看出，各跨的线路纵向阻力存在变号的点。这一发现，为研究梁、轨相互作用理论，拟定伸缩力计算方法提供了依据。试验还发现，梁因列车荷载作用而挠曲，梁的上翼缘产生纵向位移，使钢轨产生挠曲力。跨度32m的上承板梁，固定端的位移量为7mm，该处钢轨约产生100kN的纵向拉力，活动端纵向力较小。桥跨两端钢轨纵向力之差反作用于桥梁，并 西南交通大学硕士研究生学位论文第4页传给支座和墩台。这一发现告诉我们，挠曲力的作用在轨道和桥梁的设计中不可忽视。通过纵向力的测试，在研究梁轨相互作用原理的基础上，建立了中小跨度桥上无缝线路伸缩力、挠曲力的计算理论和方法。经过实际铺设的检验，这一原理和方法于20世纪80年代得到了普遍采纳和应用。我国铁路于80年代开始研究高墩桥发生墩项位移时，对无缝线路纵向力的影响。进行了梁、墩、支座、钢轨纵向力和位移的实桥综合测试。完成了墩顶位移、列车制动可牵引等情况下，荷载组合计算方法的研究。为解决高墩、大跨度桥梁纵向力的计算奠定了基础。在此之前20世纪60年代开始在大跨度钢桥上铺设了无缝线路，并对大跨度钢桥桥面系在温度变化和列车荷载作用下的变形与轨道产生纵向力的关系进行了研究，拟定了挠曲力、伸缩力的计算方法。以后相继在武汉、南京、九江的长江大桥上铺设了无缝线路。我国铁路对一般简支梁和连续梁已经提出了较完整的桥上无缝线路的纵向力计算和结构设计方法。同时，还总结了大中跨度桥上铺设无缝线路的科研成就和实践经验，至今已在大中跨度桥上广泛地铺设了无缝线路。90年代以来，按照可靠度理论编制桥梁设计规范时，对大量的挠曲力、伸缩力实桥测试资料进行了统计分析，得到了挠曲力、伸缩力以及有关计算参数的统计特征，为桥梁设计预留无缝线路荷载值提供了依据。近年，我国铁路还结合实际工程，对新建重要干线铁路的桥梁预留无缝线路荷载及桥上无缝线路轨道结构进行了研究。由于新建桥梁不断采用新的桥式，给桥上无缝线路的研究带来了新的课题，同时也推动了桥上无缝线路技术向更深的层次发展。钱塘江二桥是多联、预应力混凝土连续梁桥，为铺设无缝线路，并降低制动墩的负荷，提出了利用焊接护轨产生的逆向纵向力来平衡主轨纵向力的构思。这一构思，是桥上无缝线路技术的新突破。这些技术成果已在《秦沈客运专线跨区间无缝线路设计暂行规定》、《京沪高速铁路设计暂行规定》中应用，并已编入《新建铁路桥上无缝线路设计暂行规定》(简称《暂规》)和《铁路轨道设计规范》。桥上无缝线路经过近30年的实践，证明技术经济效果明显，其安全、可靠的程度已为运营部门所公认。我国桥上无缝线路的研究和应用方面虽然起步较早，但未能及时纳入规范，因而影响了无缝线路在桥梁上的广泛应用。不少新线桥梁的设计，均未考虑铺设无缝线路时产生的纵向力。可见，我国桥上无缝线路计算理论还需要进行更加深入的研究，为目前正在建设的客运专线各型桥梁上铺设无缝线路提供更为科学合理的指导。 西南交通大学硕士研究生学位论文第5页1．3工程背景及主要内容目前国内外投入运营的铁路专用斜拉桥最大跨度是254m，主梁采用钢箱梁或PC箱梁，未见钢桁梁铁路斜拉桥。红水河桥式目前国内外投入运营的最大跨度的铁路专用斜拉桥，孔跨布置为(48+96+48)m；主梁采用PC箱梁，单箱双室；国外投入运营的铁路专用斜拉桥具有代表性的分别为：前南斯拉夫的萨瓦河桥，孔跨布置为(52．74+85+254+50+64。2)m，主梁为钢箱梁；日本的第二千曲川桥，孔跨布置为(133．9+133．9)m，主梁为PC箱梁；日本的屋代南桥，孔跨布置为(65+105+105+65)m，主梁为PC箱梁。国内外投入运营的公铁两用斜拉桥有13座，最大跨度490m，主梁为钢箱、PC箱梁、混合梁、钢桁梁，主梁采用钢桁梁的桥梁有4座。随着我国铁路事业的迅速发展，对铁路桥梁的要求越来越高，要求跨度大，行车舒适性高。而斜拉桥结构体系以其自身的结构特点恰好可以满足这些要求。但是，由于铁路专用的大跨度钢桁梁斜拉桥结构体系新、活载大，其结构空间非线性行为及稳定性、车桥耦合振动性能、抗震性能、斜拉索锚固结构及特殊构造细节的静载与疲劳可靠性、有砟桥面系设计、大位移伸缩装置及阻尼器参数的选择设计、运营健康监测系统设计以及建成后的养护维修标准等关键技术都无规范可以遵循，可供设计计算借鉴参考的经验也较少。因此，为了保证桥梁结构的安全性、适用性、经济性和耐久性，为该类桥式的设计、施工、运营提供可靠的技术支持，急需通过必要的研究及试验。本文从铺设无缝线路的角度考虑，研究在斜拉钢桁结构上铺设无缝线路的梁轨纵向相互作用规律，为此类桥式的计算提供借鉴和参考。钢桁梁桥结构梁轨相互作用曾进行过广泛而深入的研究，但斜拉钢桁结构的半漂浮体系，梁轨纵向相互作用机理与原钢桁梁桥已有很大差异。一是斜拉索和主塔的影响：钢桁梁的纵向位移必将受到斜拉索和主塔的抑制作用，活载作用下的挠曲变形也与之关系紧密；可以预见斜拉索和主塔将影响到伸缩附加力、挠曲附加力、制(启)动力和断轨力的量值大小，甚至分布规律，其影响的程度需要深入研究；二是半漂浮体系的影响：钢桁梁桥的半漂浮状态、制动阻尼器的布置等对梁轨相互作用下各种纵向力传递的影响需要分析研究。总之原有建立在有明确传力关系的粱式桥基础上的梁轨相互作用理论，对斜拉、(半)漂浮状态的桥梁是否适应，如何补充和完善桥上无缝线路设计方法，应该是一个崭新的课题，需要在理论和实践两个层面加以研究。本文以某铁路斜拉双线特大桥为例进行研究，桥跨布置为“5×32m简支梁+(36+96+228+96+36)m钢桁梁+5×32m简支梁”，主桥采用花瓶式桥塔，下承式钢桁梁，斜拉索采用镀锌平行钢丝，拉索锚固于钢桁梁上弦。主桥采用半漂浮体系，主塔与主梁间采用纵向阻尼约束体系，设置纵向阻尼器。全桥位于平坡、直线地段。桥上铺设IIIC型有挡肩混凝土弹性轨枕，扣件采用弹条V型扣件，铺设有砟轨道无缝线路，为双线桥，线路为客货共线，设计旅客列车行驶速度为200km／h。 西南交通大学硕士研究生学位论文第6页本文的主要研究工作如下：(1)大跨度铁路斜拉钢桁梁桥梁轨纵向相互作用模型的建立。针对该斜拉桥的桥梁和轨道结构特征，建立能较完整的反映钢桁、斜拉、半漂浮体系等桥梁特征和轨道纵向传力特性的梁轨相互作用模型。模型能正确反映线一桥一墩纵向相互作用关系、斜拉索对梁体的影响、钢桁挠曲特性、半漂浮体系梁墩之间的相互关系等；并能实现对梁体升降温、轨条升降温、制(启)动力、不同轨条布置方案等的模拟。(2)大跨度斜拉钢桁梁桥伸缩附加力计算研究。在上述模型的基础上，研究分析桥梁最大日温差时引起的钢轨伸缩附加压(拉)力、梁轨纵向位移分布规律，计算由此引起的各墩台纵向附加力等。(3)斜拉钢桁梁桥挠曲附加力计算研究。在上述模型的基础上，研究不同布载形式下钢轨挠曲附加力、梁轨纵向位移、墩台受力等。(4)斜拉钢桁梁桥断轨作用研究。在上述模型基础上，研究最不利位置发生断轨时，各部分受力及位移情况。(5)斜拉钢桁梁桥制(启)动力作用研究。在上述模型基础上，研究若干制(启)动力作用工况下各部分受力及位移情况。(6)斜拉索、主塔对梁轨相互作用的影响研究。研究斜拉索、主塔不同约束刚度在梁轨相互作用中的影响，分析有无简化计算的可能及相应的简化办法，分析其对伸缩力、挠曲力、制(启)动力和断轨作用的影响。(7)斜拉钢桁梁桥梁轨相互作用快速计算模型研究。在总结上述计算规律的基础上，探讨建立斜拉钢桁梁桥梁轨相互作用简化模型的可行性，如果可行则提出该类桥型桥上无缝线路设计与检算快速计算方法。 西南交通大学硕士研究生学位论文第7页第2章桥上无缝线路计算理论我国已先后通过对一些中小跨度的多种类型桥梁上铺设无缝线路，并对梁轨相互作用的原理进行了大量的试验研究。根据梁轨相互位移所产生的相互作用理论，对各种附加力进行了深入的研究，并建立了桥上无缝线路的计算理论。桥上无缝线路计算理论是进行桥上无缝线路设计计算的理论基础。本文对斜拉钢桁梁桥桥上无缝线路的计算分析就是以这一理论为基础进行的。2．1线桥纵向相互作用原理桥上的无缝线路与路基上不同，其钢轨除受温度力作用之外，还受桥上附加纵向力作用。梁因温度变化而产生伸缩，在列车荷载作用下梁因挠曲而产生位移，在明桥面上，梁上翼缘的这种纵向变形(即伸缩和位移)，将通过梁、轨间的联结约束，使钢轨受到纵向力的作用；在有砟桥上，道床也会对梁、轨间的相对位移产生一定的约束阻力。因梁伸缩而引起的钢轨纵向附加力为伸缩力；因梁挠曲而引起的钢轨纵向附加力为挠曲力。这些附加纵向力同时又反作用于梁跨或固定支座，使墩台产生弹性变形，墩顶发生纵向位移。此外，如果在桥上发生断轨，或是无缝线路的伸缩区设在桥上，钢轨的伸缩也会通过梁、轨间的约束使墩台和固定支座受到断轨力或温度力的作用。钢轨与桥梁间的相互作用关系是求得钢轨纵向力与位移分布、墩台受力和墩顶位移的关键所在，是对钢轨、墩台进行强度和稳定性检算，从而进行桥上无缝线路结构设计的依据。梁轨相互作用的基本微分方程如下：任取一微段出长的钢轨为自由体来分析其平衡条件，如图2．1所示。设钢轨以受拉为正，X坐标以向右为正，梁的位移△和钢轨位移Y均以向右为正。梁、轨相对位移z为：z=Y—A(2．1) 西南交通大学硕士研究生学位论文第8页T+押几—[二=二二]一尸+卸PC矽图1-1钢轨受力示意图以p(z)表示梁、轨间的纵向约束阻力，为作用于钢轨和梁上的纵向分布荷载，当z为正时，p(z)取正号，指向左侧。由钢轨作用力平衡条件有：卯一p(z)dx=0(2—2)由钢轨变形条件有：立：三(2．3)dxEF将式(2．1)、(2．2)代入式(2．3)中得：鲁：去害(2-4)p(z)-万2面万式中，梁的位移△包含有因梁伸缩或挠曲变形产生的位移△。及因墩台受到纵向力作用而产生的墩顶位移万，设梁长为，，墩台刚度为K，则墩项位移为：拈去上p(z)出(2-5)在考虑墩顶纵向位移及纵向约束阻力的非线性特性后，上述微分方程为一非线性系统，需要采用数值方法求解，同时力的叠加原理不适用，因而伸缩力与挠曲力不能叠加。对于有砟桥而言，因无缝线路设计要求扣件阻力大于道床阻力，因而梁轨间的约束阻力即为道床阻力。根据道床阻力、扣件阻力的特性，为了简化计算，可采用常阻力和非线性阻力两种型式，如图2．2所示。 (3)指数函数型lp(z)=a一把+CZ”式中，口、b、c、刀为常系数。(4)代数式型p(z)=ao+口lz+a222+口323+⋯式中，仉、口l、口2⋯为常系数。2．2线桥墩一体化计算模型2．2．1计算假定(2-8)(2．9)(1)假设桥梁固定支座处梁的伸缩位移为零，活动支座不传递纵向阻力；不考虑支座本身的纵向变形，固定支座承受的纵向力全部传递至墩台上；梁在支座外的悬出部分，计算伸缩量时不考虑。(1)计算伸缩力时，不考虑梁温升降的交替变化，取一天内的最大梁温差计算。(2)不考虑桥梁护轨对无缝线路纵向力及位移计算的影响。(3)有砟桥上不考虑梁端头道砟断面所传递的纵向力，假设道床所承受的纵向阻 西南交通大学硕士研究生学位论文第10页力全部传递至桥梁墩台上。(4)桥梁墩台项纵向刚度假定为线性，包括墩身弯曲、基础倾斜、基础平移及橡胶支座剪切变形等引起的纵向刚度。(5)钢轨与桥梁、钢轨与路基间的纵向约束阻力均假定为纵向弹簧约束，其位移阻力特性与梁轨间、钢轨与线路间的纵向阻力一致。(6)桥上无缝线路若设置有伸缩调节器，假定其纵向约束阻力为零；若设置有普通接头，假设接头阻力为定值；若考虑伸缩调节器的纵向阻力时，视为普通接头。(7)竖向力偏心作用在桥梁墩台上时所引起的墩顶水平位移，或风力引起的墩顶纵向水平位移均视为常量，叠加在桥梁墩台顶处。(8)桥梁上布置有伸缩调节器时，伸缩力、挠曲力、断轨力均以最大轨温变化幅度作为计算条件。(9)除简支梁、连续梁、连续刚构以外的所有特殊桥梁，将温度、荷载作用下的桥梁上翼缘纵向位移计算出来后作为已知条件输入，桥梁墩台纵向位移与该位移在计算中进行线性叠加。2．2．