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    單元化后高速鐵路橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)縱向力分布規(guī)律研究

    2021-09-26 11:47:00蔡嘉升陳進(jìn)杰王建西薛志強(qiáng)
    關(guān)鍵詞:化后板式鋼軌

    蔡嘉升,陳進(jìn)杰,王建西,3,陳 龍,李 楊,薛志強(qiáng)

    (1.石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院,石家莊 050043; 2.河北省巖土工程安全與變形控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,河北滄州 061001; 3.石家莊鐵道大學(xué)交通工程結(jié)構(gòu)力學(xué)行為與系統(tǒng)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,石家莊 050043;4.石家莊鐵道大學(xué)交通運(yùn)輸學(xué)院,石家莊 050043)

    引言

    CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道為縱向連續(xù)式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu),運(yùn)營(yíng)實(shí)踐表明,高溫期間特別是南方夏季持續(xù)高溫期間,以京滬高鐵為代表[1],CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道會(huì)產(chǎn)生起拱、脹板等不良病害問(wèn)題,導(dǎo)致軌道板和CA砂漿之間離縫,影響軌道的幾何形位與軌道結(jié)構(gòu)的使用壽命,威脅高速鐵路行車(chē)安全。

    針對(duì)軌道板上拱、脹板現(xiàn)象,已有學(xué)者從理論分析和現(xiàn)場(chǎng)整治等方面進(jìn)行研究。張杰[2]通過(guò)有限元軟件分析得出溫度荷載是軌道板脹板的主要因素,并提出相應(yīng)的整治措施;任西沖[3]將內(nèi)聚力和混凝土損傷塑性模型引入軌道板上拱分析中,開(kāi)展了軌道板端上拱病害機(jī)理、影響規(guī)律及整治方案研究;趙春光等[4]分析了寬窄接縫傷損對(duì)CRTSⅡ型板垂向穩(wěn)定性的影響;劉付山等[5]建立溫度荷載作用下軌道