2桥梁纵向位移计算为简化计算，假定桥梁上翼缘在温度力及列车荷载作用下的纵向位移△。为已知，在叠加墩顶纵向位移后与钢轨形成一个相互作用的系统。△。计算如下：(1)桥梁在温度力作用下的伸缩位移对于简支梁或连续梁，若梁因增温出而伸长，则梁各截面将向梁的活动端位移，其位移为：△of=a／,At(2-10)式中，△。，为梁截面f的位移量，，，为梁截面f至固定支座的距离，口为线胀系数，钢为11．8×10西／。C，钢筋混凝土为10x10-6／℃。对于钢桁梁、钢拱或混凝土拱、组合梁等特殊桥梁型式，则需采用专用桥梁软件或有限元分析软件计算桥梁上翼缘在温度变化下的伸缩位移。(2)桥梁在列车荷载作用下的挠曲位移梁在列车荷载作用下将产生挠曲变形，对简支梁而言，其上翼缘收缩，下翼缘伸长，梁的各截面产生转角。由于桥梁一端为固定支座，其下翼缘的伸长将受到固定支座的约束，因而梁挠曲时，梁各截面的位移实际上是梁的平移和旋转的组合。梁上翼缘发生位移后，将和伸缩位移一样，通过桥面结构与轨道的联结，带动钢轨产生位移，而形成附加纵向力。按桥规规定，桥梁竖向挠度计算不计冲击力，因而桥梁上翼缘的纵向位移计算也不考虑冲击系数，为简便计，对于客货混运铁路桥梁荷载按中一活载换算为均布荷载 西南交通大学硕士研究生学位论文第11页计算，对于客运专线和高速铁路按ZK活载换算为均布荷载计算。为了能使桥上无缝线路计算模型具有更广泛的适用性和灵活性，采用有限单元法计算梁的挠曲位移，如图2．3所示。p图2-3梁的挠曲位移计算图不将梁离散成有限长梁单元，每一单元节点有竖向位移及转角两个未知量，将墩台竖向支承刚度视为弹簧支承，其刚度假定为桥梁基础支承刚度。所有的梁单元均采用欧拉梁假定，不计轴力和剪切影响。单向可弯的有限梁单元的节点位移列阵、形函数及单元内任意一点的位移为：缸)。=【w，，只，W川，只+。】7’【N】=[Ⅳl，N2，N3，N4】(2-11)w(x)=【Ⅳ】伽)8式中，M—心为单元形函数，wi与Oi为梁单元第i节点的线位移和转角。梁单元内任一点的位移表征为该点位置的三次函数：w(x)=ao+口lx+a2x2+口3x3(2．12)式中，ao～口3为常系数，可由单元的边界条件确定弘ow_嵋护警=只【(2-13)z：￡w=w¨0=譬=只+，I式中，L为梁单元长度。由式(2．11)、(2．12)、(2．13)可得梁单元的形函数为：Ⅳ1=1-3(芝)2+2(》3Ⅳ2=x[1-2(L)+(扣N3=(扣3-2(芝)】Ⅳ4叫(≯(和(2-⋯根据虚功原理和梁材料的应力应变关系，即可导出各种有限梁单元的刚度矩阵。粱单元的弯曲应变能为： 西南交通大学硕士研究生学位论文第12页u=r扣忡)2】出=抄7f彤州旷帅y(2-15)11=：∽盯阮】。∽。经积分可得梁单元的刚度矩阵为：【七l】e：了EarL126L4L2一12—6￡126L2L2—6L4L2(2．16)根据梁单元节点编号顺序，可组建得到如下的线性方程组：Ⅸ】{尸}=缸}(2·17)求解式(2—17)即可桥梁各截面的转角谚，设该截面处梁的中和轴至上翼缘的距离为啊，；固定支座处截面转角为‰，梁的中和轴至下翼缘的距离为h：。，则梁各截面上翼缘的纵向位移为：△fo=oAj+00h20(2—18)对于其它特殊型式的桥梁结构，需采用专用软件计算在列车荷载作用下的梁上翼缘的纵向位移。列车荷载作用下梁上翼缘的纵向位移与列车荷载型式、入桥方向、入桥距离等均有关，需假设列车荷载分段进入梁内，计算最不利的挠曲力。双线桥挠曲位移应按双线加载计算。在计算断轨力和制动力时，不考虑桥梁上翼缘的位移，此时只考虑墩台顶的纵向位移，因而桥梁上翼缘各处位移与固定支座处位移相等。2．2．3轨面制(启)动力制(启)动力是桥梁墩台设计中的重要荷载，是引起钢轨纵向附加力的主要原因之一。制(启)动力是通过轮轨摩擦直接作用于轨面，然后通过扣件或道砟再将部分荷载传递到桥梁下部结构。UIC标准中轨面制动力率采用0．25，轨面制动力集度按O．25×0．8UIC均布荷载64kN／m取值，最大加载长度取为400m，即制动力总和小超过6400kN。此值是偏于安全的。我国桥上无缝线路设计中，一般规定：列车制动或牵引时，作用在桥墩顶的制动力或牵引力按竖向静活载的10％计算；列车制动或牵引时，作用在桥台顶的制动力或牵引力按竖向静活载的15％计算。而作用于钢轨上的制动力目前参照UIC标准，采用轨面摩擦系数与列车竖向荷载之积作为轨面制动力集度，一般情况下该摩擦系数取为0．】64。 西南交通大学硕士研究生学位论文第13页2．2．4线桥墩一体化计算模型线桥墩一体化计算模型如图2．4所示。钢轨路基‘图2-4线桥墩一体化计算模型在该模型中，桥梁的纵向位移及制(启)动力是主动作用，通过梁轨间的纵向约束带动长轨条发生纵向位移，在长轨条中产生纵向附加力；同时梁轨间的纵向约束力又以相反的方向作用在桥梁上，并传递至固定支座上，带动墩台产生纵向位移，使桥梁上翼缘的纵向位移发生改变，可见线、桥、墩是一相互作用的耦合系统。通过求解该系统的平衡位置，即可得到钢轨中的纵向力、位移及桥梁纵向位移、墩台纵向力及位移。在该计算模型中，桥梁的结构型式已反映在梁上翼缘的纵向位移中，墩台的结构型式及其与桥梁的联结反映在固定支座处的墩台纵向刚度中，为便于计算，假定每一梁体上只作用一个墩台纵向支承弹簧，对于简支梁及连续梁即为固定支座处的墩台纵向刚度，对于特殊桥梁型式，可通过力学分析求得其整体的纵向刚度，并假定作用于某一墩台上。在路基上，钢轨的纵向位移即为纵向约束中的相对位移z。为了使该模型具有更好的适用性，桥梁跨数、跨度等参数，钢轨类型及轨条结构等参数、阻力类型等参数均为可变量。2．2．5计算理论直接求解式(2．4)的微分方程组有很大的困难，为了方便求解，采用的有限单元法将钢轨及桥梁离散成有限长梁，只承受纵向力，发生纵向位移。设有限单元长为110，共有N个梁跨，某梁长为三，，墩台纵向刚度为K，，钢轨节点位移为Y，，钢轨节点左端温度力为只。规定钢轨向右位移为正，作用力以向右为正。对于钢轨节点，其所受作用力如图2．5所示，作用力平衡条件为：露——<)—一露+，]r’图2-5钢轨节点所受作用力 西南交通大学硕士研究生学位论文第14页￡+l=只+R，(2—19)式中，R，为梁轨间的约束阻力，在路基上即为线路阻力，R，=p(z)枣70；可见，单元划分越小，计算精度越高。．由于钢轨节点所受纵向力为温度力，而不是附加温度力，因而两钢轨节点间的位移存在着如下关系：yM咄一掣(2-20)式中，e为长轨条固定区温度力，E为钢轨弹性模量，A为钢轨截面积。补充N个固定支座墩台纵向位移的未知量，在第f个梁跨上，钢轨单元数M=L；／lo，钢轨节点约束阻力编号为R，。～R村，墩台纵向位移为：弘一玄否吩(2-21)该梁上翼缘对应于钢轨节点处的纵向位移为：A，，=Ao，+4(2-22)考虑到桥上轨条的结构，还需补充纵向力及位移的协调条件。当计算长轨条两端位于固定区时，钢轨第一个节点及最后一个节点处的温度力与位移协调条件为：只=￡，Yl=0只=只，Y。=0(2—23)若长轨条两端为普通接头，且固定区温度力大于接头阻力％，则边界条件如下所示，否则可视为固定区。E=乃，只=乃(2—24)若桥梁两端钢轨计算长度不足，钢轨边界节点温度力与位移间存在如下关系：y。=簪亿25，式中，，．为线路阻力梯度。若钢轨伸缩调节器中心位于第f节点与第f+1节点间，则式(2．20)的位移协调条件将不存在，改为温度力的平衡条件：只+1=0(2—26)若该处为普通接头，或者是考虑伸缩调节器基本轨与尖轨的阻力时，上述温度力协调条件变为：P+l2日(2．27) 西南交通大学硕士研究生学位论文第15页2．2．6建模与求解由于钢轨、桥梁、及墩台位移是相互作用的，且由于梁轨间的约束阻力为非线性，可以借助目前广泛应用的通用有限元程序建模和求解。钢轨、梁体和相互制约关系均可用梁、杆及弹性单元模拟，有限元程序自带的快速求解器可以实现非线性方程的求解。2．3桥上无缝线路设计要点2．3．1设计原则采用线桥墩一体化计算模型、有限单元法建模及求解。梁和钢轨的温度仅为单纯的升温或降温，梁采用日温差；考虑固定支座所在处墩台纵向水平刚度，并按一线进行计算；考虑不同扣件类型及有荷、无荷，不同计算工况下的线路纵向阻力。伸缩力：由于梁体温差影响伸缩而产生的梁轨间纵向力，一股钢轨的伸缩力用刀表示，并按主力检算。挠曲力：由于列车垂直荷载作用使梁体挠曲而产生的梁轨间纵向力，一股钢轨挠曲力以砣表示，并按主力检算。断轨力：由于钢轨折断产生的梁轨问纵向力，一股钢轨的断轨力用乃表示，并按特殊荷载检算。在无缝线路伸缩区不考虑断轨力，断缝计算采用简化方法，不考虑墩台纵向水平刚度的影响，即假定两股钢轨不同时折断。制动力：由于列车制动而产生的梁轨纵向力，一股钢轨的制动力以Ⅳ，并按附加力检算，由于目前缺少列车制动过程中的实测资料，Ⅳ可按现行桥涵设计规范办理。通常情况，假定桥无缝线路的各项纵向力丌一Ⅳ相互不影响，分别单独计算。当桥上无缝线路坡度较大，需按常规进行制动时，可将挠曲力与常规制动力叠加计算，常规制动力集度可按《牵规》计算而得。桥上无缝线路的设计应满足下列要求：’(1)桥上无缝线路的各项附加力，控制长钢轨纵向压力值，防止桥上无缝线路，特别是桥上曲线地段无缝线路的胀轨跑道。(2)控制长钢轨纵向拉力值，以确保钢轨强度。(3)控制钢轨断裂时断缝的拉开值，以确保行车安全。(4)控制作用于桥梁墩台的纵向水平力值，以确保桥梁的安全使用。(5)在制动力作用下，以确保无缝线路长轨条强度及稳定性为前提，控制桥梁墩台的最小纵向水平刚度。(6)为保证道床稳定，为保证制动力作用下梁轨快速相对位移限值不超过4mm 西南交通大学硕士研究生学位论文第16页有伸缩调节器时的梁轨快速相对位移不超过30mm，控制桥梁墩台的最小纵向水甲刚度。(7)尽量不使用或少使用钢轨伸缩调节器。(8)合理选择轨道部件参数，尽量延长轨节长度。(9)在大桥考虑铺设钢轨伸缩调节器时，应在基本轨一侧设置不少于lOOm的小阻力扣件，同时为便于管理，同一梁跨上最好为同一种扣件。(10)双向伸缩调节器铺设于连续梁端部时，应确保尖轨不跨越桥梁伸缩缝。(11)钢轨伸缩调节器不宜铺设在竖曲线及曲线地段。(12)尽量使桥上无缝线路锁定轨温与路基无缝线路锁定轨温一致，便于现场管理。2．3．2伸缩力计算伸缩力计算时，不考虑轨面制动力及列车竖向荷载的影响，仅考虑桥梁在温度作用下的伸缩位移、设有伸缩调节器后的轨条伸缩位移、轨温变化幅度等作为主动荷载，桥梁两端轨条伸入路基上的计算长度不少于边跨长度的3倍，一般应取值lOOm以上。计算确定的每个墩台所承受的纵向水平力(考虑墩台纵向刚度时的计算结果)用于检算桥梁墩台结构安全；桥梁上不同曲线半径处对应的最大附加温度压力和拉力，用于无缝线路检算。2．3．3挠曲力计算挠曲力计算时，不考虑轨面制动力和桥梁的温度变化，桥梁在竖向荷载作用下的挠曲位移、设有伸缩调节器后的轨条伸缩位移作为主动荷载，对于双线桥梁相当于计算两线同时作用有竖向列车荷载的情况。因挠曲力的传递距离有限，通常只按两至三跨上作用有列车竖向荷载进行计算，且又分为桥梁固定端迎车和活动端迎车两种情况，这样将导致挠曲力的计算工况相当多。为简化计算，通常可采用以下一些方法：(1)不以全桥参与计算，只考虑车前一跨及竖向荷载作用跨，墩台顶纵向水平刚度按实际情况取值，这样一方面可节省全桥参与计算时的工作量，同时还可减少数值计算时的误差积累。(2)因固定端迎车时计算挠曲力通常要小于活动端迎车，一般情况下可只进行活动端迎车工况计算。(3)检算不易通过的墩台主要位于连续梁相邻处，因此计算重点应为连续梁边跨及相邻简支梁布载这一工况，而对远离连续梁桥的简支梁，可参考规范和已有计算结果取值。 西南交通大学硕士研究生学位论文第17页计算中应将梁跨布置、固定支座布置、桥梁每线截面抗弯刚度、桥梁中性轴距上翼缘和下翼缘的距离、墩台顶纵向水平刚度、伸缩调节器位置、小阻力扣件布置范围、列车荷载类型、荷载入桥类型、每线上列车荷载长度及大小等参数输入，程序将根据荷载位置及桥梁截面特性计算梁跨上翼缘的挠曲位移、小阻力扣件的范围及荷载位置确定线路有荷及无荷纵向阻力。计算确定出每个墩台所承受的纵向水平力(考虑墩台纵向刚度时的计算结果)，分车前跨挠曲力(无竖向荷载)和车下挠曲力(有竖向荷载)，因竖向荷载和挠曲力引起的墩身弯矩方向相反，通常需提供车前挠曲力供桥梁专业检算：桥梁上不同曲线半径处对应的最大附加挠曲压力和拉力，用于无缝线路检算。2．3．4断轨力计算断轨力计算时，不考虑轨面制动荷载、列车竖向荷载、桥梁温度变化，长轨条因折断后的伸缩位移为主动荷载，按单股钢轨进行计算，检算位置通常为升温条件下钢轨附加压力较大的地方。这是一种简化算法。钢轨折断并不是因为其拉应力超过正常的允许限度，而是钢轨或焊接接头存在质量缺陷，导致钢轨在那些受力相对较大的地方折断，通常情况下只是一股钢轨折断，双股钢轨或双线四股钢轨同时折断的概率极小，可不用考虑。在一股钢轨折断的情况下，另一股钢轨中还储存着温度力，当桥梁发生伸缩时，折断钢轨将释放伸缩附加力，另一股钢轨将产生伸缩附加力，两者叠加后，桥梁所受纵向力可近似地认为是单根折断钢轨在桥梁不发生温度变化情况下所产生。此外，还有其它简化算法，在最不利情况下，采用伸缩力与断轨力叠加计算(算法一)，此时相当于两股钢轨同时折断，无疑将使断缝值计算偏大，成为伸缩调节器设置的控制因素；通常所用的不考虑与伸缩力叠加计算(算法二)；不考虑墩台纵向刚度(算法三)；不考虑断轨后墩台纵向位移变化及钢轨纵向力的重分布，以伸缩力在断缝处按线路阻力梯度释放形成的面积直接计算(算法四)。为了较准确地计算一股钢轨折断后的开口值及墩台所受的纵向力，合理的计算方法应是建立多股钢轨与桥梁及墩台一体化计算模型，其中一股钢轨在承受伸缩力的同时折断，而另一股(单线)或多股钢轨(双线或多线)只承受伸缩力。计算中假定桥梁墩台不发生扭转，只在多根钢轨的纵向力共同作用下发生纵向水平位移，仍采用前述有限单元法求解。钢轨断缝值的计算关系到行车安全及是否需要采用伸缩调节器，是桥上无缝线路设计的核心内容之一。在钢轨最大降温I幅度及存在伸缩附加力的情况下，若一根轨条折断，相邻轨条会通过限制墩顶纵向位移而阻止钢轨断缝的继续扩大，这种多根钢轨．桥梁．墩台一体化的计算模型，用于计算桥上无缝线路钢轨断缝值与实际情况是吻合的。而假定两钢轨同时折断，或不考虑墩台纵向水甲刚度，或不考虑钢轨折断后纵向 西南交通大学硕士研究生学位论文第18页力的重分布等简化算法因所得结果与实际情况差别较大，目前已较少采用。不考虑相邻轨条的限制作用及与伸缩力的叠加影响，是目前较常用的算法，但受墩台纵向水平刚度、降温幅度、梁型等因素的影响，同样会导致计算结果出现较大偏差。我国《新建铁路桥上无缝线路设计暂行规定》(简称《暂规》)和《铁路无缝线路设计规范(送审稿)》中均推荐考虑一股钢轨发生断轨的公式算法。计算结果同样有单根钢轨纵向力、位移分布，桥梁位移分布，一股钢轨下墩台纵向力等。在确定出钢轨折断处两轨条的相对位移后，即可对断缝值进行检算；在确定墩台纵向水平力后，即可供桥梁专业检算墩台用。2．3．5制动力计算在进行制动力计算时，不考虑桥梁温度变化引起的伸缩位移及竖向荷载引起的挠曲位移，轨面制动力及有伸缩调节器时钢轨伸缩位移为主动荷载，按单根钢轨进行计算。双线桥相当于两线轨道上同时作用有大小相等的轨面制动力。列车制动时作用于轨面上制动力与列车前进方向相同，牵引时作用于轨面上的启动力与列车前进方向相反。该制动力为列车在紧急情况下作用于桥梁的纵向力。计算中应将梁跨布置、固定支座布置、轨面摩擦系数、墩台顶纵向水平刚度、伸缩调节器位置、小阻力扣件布置范围、列车荷载类型、荷载入桥类型、每线上列车荷载长度及大小等参数输入，根据荷载位置及轨面摩擦系数确定轨面制动力大小及方向、由小阻力扣件的范围及荷载位置确定线路有荷及无荷纵向阻力。同挠曲力一样，列车荷载可布置在桥梁的不同位置、以不同方向进入桥梁，计算工况相当多；在大坡道上，上坡为牵引工况，下坡为制动工况，作用于轨面的制动力与启动力方向是一样的。为简化计算，一般将列车头部布置在伸缩附加力或挠曲力附加力较大处，如连续梁端部及全桥上，列车长度取至桥梁端部，以得到最不利的制动力。计算获得单根钢轨纵向力、位移分布，桥梁位移分布，一股钢轨下墩台纵向力等。确定出不同曲线半径处制动附加压力和制动力拉力，用于无缝线路结构检算。制动力的计算在我国桥上无缝线路的设计中未作为重点，也缺乏相应的测试资料，因而在桥墩的检算中，应将计算出的制动力与桥梁规范作对比，取最不利值供墩台受力检算。在国外高速铁路桥上无缝线路设计中，对制动力的计算较为重视，并形成了较完善的理论体系，如列车荷载长度、大小、检算规程等。我国在近年来才开始重视制动力的计算，并从控制钢轨制动附加力的角度考虑，提出了墩台顶最小纵向水平刚度的限制，并制订了相应的规范。UIC标准中为保证高速铁路道床的稳定性，还制订了制动条件下梁轨快速相对位移限制标准，建议列入相应的检算规范。编制的软件计算结果中除了桥梁的绝对位移外，还有与轨条间的相对位移，可采用该计算结果进行梁轨快速相对位移检算。 西南交通大学硕士研究生学位论文第19页需要说明的有两点：一是因轨条上作用有轨面制动力，因而钢轨纵向力的变化梯度为线路纵向阻力与制动力之和，墩台上的纵向力为梁跨端部轨条纵向力之差与梁跨上总的制动力之和；二是在长大坡道上，根据牵规要求，必须采用常规制动的，需由运输专业提供制动力集度的大小，该作用力为主力，可与挠曲力叠加计算，即应采用制挠力计算模式。2．3．6特殊梁型计算特殊梁型伸缩力、挠曲力、断轨力、制动力的计算时，可将由桥梁分析专用软件得到的梁体温度变化时的伸缩位移、列车竖向荷载作用下的挠曲位移，作为已知条件按单元节点输入，墩台顶纵向移动后通过固定支座或固结墩带动梁体作相同大小的整体位移，这样处理大大拓宽了桥上无缝线路计算软件的适用范围，可以使得由此构建的程序具有极强的通用性。对于钢混组合梁结构，其伸缩位移和挠曲位移的计算也需视为特殊梁型，采用专用软件计算，但是对于该梁型的日温差合理取值，需要通过试验研究后才能确定，从最不利角度考虑，可参考钢梁取值。对于带纵梁及制动撑架的钢桁架梁，纵梁可视为普通梁的上翼缘，梁轨相对位移即是纵梁与钢轨间的相对位移，制动撑架可视纵向弹簧，在不考虑下弦杆轴向压缩的情况下，可将该弹簧视为与固定支座所在墩(简化为纵向弹簧)串联，因而程序中所输入的墩台项的纵向水平刚度应是与制动撑架叠加后的刚度值，计算所得纵向力即是单根钢轨下墩台项所承受的纵向水平力。2．3．7伸缩调节器的使用列车通过伸缩调节器的动力仿真理论与道岔动力学类似，所不同的是左右两车轮均存在轮载在基本轨与尖轨上的过渡，以及因轮轨接触点的变化而导致左右车轮重心均要下降，相当于存在高低不平顺；当尖轨顶宽5mm断面降低14mm，项宽20mm处降低4mm，项宽50mm处降低Omm时，基本轨及尖轨上轮轨接触点处的高低不甲顺如图2-6所示，图中两线交叉处为基本轨与尖轨上轮载过渡范围。 西南交通大学硕士研究生学位论文第20页0E孓00∞x，m图2-6钢轨伸缩调节器中接触点处高低不平顺钢轨伸缩调节器中因轮轨接触点变化所形成的结构性高低不平顺不是对称分布的，列车在逆向(列车迎着尖轨尖方向)、顺向(列车顺着尖轨尖方向)通过伸缩调节器时，轮轨动力响应是不相同的。分析表明，钢轨伸缩调节器仍是线路的一个薄弱环节，应尽量避免作用，铺设实践也证明，伸缩调节器为桥上无缝线路养护维修的重点、难点所在。因而在桥上无缝线路设计中应慎重考虑设置钢轨伸缩调节器。通常设置钢轨伸缩调节器是在钢轨断缝、无缝线路稳定性和钢轨强度无法满足要求，而改变桥梁型式、支座布置方式、扣件布置方式等措施不可行或无效时，才设置钢轨伸缩调节器，有时为了减少墩台的受力，也在长大温度跨度桥梁上设置伸缩调节器。桥梁上设置有钢轨伸缩调节器时，因基本轨端头阻力较小(铁科院试验表明在50kN左右)、尖轨端头阻力也较小(试验表明在l10kN左右)，可将该处视为接头阻力为零的钢轨接头，与钢轨折断情况类似，因而两端的长轨条伸缩位移较大，当轨条伸缩区位于跨度较小的简支梁上时，其伸缩位移远大于桥梁伸缩位移，这样作用于桥跨上的纵向力也较大，通常是简支梁墩台受力的控制因素，特别是当伸缩调节器位于连续梁端部时，轨条伸缩区的影响范围将长达3．5跨(对32m简支梁)。因此应合理地布置伸缩调节器的位置，避免与连续梁相邻的简支梁墩台受力超限，这同时也提出了桥梁墩台纵向水平刚度的设计应在全桥均匀过渡，应增大与连续梁相邻的简支梁墩台纵向水平刚度。钢轨伸缩调节器的工作原理是基本轨伸缩，尖轨应保持不动，为尽量避免基本轨与尖轨发生相对伸缩后引起轨距过大变化，在两钢轨密贴范围采用了曲线型设计，这样尖轨断面薄弱(顶宽5mm)的范围较长。在应用中，应尽量使尖轨相对于桥梁的伸缩位移较小，尖轨的伸缩方向与桥梁的伸缩位移方向一致布置是一种较合理的方式。因而单向伸缩调节器布置于梁端时，通常尖轨位于连续梁上，基本轨位于相邻简支梁上：而单向伸缩调节器布置于跨中时，尖轨与桥梁间的相对位移较大，须采用双向伸缩调节器，缩短尖轨的长度。 西南交通大学硕士研究生学位论文第21页因伸缩调节器结构不平顺的存在，在铺设中尖轨不宜跨越梁端缝、不宜位于竖曲线、半径较小的圆曲线、缓和曲线上，避免各种不利因素的叠加影响。为了避免尖轨与桥梁的相对位移过大，尖轨一端应采用常阻力扣件；而在基本轨一端，梁轨相对位移较大，为避免钢轨带动桥枕在道床中滑动，导致道床稳定性丧失，应采用小阻力扣件，小阻力扣件的布置范围应为整个伸缩区，并为方便现场管理，在同一梁跨上应尽量采用相同的扣件类型。当长大连续梁桥两边跨布置有两对双向伸缩调节器时，两基本轨所形成的轨条长度不宜太短，一方面是为了方便管理，另一方面是为了使该轨条在列车制动力作用下，不至于产生严重的爬行，只有当线路纵向阻力之和大于轨面制动力之和时，才能避免长轨条的爬行，因而这是该轨条的最短限制长度，当无法满足要求时，可在该轨条中间段布置常阻力扣件。2．3．8桥梁墩台检算桥上无缝线路纵向力是在考虑了最不利情况下的计算结果，钢轨断轨力、制动力均是在线路纵向阻力已接近或达到临界值时产生。且由于列车动载的作用，产生挠曲力时，伸缩力已有所放散，因此墩台检算时，同一根钢轨作用在墩台上的各项纵向力不作叠加。无缝线路作用于桥梁墩台的纵向力，分主力、附加力和特殊力。伸缩力、挠曲力是经常作用在桥梁墩台的纵向力，按主力计算，制动力或牵引力按附加力考虑，断轨力是偶然作用于墩台上的纵向力，出现机率较少，按特殊力考虑。为确保桥梁墩台的安全，作用于墩台的纵向力，考虑最不利情况的组合。不同支座结构传递至墩台上的纵向力按相关桥涵设计规定办理。由于新建铁路桥梁设计时，考虑了无缝线路对墩台的纵向力作用，因此桥梁设计时，除应按相关桥涵设计规定进行墩台设计检算外，还应进行支座锚固螺栓以及钢桁梁桥面系杆件的强度检算。桥梁墩台检算用荷载组合有主力、主力+附加力、主力+特殊力、主力+附加力+特殊力，并分为单双线采用不同的纵向力组合，这四种组合方式下，允许应力的提高系数分别为1．0、1．2、1．4、1．4。单双线荷载组合情况如表2．1所示。该项工作一般由桥梁专业根据桥上无缝线路检算提交的相应墩台力进行检算。 西南交通大学硕士研究生学位论文第22页表2-1桥梁墩台检算用纵向力组合2．3．9钢轨强度及无缝线路稳定性检算目前各种规范中对桥上无缝线路钢轨强度检算采用的是动应力+温度应力+伸缩或挠曲附加应力组合，无缝线路稳定性检算采用的是温度压力+伸缩或挠曲附加压力组合。 西南交通大学硕士研究生学位论文第23页第3章大跨度斜拉桥有限元模型本文以上述桥上无缝线路计算理论为指导，利用大型有限元软件ANSYS建立了斜拉桥上无缝线路梁轨相互作用计算模型，该模型能够较准确地模拟桥上无缝线路的受力特性，使计算结果更加准确，更具实用价值。3．1有限单元法及ANSYS软件简介有限元方法是根据变分原理求解数学物理问题的一种数值计算方法。它最先应用于结构的应力分析，很快就广泛应用于求解热传导、电磁场、流体力学等连续域问题。结构的有限元分析涉及力学原理、数学方法和计算机程序设计等几个方面，诸方面互相结合才能形成这一完整的分析方法。伴随着计算机科学和技术的飞速发展，有限单元法现已成为计算机辅助设计(CAD)和计算机辅助制造(CAM)的重要组成部分。本文采用大型通用有限元软件ANSYS完成了建模和结构受力分析，ANSYS软件是融结构、流体、电磁场、声场和热场分析于一体的大型通用有限元分析软件，可广泛应用于土木、地质、矿业、材料、机械、仪器仪表、热工、电子和水利等工程的分析和科学研究。ANSYS具有十分强大的分析功能，此处仅介绍大多数分析都适用的基本步骤。ANSYS分析过程一般包括三个步骤：前处理、求解和后处理。前处理主要包括创建几何模型或有限元模型、定义单元、定义材料属性、定义单元划分等，施加荷载和边界条件也可在该过程完成。求解过程主要包括施加荷载和边界条件、定义求解类型、定义求解器及求解方式等。后处理主要用于查看分析结果、结果计算与分析等。3．2斜拉桥模型及设计参数3．2．1模型的建立桥上无缝线路附加纵向力是由梁轨相互作用产生的，影响纵向力分布的两个重要因素分别是线路纵向阻力及桥梁下部结构的纵向水平刚度。除此之外，对于区别于普通桥梁的斜拉桥，由于其是由承弯的梁、承压的塔、承拉的索三种基本构件组成整体结构，所以钢桁梁的纵向位移必将受到斜拉桥体系的抑制作用。本文利用大型有限元通用软件ANSYS，在满足工程应用的前提下，通过一定的简化处理，将轨道、桥梁及墩台作为一个整体来考虑，由于该斜拉桥式左右对称，所以该示意图选用全桥的一半，如图3．1所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第24页钢轨路基■k罂向阻力励腻斜警一＼，，，，，，Ii世朋卫一∥一∥一∥∥一盘和颦巧j11匹—，悍蜱M∥∥II—WM郴W阅峭删Ⅳt“q峨台聂二度。L|，L用，5跨32m简支粱(36+96+228／2)m钢桁梁图3-1双塔斜拉桥分析模型(1)梁体和钢轨采用杆单元模拟。该类单元只承受轴向的拉压，不承受弯矩，节点只有平动自由度。由于梁轨纵向相互作用原理是建立在梁轨之间发生纵向相对位移的基础上的，且梁轨纵向相互作用的结果是梁轨间产生纵向力的作用。对于伸缩工况和断轨工况，均是梁和钢轨由于温度的变化产生了纵向伸缩，而不受弯矩，所以可以用杆单元来模拟梁和钢轨；对于制动工况，是由于列车在制动荷载作用下沿钢轨轴向向的摩擦力所引起的，所以此工况下梁轨也可以用杆单元模拟；对于挠曲工况，显然实际的粱体要发生弯曲变形，为了在各种工况下统一使用杆单元简化模型，本文利用如下公式将挠曲工况下的梁体位移转化为与之等价的温度体荷载施加在杆单元上，产生的梁体纵向位移与实际相符。具体计算如下：首先利用公式(3．1)求得各单元梁截面上翼缘的纵向位移△0I：△巾=8,hif+岛厅20(3-1)式中，E为桥梁各截面的转角；％，为该截面处梁的中和轴至上翼缘的距离；鼠为固定支座处截面转角；h，。为梁的中和轴至下翼缘的距离。然后利用公式(3．2)求得梁体各单元的温度变化值出：△o，=a／，At(3—2)式中，△。，为梁截面f的位移量，Z，为梁截面f至固定支座的距离，岱为线胀系数，钢为11．8x10由／"C，钢筋混凝土为10×lO_6／℃。最后利用ANSYS软件对梁体上各单元依次施加相应的温度荷载。(2)斜拉索采用杆单元模拟。斜拉索只承受沿拉索方向的拉力，所以也采用杆单元模拟。(3)主塔采用beam3单元模拟。在进行桥上无缝线路设计时，温度作用、列车荷载作用均可能引起主塔弯曲变形。从总体受力上来说，斜拉桥的主塔结构不仅要承受巨大的轴力，还要承受很大的弯矩。而且本文所建立的模型是平面模型，所以采用beam3单元来模拟主塔才能较真实的模拟实际受力。 西南交通大学硕士研究生学位论文第25页(4)钢轨与路基的连接，梁与钢轨的连接均采用非线性弹簧单元combin39模拟。由于本文只研究梁轨纵向相互作用，对于桥上有砟无缝线路来说，钢轨与路基、梁与钢轨之间的纵向相互作用是通过道床纵向阻力来实现的，而道床纵向阻力随梁轨相对位移的变化呈非线性的变化规律，所以本文采用非线性纵向弹簧是符合实际的。(5)墩台用弹簧单元combinl4模拟，可根据桥墩的刚度调整单元参数。在进行桥上无缝线路设计时，假定固定支座承受的纵向力全部传递至墩台上，使桥墩台产生弹性变形，墩顶发生纵向位移，桥墩台顶纵向刚度可假定为线性，模型中不考虑墩台的垂向位移，所以用线性弹簧模拟。(6)钢轨和路基均采用linkl单元模拟。在桥上无缝线路中，梁轨纵向相互作用使得钢轨产生纵向位移，受到纵向附加力的作用。钢轨的纵向伸缩会受到桥梁两端路基的阻碍，所以建模时也要考虑桥梁两端路基上道床纵向阻力的影响。(7)对于固定支座和活动支座的处理，采用现有桥上无缝线路计算假定，即假定固定支座能完全阻止梁的伸缩，活动支座的阻力可略而不计。所以本文模型中采用直接对固定支座处的桥梁单元节点全约束，而活动支座处的桥梁单元节点只约束垂向的方法来模拟固定支座和活动支座。(8)本文建立的是单线模型，一线上的两股钢轨通过轨枕及扣件系统有一定联系，模型中将这种联系简化为与桥面的阻力。3．2．2相关设计参数本文以桥跨布置为“5X32m简支梁+(36+96+228+96+36)m钢桁梁+5X32m简支梁”的大跨度斜拉桥为研究对象，如图3．2所示，全桥15跨14墩2台，钢桁梁架在双塔斜拉桥上，全桥位于直线上。图3．2主桥示意图主要设计计算参数如下：(1)轨温：最高轨温59．2℃，最低轨温．3．3℃，设计锁定轨温为36+5℃，升温时最大温差为59．2．0．(36．5)=28．2。C，降温时最大温差为36+5．(．3．3)=44．3。C；简支梁体升温幅度为15℃，钢桁梁体升温幅度为25℃。(2)钢轨：钢轨的使用范围与线路的运量、列车轴重、运行速度有很大关系。目前我国正线无缝线路广泛铺设CHN60型钢轨。CHN60型钢轨的参数如下表3．1所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第26页表3-1CHN60型钢轨断面尺寸及特性(3)桥梁参数：本文对由混凝土简支梁和连续钢桁梁组合而成的斜拉桥进行桥上无缝线路设计。斜拉桥作为铁路桥中新兴的一种桥型，在进行桥上无缝线路设计时，不仅要考虑梁体的影响，而且也要考虑到斜拉桥特有的主塔、斜拉索的影响。本文中对斜拉桥梁体、主塔及斜拉索的参数设置如下表3．2～3-4所示。表3-2粱体参数表3．3主塔参数名称符号学．f征斜拉索弹性模最EN／m21．910¨热膨胀系数口／。C1．110。横截面面积彳m。4．1910。泊松比y一0．3 西南交通大学硕士研究生学位论文第27页(4)轨道阻力：轨道阻力在达到临界值以前随梁轨相对位移的增大而增大，小位移时增大迅速，大位移时增大缓慢，采用变量阻力与现场实测结果基本一致。但变量阻力在工程应用中很复杂，不便于应用。所以本文利用ANSYS建模时采用变量阻力作为线路纵向阻力参数，在快速计算模型研究中采用常量阻力。有砟轨道除特殊设计采用小阻力扣件之外，扣件纵向阻力应大于道床纵向阻力，III型混凝土轨枕道床纵向阻力(每轨)取值如下图3．3所示。-Il2345位移㈦图3-3有砟轨道道床纵向阻力r=12uu_<2mmr=24u>2mmr=7．5uu_<2mmr=15u>2mm无砟轨道扣件纵向阻力(每轨)取值如下图3．4所示。6U竖向有载竖向无载8啦门磊岭一口_【盼一萋一置簧 西南交通大学硕士研究生学位论文第28页不o123456以位移㈦图3-4无砟轨道扣件纵向阻力有砟轨道采用弹条V型小阻力扣件时，扣件纵向阻力(每轨)取值如下图3．5所l2345位移㈨图3-5有砟轨道小阻力扣件纵向阻力．hN．Io一∞啦呻一暴1言一R区雄n} 西南交通大学硕士研究生学位论文第29页r=25uu<0．5mmr=l6uu<0．5mm无砟轨道采用弹条WJ一7型、如下图3-6所示。r=12．5u>0．5mm竖向有载r=8u>0．5mm竖向无载WJ．8型小阻力扣件，扣件纵向阻力r(每轨)取值位移(曲图3石无砟轨道小阻力扣件纵向阻力r=20uu<0．5mmr=10u>0．5mm竖向有载r=13uu<0．5mmr--6．5u>0．5mm竖向无载本文所选轨道结构为有砟轨道，所以ANSYS建模时采用变量阻力图3．3和图3．5所示阻力作为线路纵向阻力参数；在快速计算模型研究中采用常量阻力，其值取位移为2mm时阻力的0．60～0．65倍。(5)荷载：客货混运铁路桥梁荷载按中一活载换算为均布荷载计算。如图3．7为中一活载的轴重及轴距示意图。5×220kN图3．7中一活载示意图．h譬oH∞毋叶钓一暴1董一R1jl世nl 西南交通大学硕士研究生学位论文第30页(6)桥墩(台)顶纵向水平线刚度：我国客运专线上大量采用实体钢筋混凝土桥墩，设计暂规规定，跨度32m和40m梁的墩台顶纵向水甲线刚度分别为400kN／cm和700kN／cm，简支梁桥台顶纵向水平线刚度单线不得小于1500kN／cm。本文建立的模型是单线铁路桥，简支梁跨度均为32m，所以固定支座处采用的桥墩顶纵向水平线刚度取200kN／cm。桥台顶纵向水平线刚度取1500kN／cm。 西南交通大学硕士研究生学位论文第31页第4章大跨度斜拉桥梁轨相互作用的有限元分析本文以“5×32m简支梁+(36+96+228+96+36)m钢桁梁+5×32m简支梁’’为研究对象，在满足工程应用的前提下，通过一定的简化处理，建立了桥上无缝线路纵向附加力的全桥有限元计算平面模型。这样可以比较全面地反映梁轨之间的相互作用，使计算结果更加接近梁轨真实位移和受力状态，本章内容为参考《新建铁路桥上无缝线路设计暂行规定》(简称《暂规》)及《铁路无缝线路设计规范(送审稿)》中相关要求对上述钢桁斜拉桥有限元模型进行桥上无缝线路计算。4．1主要设计与检算标准4．1．1强度控制的允许附加力计算钢轨强度检算在目前轨道强度应满足：％+q+盯，≤【盯】(4-1)式中％一钢轨动弯应力，根据《铁路轨道强度检算方法》(GB2034．88)计算；仉一钢轨温度应力，根据公式o-,=2．478At(MPa)确定；盯，一钢轨附加应力。包括伸缩力、挠曲力和制动力；[盯卜一钢轨容许应力。由于钢轨铺设在无砟轨道上，无需检算线路稳定性，故钢轨容许应力由钢轨强度控制。新线一次铺设无缝线路，通常采用国产60kg／mPD3钢轨，容许应力：【盯】：鲁=363．1Mpa。1·J根据上述公式计算得强度控制的允许附加力为：[仃，】压=[盯卜o-d—q=363．1一l14．1—69．88=179．12MPa．【町】拉=[盯卜％一q=363．1—96．6—109．78=156．72MPa4．1．2稳定性控制的允许附加力计算统一公式计算办法认为，为了避免或尽量减小在温度的反复变化过程中残余变形的积累，应对变形幅值／加以限制，并认为道床的弹性范围为1～2mm。同时，又为了避免过分限制温度力，从而影响无缝线路的铺设范围，定义由f=2mm时计算出的温度力为计算温度压力P．Ⅳ。将计算温度压力除以一定的安全系数K，即为允许温度压力【P】。 西南交通大学硕士研究生学位论文第32页[尸1=卫(4—2)。‘K式中K一规定取值1．25。由于该算法属于小位移情况，故不考虑胀轨区的温度压力降低，从而有：允许温升[出】：喜雯(4．3)Lrtz式中F一两根钢轨截面积之和。经检算得，钢轨的容许温度压力为1505．1kN，最大温度压力为541．218kN，则稳定性控制的允许附加压力为963．882kN。钢轨的容许温度拉力为1970．5kN，最大温度拉力为850．25kN，则允许附加拉力为l120．30kN。4．1．3断缝允许值桥上钢轨折断时，必须保证列车能够安全通过断缝。为此，必须控制钢轨断缝的量值。参照国内外试验，建议50kg／m、60kg／m钢轨桥上容许断缝值【入】如下：(1)无砟轨道【入]≤100mm；有砟轨道【入】一<80mm。(2)时速200km及以上的轨道[入】R<70mm。4．2斜拉桥上无缝线路附加力有限元分析采用在全桥布置常阻力扣件的方案，利用桥梁分析模型进行各工况下桥上无缝线路检算，从而确定斜拉桥上铺设无缝线路的可行性。4．2．1伸缩工况伸缩附加力是梁因温度变化而伸缩，与钢轨产生相对位移，而这种相对位移将通过梁轨间的联结约束产生纵向力的作用。这些纵向力同时又反作用于梁跨和固定支座，使固定支座和桥墩产生弹性变形，并反作用于梁和钢轨。采用该斜拉桥模型计算的伸缩附加力如图4．1所示，钢轨伸缩附加力在钢桁梁左右两端最大，在钢桁梁中部较小，钢轨最大附加压力为840．89kN，出现在钢桁梁左端(距左台160m处)。稳定性控制的允许附加压力为963．882kN，因此钢轨伸缩附加力检算通过。钢轨位移在钢桁梁上接近左右梁端的位置达到最大，最大值为49．59mm；钢桁粱左右两端的梁轨相对位移最大，最大值为37．46mm。 西南交通大学硕士研究生学位论文第33页-20002004006∞80010001200距左台距离／m图4-1钢轨伸缩附加力0200400鲫800距左台距离／m图钙粱体纵向位移4．2．2挠曲工况-200O2004∞啪8∞100012∞距左台距离／m图4-2钢轨纵向位移02004∞600800距左台距离／m图4．4梁轨相对位移挠曲附加力是由于列车荷载作用在线路上，梁体上翼缘受压、下翼缘受拉，梁整体向活动支座端移动，与钢轨产生相对位移，而这种相对位移将通过梁轨间的联结约束产生纵向力的作用。这些纵向力同时又反作用于梁跨和固定支座，使固定支座和桥墩产生弹性变形，并反作用于梁和钢轨。本文根据桥梁跨度设置三种不利工况，分别计算各种工况下挠曲附加力和钢轨、梁体纵向位移的大小，分析挠曲附加力的分布情况，从而确定铺设无缝线路的可行性。具体计算分析如下：工况一：荷载左入桥，车头距左桥台196m，作用梁跨为36m。挠曲附加力见图4．5，钢轨最大附加压力为3．98kN，出现在距左台179m处。未超过钢轨的容许附加压力963．88kN；钢轨最大附加拉力为1．09kN，出现在距左台159m处，未超过钢轨的容许附加拉力为1120．30kN，检算通过。钢轨位移和梁轨相对位移的最大值均出现在钢桁梁左端，最大值分别为0．04ram和0．06mm。∞O∞帅∞重l／浍辽星≤嚣幂啪劬鲫伽抛。抛珊枷量＼R曩莲黎圣加∞o∞重I／潍翅茛幂暴器∞o∞柏∞蚕＼漤暑尽悉S繇 西南交通大学硕士研究生学位论文第34页43Z_＼文2暑釜盖1嚣O·1-200020040060080010∞1200004n∞星0．00＼篓n02羹艄苯n∞群旬．∞．o．10-n12距左台距离／m图4-5挠曲附加力图a∞n02—001＼潍0．00j摹五r．o．01暴泰-o．∞率．o∞．o．04．005O200400600鄙0距左台距离／mn07O∞一005蠢n∞趔n∞至。舱套、001眯O∞．o01也a202004006008001000距左台距离／m图4．6钢轨纵向位移O2∞400600∞O距左台距离／m图4．7粱体纵向位移图4-8粱轨相对位移工况二：荷载左入桥，车头距左桥台292m，作用梁跨为(36+96)m。挠曲附加力见图4-9，钢轨最大附加压力为32．82kN，471．出现在距左台244m处。未超过钢轨的容许附加压力963．88kN；钢轨最大附加拉力为15．19kN，出现在距左台344m处，未超过钢轨的容许附加拉力为l120．30kN，检算通过。钢轨位移最大值出现在钢桁梁中部，为0．79mm；梁轨相对位移最大值为0．23mm，也位于钢桁梁上。柏Z_20、、毒口暑10嚣0．10-2∞02004∞6008001000距左台距离／m图4-9挠曲附加力图c06＼冀n。≤0．2翠00．04O2∞40060080010001200距左台距离／m图4一lO钢轨纵向位移 西南交通大学硕士研究生学位论文第35页0200,600600800距左台距离／m图4-11粱体纵向位移O200400600距左台距离／m图4-12粱轨相对位移工况三：荷载左入桥，车头距左桥台520m，作用梁跨为(36+96+228)m。挠曲附加力见图4．13，钢轨最大附加压力为104．39kN，出现在距左台409m处。未超过钢轨的容许附加压力963．88kN：钢轨最大附加拉力为91．84kN，出现在距左台536m处，未超过钢轨的容许附加拉力为1120．30kN，检算通过。钢轨位移最大值出现在钢桁梁中部，为2．88ram；梁轨相对位移最大值为0．49mm，也位于钢桁梁上。4302004006008001000距左台距离／m图4-13挠曲附加力图O2∞400600800距危台距离／m图4-15梁体纵向位移06_04．060200400600800距左台距离／m图4．14钢轨纵向位移O2004006∞距左台距离／m图4-16梁轨相对位移箱{寻侣∞仲侣O0星＼漤g芟娶罨歙伯¨％¨眈∞抛“们星＼浍牮星蚕蕊嫌¨眈∞眈星＼淤辽莨翠罨繁星＼浍g量≤肇簌 西南交通大学硕士研究生学位论文第36页检算上述三种工况下的挠曲附加力，并列表4．1如下：表4．1挠曲附加力数据从上面的三种挠曲工况来看，钢轨的挠曲附加力较小，最大挠曲附加压力为104．39kN，出现在工况三，未超过钢轨附加力容许值，挠曲附加力检算通过。4．2．3断轨工况当轨温达到当地近30年内的最低轨温时，钢轨在桥梁上的最小利位置可能会因强度不足而折断，然后，钢轨自断口处收缩，其位移量很大，致使列车经过断缝时产生巨大的冲击作用，严重时将危及行车安全，桥上容许断缝限值为70mm。该斜拉桥上，伸缩附加力最大值发生在钢桁梁左端，此处断轨可能性最大，假设此处发生一股断轨，计算结果图4．18。其长轨条纵向位移所示。断缝值为37．20mm，未超过容许范围70mm，检算通过。10∞∞OZ6∞j芒＼R：鑫400姿200O-20002004006008001000距左台距离／m图4-17断轨力图-20002004006008001000距左台距离／m图4-18钢轨断缝值∞侣∞5o巧仲侣柏重＼泠≤匣蚕秦器．． 西南交通大学硕士研究生学位论文第37页0200400600800距左台距离／m图4-19粱体纵向位移4．2．4制动工况2520量15＼渣10乏兹5旺慕。睬．5·10．150200400600BOO距左台距离／m图4-20梁轨纵向相对位移制动附加力是列车在桥上制动或启动，列车对轨道产生纵向力，使轨道与桥梁产生相对位移。本文设置两种工况对斜拉桥上制动力的作用进行分析。工况一：列车从左桥台进入主梁，作用跨度为(36+96+228+96+36)m，计算结果如图所示。制动力如图4．21所示。最大制动拉力为279．838kN，出现在钢桁梁左端；最大制动压力为279．178kN，出现在钢桁梁右端。梁轨相对位移如图4-24所示。-20002004∞6008001000距左台距离／m图4．2l钢轨制动力1412星10＼釜e委e苒4露2O-2-20002004006008001000距左台距离／m图4．22钢轨纵向位移42O246星＼豁辽星悉§躲鲫抛伽。彻锄栅歪＼R意器蚤器． 西南交通大学硕士研究生学位论文第38页O2uU4uuOO口唧口挪40U唧删距左台距离／m图4-23梁体纵向位移图4-24梁轨纵向相对位移梁轨相对位移最大值为2．904mm，容许最大相对位移为4mm，检算通过。工况二：列车从右桥台进入主梁，作用跨度为(36+96+228+96+36)m，计算结果如图所示。制动力如图4．25所示。最大制动拉力为274．917kN，出现在钢桁梁右端；最大制动压力为289．125kN，出现在钢桁梁左端。梁轨相对位移如图4．28所示，梁轨相对位移最大值为2．991mm，容许最大相对位移为4mm，检算通过。∞OZ10D_＼Ro需船．100伽一300．200O20040060080010∞距左台距离／m图4．25钢轨制动力0200400600800距左台距离／m图4．27梁体纵向位移O．2星蠢4拶；_6蠢-8再霜；·10·12-14．200O2004006008001000距左台距离／m图4-26钢轨纵向位移O2004006∞800距左台距离／m图4-28粱轨纵向相对位移321O123善＼漤擘莨晕蕃秣2O8642O善＼羚掣星≤§麟321O123星＼谗趟莨霉蠢繁O2468O24善＼簿遥星蚕长繁 西南交通大学硕士研究生学位论文第39页4．2．5检算结论综上分析，挠曲变形附加力小于伸缩附加力，故伸缩计算控制设计。强度检算见表4．2，稳定性检算见表4．3。表4-2钢轨强度检算(MPa)由表4—2和表4-3可见，采用全桥铺设常阻力扣件的方案时，轨道强度和稳定性检算满足要求。此检算结果初步表明斜拉桥上是可以铺设无缝线路的。表4．4为各工况下桥梁墩台受力情况。表“墩台纵向力(k聊4．3斜拉桥体系对梁轨相互作用的影响斜拉桥是由承弯的梁、承压的塔、承拉的索三种基本构件组成的桥梁结构体系，梁塔是主要的承重构件，借助斜拉索组合成整体结构。斜拉桥的桥面犹如多孔的弹性支承连续梁，每根拉索犹如桥墩，这众多桥墩斜向集中到一根塔上再集中传到地基上。正由于“斜向”产生了水半推力，使塔的左右水平力自我平衡，形成了自锚体系，索承受巨大拉力，塔梁承受巨大压力。因此，钢桁梁的纵向位移必将受到斜拉桥体系的抑制作用；该结构体系可能会影响到伸缩附加力、挠曲附加力、制(启)动力和断缝 西南交通大学硕士研究生学位论文第40页值的大小和分布规律。本文分别考虑斜拉索刚度、主塔刚度及半漂浮体系这三个因素对梁轨纵向相互作用的影响，以及斜拉索、主塔温度变化对钢轨伸缩附加力的影响。具体分析如下。4．3．1斜拉索刚度对梁轨纵向相互作用的影响斜拉索是斜拉桥的一个重要组成部分，其中，斜拉索的一项重要技术经济指标就是它的刚度。本文计算模型中，共有32根斜拉索，由于各根拉索长度各不相同，刚度也不同，并注意到弹性模量与刚度存在着线性关系七=丝1，所以本文采用改变斜拉索弹性模量的研究方法，对不同拉索刚度情况下的梁轨纵向相互作用进行分析。斜拉索弹性模量取值如下：2105MPa，1．8105MPa，1．6105MPa，1．4105MPa，1．2105MPa。4．3．1．1伸缩工况1214161820斜拉索弹性模肇／×10sMP-a图4-29拉索刚度对伸缩附加力的影响121416—182．0斜拉索弹性模星／×lOⅧPa图4．30拉索刚度对钢轨纵向位移的影响121416．1820121416，1820斜拉索弹性模曼／×10。MPa斜拉索弹件模量／×10。MPa图4．3l拉索刚度对梁体位移的影响图4-32拉索刚度对梁轨纵向相对位移的影响42O8642O86撇眦爱：洲鲋洲啪至＼趔K瑙rr乓釜婷荤佗竹∞舛￡|∞jf}舛驺嚣筋船∞为∞役挖趁星＼遥<耐漤辽尽暴芒拳 西南交通大学硕士研究生学位论文第41页由图4-29"--"4．32可知，当主塔和桥墩刚度一定时，随着斜拉索刚度的增大，钢轨伸缩附加力最大值减小，相应的钢轨纵向位移最大值、梁体纵向位移最大值、梁轨相对位移最大值均减小；如下表4．5所示，斜拉索刚度增大，伸缩附加力最大值仅降低了0．2％，表明斜拉索刚度对伸缩工况梁轨相互作用的影响很小。表4．5伸缩工况时不同拉索刚度下各指标的最大值4．3．1．2挠曲工况由4．1节对各挠曲工况的计算分析可知，列车活载布满整个钢桁梁为最不利工况，下面分析此工况下不同斜拉索刚度时挠曲力及梁轨位移的变化规律。32143．212宴3210＼谗d32∞萋s20e繁32043．2021．21416．1．82．0斜拉索弹性模量／×10。MPa图4．33拉索刚度对挠曲附加力的影响●121416．182．0斜拉索弹性模景／×10。MPa图4．35拉索刚度对粱体位移的影响量＼目斗<皤静趟星悉薜器量＼g妖晤蹬乏专罩泰承1．21416．182．0斜拉索弹性模量／×lO。MPa图4-34拉索刚度对钢轨纵向位移的影响12141618．2．0斜{讧索弹性模砖／l,lPaX10。图4-36拉索刚度对梁轨纵向相对位移的影响啪啦伪m；拿啪{5|蚕；似饼似懈饼至＼靼<略墨一R釜薯逛躺姚；霎咖嗍㈣¨ 西南交通大学硕士研究生学位论文第42页由图4-33"---4．36可知，斜拉索刚度变化对挠曲工况梁轨相互作用的变化规律与伸缩工况相同。如下表4．6所示，斜拉索刚度增大，挠曲附加力最大值仅降低了0．03％，表明斜拉索刚度对挠曲工况梁轨相互作用的影响更小。表4-6挠曲工况时不同拉索刚度下各指标的最大值4．3．1．3制动工况由于列车左入主桥、右入主桥两种工况下梁轨相互作用规律相同，所以本文仅分析计算列车左入主桥工况下不同斜拉索刚度时制动力及梁轨位移的变化规律。蛳295Zj芒＼趔290杉蟛、285奄t7200275星＼j型二<瑙穗漫星悉§睬1214161．8—2．0斜拉索弹性模量／MPaX103图4-37拉索刚度对制动力的影响重＼趔斗<堪浍毯星≤寨幂121416182【斜拉索弹性模量／×10。MPa图4-39拉索刚度对梁体位移的影响量篁、、蚓二<皤漤≮’P莨≮墨裂12141618—2．0斜抟索弹性模量／MPa×10。图4-38拉索刚度对钢轨纵向位移的影响1．21416，182．0斜拉索弹性模量／×10。MPa图4．40拉索刚度对梁轨纵向相对位移的影响 西南交通大学硕士研究生学位论文第43页由图4·37----4·40可知，当主塔和桥墩刚度一定时，随着斜拉索刚度的增大，钢轨制动力最大值、钢轨纵向位移最大值、梁体纵向位移最大值、梁轨相对位移最大值均减小；如下表4-7所示，斜拉索刚度增大，制动力最大值降低了7．0％，表明斜拉索刚度对制动力的影响较伸缩附加力和挠曲附加力大。表4-7制动工况时不同拉索刚度下各指标的最大值4．3．1．4断轨工况图4-41～4—42为不同斜拉索刚度下钢桁梁左端处钢轨断开时断缝值和梁体最大位移的变化规律。由表4—8可知，随着斜拉索刚度的增大，断缝值减小5．8％，梁体位移最大值几乎不变。=匏．5芒＼智62o捶“s裂610客薜60．5蕾墨60．O鳕512141618．2(斜拉索弹性模量／×10啊Pa图4-41拉索刚度对钢轨纵向位移的影响1．21416．182．O斜托索弹性模最／×10诩Pa图4-42拉索刚度对梁体位移的影响表4．8断轨工况时不同拉索刚度下各指标的最大值4．3．1．5小结在斜拉索刚度取值满足桥梁结构设计要求的前提下，斜拉索刚度的变化对桥上无缝线路梁轨纵向相互作用的影响很小。由于主塔两侧斜拉索“斜向”产生了水平推力，∞玎憋巧M为复星＼遥．Y瑙楼辽尽≤肇脒 西南交通大学硕士研究生学位论文第44页形成了自锚体系，钢桁梁的纵向位移受到斜拉索的抑制作用。所以在进行桥上无缝线路设计时，尚可不考虑斜拉索刚度大小变化的影响。4．3．2主塔刚度对梁轨纵向相互作用的影响在斜拉桥的结构体系中，主塔结构要承受斜拉索传递过来的主梁桥面系的重力，以及主梁桥面系所承受的竖向荷载(活载)和水平荷载。也就是说，斜拉桥的主塔结构不仅要承受巨大的轴力，还要承受很大的弯矩。本文分析当斜拉桥上铺设无缝线路时，主塔刚度对梁轨相互作用关系的影响，主塔刚度取值分别为0．4107kN／m，0．6107kN／m，0．8107kN／m，1．0107kN／m，1．2107kN／m。Z$40．9∞、、坦邮啪薹啪嘲式840090o莲翻O．094童鲫睨8∞890tW,08∞300Zj￡油290二<篓280出需270啦薜晷2601043乾50104麓脚Z104麓1246l＼遥1w39244慧10439242蚪R104．39240器10439238盎壬10,4392"36逛104392340406081．012主塔刚度／X107kN／m图4-43主塔刚度对伸缩附加力的影响040608101．2辛塔刚度／×107kN／m图4．45主塔刚度对钢轨制动力的影响0406081012丰塔刚度／x107kN／m图4-44主塔刚度对挠曲附加力的影响0．40608．1012主塔刚度／X10okN／m图4．46主塔刚度对断缝值的影响由图4-43"--4—46可知，当拉索刚度和桥墩刚度一定时，随着主塔刚度的增大，钢轨伸缩附加力最大值、挠曲附加力最大值变化很小；主塔刚度变化对制动力和断缝值没有影响。如下表4-9所示，主塔刚度增大，伸缩附加力最大值仅降低了0．01％。表明主塔刚度对桥上无缝线路梁轨相互作用的影响较斜拉索刚度的影响小。∞钳酡∞弱∞H星＼≤涮鉴罨器 西南交通大学硕士研究生学位论文第45页综上所述，在主塔刚度取值满足桥梁结构设计要求的前提下，主塔刚度的变化对桥上无缝线路梁轨相互作用的影响较斜拉索小。所以在进行桥上无缝线路设计时，建议可不考虑主塔刚度变化的影响。4．3．3半漂浮体系对钢轨制动力的影响本文中的计算模型采用斜拉桥结构中的半漂浮体系。在该体系中，拉索呈密索的布置，主塔在顺桥向不设置水平约束支承，主梁仅由斜拉索与主塔相连。但是，由于在风力、地震力和刹车荷载的作用下，漂浮斜拉桥结构的水平变形很大，所以应在梁与主塔连接处设置足够的水平限位装置或阻尼器。近几年来液体粘滞阻尼器在我国和世界其他各地得到了广泛的发展和应用，成为桥梁抗风、抗震、控制车辆等动力荷载下桥梁振动的重要设备之一。粘滞阻尼器对刹车荷载下斜拉桥上无缝线路梁轨相互作用的改善也很明显，本文取阻尼器等效刚度为200kN／mm，分析了列车制动工况下有无粘滞阻尼器对梁轨纵向相互作用的影响。计算结果如图4-47"--,图4．48和表4．10所示，设有阻尼器时的制动压力比未设阻尼器时减小了53．5％，制动拉力减小了53．1％；梁轨相对位移减小了61．8％。 ～一一—————————————————————一一～一西南交通大学硕士研究生学位论文第46页Z≤长忌幕墨晷-20002004006008∞1000距左台距离／m图4-47阻尼器对钢轨制动力的影响0200400600∞O距左台距离／m图4-48阻尼器对粱体位移的影响表4．10控制列车制动用阻尼器方案结论：阻尼器的使用有效地降低了列车刹车时对钢轨的制动力，并减小了梁轨快速相对位移，避免了伸缩调节器的使用，为桥上无缝线路的设计带来了方便。4．3．4索塔温度变化对钢轨伸缩附加力的影响本文在利用所建立的有限元模型进行桥上无缝线路检算时，只考虑了梁体温度变化，而没有考虑斜拉索和主塔温度变化对钢轨伸缩附加力及梁轨位移的影响。下面分别按照如下表4．11所示三种方案，分析在伸缩工况下，斜拉索和主塔升温情况下的梁轨相互作用情况。具体分析比较见表4-12。表4．1l方案设计伸缩附加力最大值／kN843．77839．64842．52840．89梁体位移最大值／ram71．0870．5370．9470．68钢轨位移最大值／ram49．8949．4949．7849．598642O2468星＼鼯辽莨罩察眯 西南交通大学硕士研究生学位论文第47页对比方案一和方案四的结果可知，斜拉索温度升高，会增大钢轨的伸缩附加力，同时梁轨位移也有所增大；对比方案二和四的结果可知，主塔温度升高，反而会降低钢轨的伸缩附加力及梁轨位移值；对比方案三和四可知，在相同温度环境下，斜拉索温度变化对钢轨伸缩附加力的影响较主塔大，因此，在斜拉索和主塔同时升温的情况下，钢轨伸缩附加力较只有梁体升温时的大。 西南交通大学硕士研究生学位论文第48页第5章大跨度斜拉桥桥上无缝线路快速计算方法研究利用有限元分析软件ANSYS建模对斜拉桥上无缝线路进行设计及检算，可以细致地考虑斜拉桥特殊的结构形式，且能得到较为准确的计算结果，但是由于目前斜拉桥已经成为我国发展大跨、高墩铁路桥的优选桥型，斜拉桥桥上无缝线路设计工作量也相应增加，所以采用建模对每一座桥进行计算是远远达不到铁路建设进度要求的。为了方便设计人员更快更好地进行斜拉桥上无缝线路计算，本文利用西南交通大学王平教授主持开发的BCWR桥上无缝线路设计软件，结合斜拉桥特殊的结构及受力特点，将斜拉桥式转换为适用于BCWR计算的桥式进行计算，从而提出利用BCWR对斜拉桥上无缝线路进行计算的快速计算方法。5．1快速计算方法的提出本桥主跨为钢桁斜拉桥，钢桁部分均通过拉索与主塔作用，处于半漂浮状态。因此斜拉索和主塔本身的刚度将影响到主跨上各桥墩的刚度，并存在相互关系。根据桥型分析，BCWR程序可以考虑以下两种快速计算方法：算法一：利用桥梁分析模型，求得斜拉索和主塔刚度，将拉索和主塔纵向线刚度按比例分配到钢桁梁相应墩上，忽略墩台间的相互影响，按多跨超静定梁进行检算。桥梁简化模型如图5．1所示。算法二：利用桥梁分析模型，求得斜拉索和主塔刚度，将每一根斜拉索假设为一个桥墩，把主塔在各拉索上分配的刚度考虑进入墩台刚度内进行计算，忽略墩台间的相互影响，按多跨超静定梁进行检算。桥梁简化模型如图5．2所示。5木32m简支梁1I(36+96+228+96+36)m钢桁梁1．5．32m简支梁⋯一一———-叫卜-————————————————————————————————————————————制卜-—一一一一一一。一—屯墨———tD————1r——————-|r——————————tf——————1i——。屯_r一一⋯图5-l快速计算方法一模型示意图图5-2快速计算方法二模型示意图本文分别按算法～和二，以主跨“5×32m简支梁+(36+96+228+96+36)m钢桁梁+5x32m简支梁”为研究对象，仍采用全桥布设常阻力扣件的方案，利用BCWR程序 西南交通大学硕士研究生学位论文第49页对钢桁桥进行检算，从而确定快速计算方法的可行性。5．2算法一5．2．1伸缩工况伸缩附加力图5—3中，钢轨最大附加压(拉)力为879．482kN，出现在钢桁梁左端(距左台160m处)。Z《≮曩釜婚晕-200O20040060080010∞1200距左台距离／m图5-3钢轨伸缩附加力图将之代入专用软件TS检算知，容许附加压力963．88kN，容许附加拉力1120．30kN，钢轨伸缩附加力检算通过。5．2．2挠曲工况工况一：荷载左入桥，车头距左桥台196m，作用梁跨为36m挠曲附加力见图5—4，钢轨最大附加压力为12．237kN，出现在距左台144m处。未超过钢轨的容许附加压力963．88kN；钢轨最大附加拉力为6．008kN，出现在距左台160m处，未超过钢轨的容许附加拉力为1120．30kN，检算通过。 西南交通大学硕士研究生学位论文第50页图钳挠曲附加力图工况二：荷载左入桥，车头距左桥台292m，作用梁跨为(36+96)nl挠曲附加力见图5．5，钢轨最大附加压力为27．342kN，出现在距左台253m处。未超过钢轨的容许附加压力963．88kN；钢轨最大附加拉力为17．417kN，出现在距左台193m处，未超过钢轨的容许附加拉力为1120．30kN，检算通过。3020Zj芒＼-R10曩甚2藿0嚣．10·20图5-5挠曲附加力图工况三：荷载左入桥，车头距左桥台520m，作用梁跨为(36+96+228)m挠曲附加力见图5-6，钢轨最大附加压力为94．03kN，出现在距左台410m处。未超过钢轨的容许附加压力963．88kN；钢轨最大附加拉力为95．52kN，出现在距左台525m处，未超过钢轨的容许附加拉力为1120．30kN，检算通过。54321O12蚕＼R景莲薹迟 西南交通大学硕士研究生学位论文第51页100z50l＼R暑0毫￡嚣一∞．1∞·2∞020040060080010001200距左台距离／m图5-6挠曲附加力图采用简化算法一检算上述三种工况下的挠曲附加力，并列表5．1如下：表5．1挠曲附加力数据从上面的三种挠曲工况来看，钢轨的挠曲附加力较小，最大挠曲附加压力为94．03kN，出现在工况三，未超过钢轨附加力容许值，挠曲附加力检算通过。5．2．3断轨工况伸缩附加力最大值发生在钢桁梁左端，此处断轨可能性最大，假设此处发生一股断轨，计算结果图5．7。其长轨条纵向位移所示。断缝值为42．725mm，未超过容许范围70mm，检算通过。 西南交通大学硕士研究生学位论文第52页5．2．4制动工况20040060080010001200距左台距离／Ⅲ图孓7钢轨纵向位移工况一：左入主梁制动力如图5．8所示。最大制动拉力为144．621kN，出现在钢桁梁左端；最大制动压力为129．807kN。梁轨相对位移如图5-9所示。1501∞Z≤∞。弋主。套器．50—1∞．150图5-8制动力图∞竹O竹重＼捻乏蠢器 西南交通大学硕士研究生学位论文第53页0200400600800．距左台距离／m图5-9梁轨快速相对位移梁轨相对位移最大值为1．1mm，容许最大相对位移为4mm，检算通过。工况二：右入主梁制动力如图5．10所示。最大制动拉力为129．406kN；最大制动压力为150．002kN，出现在钢桁梁左端。梁轨相对位移如图5．11所示。图5-10制动力图O5O5O51O1t星f／簿迥专蒌蠢瓢∞5}O∞歪＼R罨罨秦器． 曲南交通大学硕士研究生学位论文第54页1．5—1．O一謇／厂、＼小≮0．5．§格以／々釜0．0．女萎-o．5．一1．0．j2晶40。Odo距左台距离／m图5-11粱轨快速相对位移梁轨相对位移最大值为1．141ram，容许最大相对位移为4mm，检算通过。综上分析，挠曲变形附加力小于伸缩附加力，故伸缩计算控制设计。强度检算见表5．2，稳定性检算见表5．3。表5-2钢轨强度检算(MPa)㈣容德?鬻附酱力。嶷，钢鬻力结论计算值96．6／114．1109．78／69．8859．60／113．56265．98／297．54363．1通过由表5．2可见，钢轨强度已经满足要求。表5．3轨道稳定性检算(kiN)检算内容最大温度压伸缩或挠曲附加压力纵向压力合钢轨容许压结力最大值计力论计算值541．218879．482通1420．71505．1、．}赳由表5．3可见，该方案下轨道稳定性检算满足要求，此方案可行。5．3算法二5．3．1伸缩工况伸缩附加力图5．12中，钢轨最大附加压(拉)力为735．84kN，出现在钢桁梁左端(距左台160m处)。 西南交通大学硕士研究生学位论文第55页Z≤R=搴萑￡漂圣-2000200400600800100012∞距左台距离／m图5-12钢轨伸缩附加力图将之代入专用软件TS检算知，容许附加压力963．88kN，容许附加拉力1120．30kN，钢轨伸缩附加力检算通过。5．3．2挠曲工况工况一：荷载左入桥，车头距左桥台196m，作用梁跨为(32+36)rn挠曲附加力见图5．13，钢轨最大附加压力为30．877kN，出现在距左台160m处。未超过钢轨的容许附加压力963．88kN；钢轨最大附加拉力为24．967kN，出现在距左台265m处，未超过钢轨的容许附加拉力为1120．30kN，检算通过。柏3020Z_、、弋10农之兰O嚣．10．20·30图5-13挠曲附加力图工况二：荷载左入桥，车头距左桥台292m，作用梁跨为(36+96)m 西南交通大学硕士研究生学位论文第56页挠曲附加力见图5．14，钢轨最大附加压力为25．402kN，出现在距左台212m处。未超过钢轨的容许附加压力963．88kN；钢轨最大附加拉力为25．28kN，出现在距左台340m处，未超过钢轨的容许附加拉力为1120．30kN，检算通过。∞至10＼’弋主。驾．10．20-30-200O2004006008∞1∞012∞距左台距离／m图5-14挠曲附加力图工况三：荷载左入桥，车头距左桥台520m，作用梁跨为(36+96+228)m挠曲附加力见图5．15，钢轨最大附加压力为42．35kN，出现在距左台418m处。未超过钢轨的容许附加压力963．88kN；钢轨最大附加拉力为26．93kN，出现在距左台291m处，未超过钢轨的容许附加拉力为1120．30kN，检算通过。,604030Z≤20·R乓10苞￡蠢。一10-20-30-200O200400600800100012∞距右台距离／m图5-15挠曲附加力图采用简化算法二检算上述三种工况下的挠曲附加力，并列表5．4如下： 西南交通大学硕士研究生学位论文第57页从上面的三种挠曲工况来看，钢轨的挠曲附加力较小，最大挠曲附加压力为43．255kN，出现在工况三，未超过钢轨附加力容许值，挠曲附加力检算通过。5．3．3断轨工况伸缩附加力最大值发生在钢桁梁左端，此处断轨可能性最大，假设此处发生一股断轨，计算结果图5．16。5．3．4制动工况．2∞02∞4006008∞100012∞距左台距离／m图5-16钢轨纵向位移工况一：左入主梁制动力如图5．17所示。最大制动拉力为287．486kN，出现在钢桁梁左端；最大制动压力为312．129kN，出现在钢桁梁右端。梁轨相对位移如图5．18所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第58页善＼稔目靛晕磊媒．200020040060080010001200距左台距离／m图5-17制动力图0200400唧剐距左台距离／m图5-18梁轨快速相对位移粱轨相对位移最大值为2．214mm，容许最大相对位移为4mm，检算通过。工况二：右入主梁制动力如图5．19所示。最大制动拉力为293．345l‘N，出现在钢桁梁右端；最大制动压力为301．24kN，出现在钢桁梁左端。梁轨相对位移如图5—20所示。枷蚕}瑚伽。御至＼R需器 3002∞z100jC＼1、蛋。世．100．2∞．3∞距左台距离／m图5-19制动力图图5-20粱轨快速相对位移梁轨相对位移最大值为2．324mm，容许最大相对位移为4mm，检算通过。综上分析，挠曲变形附加力小于伸缩附加力，故伸缩计算控制设计。则方寒一时强度检算见表5．5，稳定性检算见表5-6。表5-5钢轨强度检算(MPa)计算值96．6／l14．1109．78／69．8847．26／95．01253．64／2’78．99joj·l姐地由表5．5可见，钢轨强度已经满足要求。表5-6轨道稳定性检算(k聊检算内容最大温度压力伸缩或挠曲附加压力最大值纵向压力合计钢轨容许压力结论生竺堕i兰!：：!!．_=兰：!!II—II!：：：：!i!!i!i：!一．望旦．__—-_—-I—●——_-—_———____—_—-—●---—--—-—_-一一由表5-6可见，轨道稳定性检算满足要求，此方案可行。321O1之星l／泠辽靛巽蕃嫌 西南交通大学硕士研究生学位论文第60页5．4大跨度斜拉桥桥上无缝线路检算方法比较结合跨度为“5×32m简支梁+(36+96+228+96+36)m钢桁梁+5×32m简支梁”的双塔钢桁斜拉桥的结构特征，本文设计了两种快速计算方法，利用BCWR桥上无缝线路设计软件，对该斜拉桥式进行了桥上无缝线路检算，两种计算方法检算结果均满足桥上无缝线路设计要求。为了进一步验证这两种算法的正确性及可行性，本文选取相同工况下ANSYS计算结果与快速算法结果进行比较分析，具体分析如下。1000∞Oe∞Z≤400点200釜塑。锄．．400枷∞40{20警乏0星蠢．20基麟瑚枷．∞-20002∞400600哪!000距左台距离／m图5-21钢轨伸缩力O拍O400∞O800距车台距离／-图5-23粱体位移(伸缩工况)1∞50主。釜善嚣．∞．100-2∞02∞伽6008001∞O距左台距离／m图5-22钢轨位移(伸缩工况)-200O2∞400000800’嘲距芏台距离／m图5．24钢轨挠曲力(-r况--)-200O20040060080010000200400600800距乍台距离／血距庀台距离／m图5-25钢轨挠曲位移(工况--)图5．26梁体挠曲位移(工况三)∞o∞柏∞重＼潍皇星螽恭摹432，O4之4喜{潍菩星≤S祭32101234基＼漤过星《磊器 西南交通大学硕士研究生学位论文第6l页3∞200至100o蛋。磊．1∞锄栅-20002004006008001000距左台距离／皿图5．27钢轨制动力(左入)02∞400600800距左台距离／．图5．29粱体制动位移(左入)-20002∞4006008001000距左台距离／m图5．3l钢轨断轨位移O锄≤删泰套枷舢．1咖-20002004006∞∞01000距左台距离／血图5-28钢轨制动位移(左入)20暑{10慧乏是0番兰群．10-20-30-20002004∞6008001000距庀台距离／m图5-30钢轨断轨力02004006∞800距左台距离／m图5-32粱体断轨位移根据上述对比分析，可得如下结论：(1)采用快速计算方法与ANSYS建模分析所得纵向附加力及梁轨位移分布规律吻合，验证了快速计算方法模型的正确性；(2)由于计算软件采用数值计算方法求解，所取的有限单元长度不同，所得结果与ANSYS模型求解结果略有差异。但考虑到纵向附加力为此类大桥桥上无缝线路的主要矛盾，所以对于该类钢桁斜拉桥，利用本文的快速计算方法对桥上无缝线路进行简单检算与设计是可行的：(3)由图5．2l、5．24和5．27三种算法纵向附加力的变化规律可知，把斜拉索和42O8642O2．¨住仲；＼鼬皂fl争基鼬：。弱∞笛∞估仲5o{竹侣∞筋∞∞∞l＼谗皇厦矗毒墨 主塔刚度转化计算方法中，用的规律，即入墩台刚度内 西南交通大学硕士研究生学位论文第63页结论钢桁斜拉桥因其造型美观，桥梁跨度大及经济性好等诸多优点，近几年在我国客运专线铁路上得到了广泛的应用。但由于斜拉桥结构跨度大，借助梁塔索组合成整体结构，钢桁梁的纵向位移必将受到斜拉桥体系的抑制作用，而现有的桥上无缝线路设计研究并没有对此类特殊桥式进行深入探讨，给桥上轨道无缝化设计带来了前所未有的挑战。本文对该结构体系的桥梁进行了梁轨相互作用研究，具有重要的现实意义。本文以“5×32m简支梁+(36+96+228+96+36)m钢桁梁+5×32m简支梁”钢桁斜拉桥为研究对象，建立了桥上无缝线路纵向附加力的全桥有限元计算平面模型，在梁轨相互作用理论、桥上无缝线路计算理论和有限单元法的理论指导下，深入分析此类桥型的梁轨相互作用原理及纵向传力机制；分析斜拉索和主塔对桥上无缝线路附加纵向力的大小及分布规律的影响；分析半漂浮体系制动阻尼器的布置对各种纵向附加力传递规律的影响，为此类桥式的计算提供借鉴和参考。本文的主要研究成果如下：(1)针对该斜拉桥的桥梁和轨道结构特征，建立了大跨度铁路斜拉钢桁梁桥梁轨纵向相互作用模型。该模型较好的反映了钢桁、斜拉、半漂浮体系等桥梁特征和轨道纵向传力特性，为编制斜拉桥上无缝线路检算通用程序奠定了基础。(2)在上述模型的基础上，研究分析了此类桥梁桥上无缝线路附加纵向力传力机制及梁轨纵向位移分布规律，并进行了桥上无缝线路检算。结果表明，斜拉桥上无缝线路附加纵向力分布规律与普通桥上无缝线路相同；文中所取斜拉桥上无缝线路各纵向附加力满足检算要求，该斜拉桥桥式是可以铺设无缝线路的。(3)研究斜拉索不同约束刚度对梁轨纵向相互作用关系的影响。结果表明，钢桁梁的纵向位移受到斜拉索的抑制作用。当主塔和桥墩刚度一定时，随着斜拉索刚度的增大，钢轨伸缩附加力最大值减小，相应的钢轨纵向位移最大值、梁体纵向位移最大值、梁轨相对位移最大值均减小。但是在斜拉索刚度取值满足桥梁结构设计要求的前提下，斜拉索刚度的变化对桥上无缝线路梁轨纵向相互作用的影响很小。在进行桥上无缝线路设计时，尚可不考虑斜拉索刚度大小变化的影响。(4)研究主塔不同刚度在梁轨纵向相互作用中的影响。结果表明，当拉索刚度和桥墩刚度一定时，随着主塔刚度的增大，钢轨伸缩附加力最大值、挠曲附加力最大值变化很小；主塔刚度变化对制动力和断缝值没有影响。在主塔刚度取值满足桥梁结构设计要求的前提下，主塔刚度的变化对桥上无缝线路梁轨相互作用的影响较斜拉索小。所以在进行桥上无缝线路设计时，建议可不考虑主塔刚度变化的影响。(5)研究伸缩工况下，斜拉索和主塔温度变化在梁轨纵向相互作用中的影响。结果表明，斜拉索温度升高，会增大钢轨的伸缩附加力；主塔温度升高，反而会降低钢轨的伸缩附加力。主塔温度变化对桥上无缝线路梁轨相互作用的影响较斜拉索小，所以同时考虑二者温度变化时会增大钢轨伸缩附加力，说明斜拉桥上铺设无缝线路时需 西南交通大学硕士研究生学位论文第64页要考虑主塔和斜拉索温度变化的影响。(6)分析了列车制动工况下有无粘滞阻尼器对梁轨纵向相互作用的影响。结果表明，阻尼器的使用有效地降低了列车刹车时对钢轨的制动力，并减小了梁轨快速相对位移，避免了伸缩调节器的使用，对刹车荷载下斜拉桥上无缝线路梁轨相互作用关系及有明显改善，为桥上无缝线路的设计带来了方便。’(7)在总结上述计算规律的基础上，建立了斜拉钢桁梁桥梁轨相互作用简化模型，并提出了该类桥型桥上无缝线路设计与检算快速计算方法。其计算结果可以作为该类桥型桥上无缝线路设计的检算依据，因此有一定的实用价值。本文优选快速计算方法为算法二，即将每一根斜拉索假设为一个桥墩，把主塔在各拉索上分配的刚度考虑进入墩台刚度内进行计算，忽略墩台间的相互影响，按多跨超静定梁进行计算。然而，本文所建立的有限元模型仅仅是平面杆系结构的分析模型，未能从空间的角度来进一步分析桥上无缝线路纵向附加力的大小，作用机理及传递规律等，也没有考虑梁轨横向相互作用的影响。因此，有待进一步的研究分析，建立更能全面反映斜拉桥式结构和受力特性的空间有限元模型，比如可以考虑主梁截面性质，结构的空间几何布置形式及辅助墩的数目与位置和塔梁连接方式等多种因素的影响。此外，伸缩调节器的设置问题已经成为桥上无缝线路设计中备受争议的话题。作为在铁路桥梁中被越来越多采用的斜拉桥，也应该考虑伸缩调节器的设置对该类桥梁桥上无缝线路附加纵向力及梁轨位移的影响。进一步确定在斜拉桥上设置伸缩调节器的可行性及设置条件。笔者希望能在这方面有进一步的研究和发现。 西南交通大学硕士研究生学位论文第65页致谢本论文是在导师王平教授的悉心指导下完成的。首先对我的导师王平教授表示衷心地感谢，感谢他自始自终地关怀和指导，感谢他在论文选题和写作过程中所付出的心血。两年来，王老师渊博的学识，严谨治学的态度和平易近人的性格，深深地影响着我，促使我对专业知识更加深入地学习和对专业领域更加全面的了解。感谢李成辉教授和刘学毅教授，他们为人处事的态度和严谨治学的作风为我树立了学习的典范。感谢肖杰灵老师对本论文的悉心指导，本文从建模计算到结论分析都得到了肖老师的莫大帮助。感谢陈小平师兄和陈嵘师兄在我研究生学习期间给予我的帮助，感谢实验室的其他各位老师和同学给予我的关心和帮助。衷心感谢答辩委员会的各位老师在百忙之中抽出时间来审阅论文，为我的论文更加完善提供宝贵意见，祝身体健康，工作顺利!感谢我的家人，在我求学的过程中，是他们一直以来的关爱和支持才使我安心于学业，祝永远健康平安! 西南交通大学硕士研究生学位论文第66页参考文献广钟岩，高慧安．铁路无缝线路[M】．北京：中国铁道出版社，2005林元培．斜拉桥【M】．北京：人民交通出版社，2004郝瀛．铁道工程[MI．北京：中国铁道出版社，2000王新敏．ANSYS工程结构数值分析[M】．北京：人民交通出版社，2007龚曙光，谢桂兰．ANSYS操作命令与参数化编程[M】．北京：机械工业出版社，2004王勖成．有限单元法[M】．北京：清华大学出版社，2003徐庆元，陈秀方，周小林，曾志平．桥上无缝线路附加力计算模型研究【J】．长沙铁道学院学报，2003，21(3)马占国．中小跨度长联连续梁桥桥上无缝线路纵向力的研究叨．中国铁道科学，2003，24(1)刘文兵．大跨度提篮拱桥上无缝线路设计关键技术研究【J】．铁道工程学报，2009(3)孙立．大坡道曲线连续桥上无缝线路设计方法研究[J】．铁道工程学报，2004(4)蔡成标．高速铁路特大桥上无缝线路附加附加力计算叨．西南交通大学学报，2003，38(5)王其昌．高速铁路土木工程[M】．成都：西南交通大学出版社，1999卜一之．高速铁路桥梁纵向力传递机理研究【D】．西南交通大学博士学位论文，1998蒋金洲．桥上无缝线路钢轨附加纵向力及其对桥梁墩台的传递【J】．中国铁道科学，2003，21(3)龙翔．轨道阻力为变量时桥上无缝线路伸缩附加力的计算[J】．西南交通大学学报，1987(4)卢耀荣，冯淑卿．桥上无缝线路挠曲力的计算【J】．铁道学报，1987，9(6)李西亚，尹彦华．桥上无缝线路各项纵向附加力的综合计算公式们．铁道学报，1993，15(2)徐庆元，陈秀方．小阻力扣件桥上无缝线路附加力【J】．交通运输工程学报，2003，3(1)张迅，斯郎拥宗，李小珍．ANSYS二次开发在桥上无缝线路中的应用[J】．路基工程，2009(4)李秋义，孙立．桥墩温差荷载引起的桥上无缝线路钢轨纵向力[J】．中国铁道科学，2007，28(4)陈秀方，朱文珍．广义变分原理在桥上无缝线路伸缩附加力计算中的应用【J】．铁道科学与工程学报，2005，2(2)蔡成标．高墩桥上无缝线路列车制挠力的整体分析法【D】．西南交通大学博士学，，，，，，，，，叫U刁习q习印刀研观叫U刁n口pH瞄嘶口降pnUnUn口 西南交通大学硕士研究生学位论文第67页位论文，1989【23】卢耀荣．无缝线路研究与应用【M】．北京：中国铁道出版社，2004【24】李成辉．轨道【M】．成都：西南交通大学出版社，2004【25】A．D．Kerr．轨道力学及轨道工程【M】．北京：中国铁道出版社，1983【26】童大埙．铁路轨道[MI．北京：中国铁道出版社，1995[27】钱立新．世界高速铁路技术【M】．北京：中国铁道出版社，2003【28】华茂岜．中国铁路提速之路[M】．北京：中国铁道出版社，2002【29】伊地知坚一(日)．无缝线路作业【M】．北京：中国铁道出版社，1982【30】吴鸿庆，任侠．结构有限元分析【M】．北京：中国铁道出版社，2002【3l】刘晓平．土木工程结构分析及程序设计(M】．北京：人民交通出版社，2000【32】中华人民共和国铁路行业标准．新建铁路桥上无缝线路设计暂行规定【S】．北京：2003【33】中华人民共和国铁路行业标准．新建铁路桥上无缝线路设计及墩台顶纵向力计算暂行规定(第二稿)【S】．北京：2000．3【34】EffectoflongitudinalForcesonLongWeldedTrack，RailInternational，1980【35】LightRailTransit．AReportbytheLightRailTransit：ItsEconomicsandTechnology．Massachusetts：MITPress，1964[36】LadislavF．Thermalinteractionoflongweldedrails谢tllrailwaybridges四．RailInternational，1985【37】LFRYBA．TherailinteractionoflongWeldedRails晰mRailBridges．Railinternationgal，1985，3【38】DispersionofTractiveandBrakingForcesinRailwayBridges----TheoreticAnalysis．RailInternational，1982【40】A．D．Kerreta1．RailroadTrackMechanical&Technology．PergamonPress，1978【41】Brakingandaccelerationforceonbridgesandinteractionsbetweentrackandstructures--Enquiryintothelayingofcontinuousweldedrailsonstructures。ORED101／I心10／E，1977【42】Kramer，Jerome．Developmentsinturnouttechnology．RailwayTrackandStructures，1996[43】Anon．Turnouttechnologytakesanewdirection．RailwayTrackandStructures，1990[44】R．SCHMID，K．O．ENDLICHERandP．LUGNER．Computer-SimulationoftheDynamicalBehaviorofaRailway--BogiePassingaTurnout．VehicleSystemDynamics，1994(23)[45】GregoryBeh，DwayneAllan．DesignOfAHighTechnology60kg1Inl6TangentialTurnoutIncorporatingIn·SleeperDriveAndDetectionEquipment，2001[461RubenD．penaB．User’SManualforWRC．Version6．0Usedinthecreationof 西南交通大学硕士研究生学位论文第68页contactgeometryfiles,1995【47】RubenD．penaB．User’SManualforCFIT．Version2．0Usedinthecurvefiuingofwheelandrailprofiles，1995【48】AssociationofAmericanRailroads，User’SManualforNUCARSVersion2．0【49】OscarssonJ．DynamicTrain—track-ballastInteraction晰也UnevenlyDistributedTrackProperties．17thIAVSDSymposiumonDynamicsofVehiclesonRoadsandonTracks，Lyngbyf，Denmark，2001【50】AnderssonC．AbrahamssonT．Simulationofinteractionbetweenatrainingeneralmotionanda怕ck【J】．VehicleSystemDynamics，2002，38(6)【51】AuerschL．Vehicle—trackinteractionandSoilDynamics[J】．VehicleSystemDynamics，1998，28【52】GuruleS，WilsonN．SimulationofWheel／railInteractioninTurnoutsandSpecialTrackwork[J]．VehicleSystemDynamics，1999，33 西南交通大学硕士研究生学位论文第69页攻读硕士期间发表的学术论文[1】赵卫华，王平，陈小平．泰国BSl00钢轨菱形交叉组合强度分析【J】．铁道建筑，2009(9)：101-103．[2】赵卫华，王平．50kg／m钢轨12号米轨．准轨三套线单开道岔动力仿真分析[J】．高速铁路线路工程设计理论、施工及养护技术国际学术会议论文集，2009年11月：72．75．【3】王平，陈小平，赵卫华．高速铁路无砟道岔轨道动刚度特性及影响因素分析[J】．高速铁路线路工程设计理论、施工及养护技术国际学术会议论文集，2009年11月：3．8．【4】赵卫华，王平，陈小平．75kg／m钢轨12号菱形交分道岔强度及轨道刚度分析【J】．交通运输工程与信息学报，2010(2)：70．74．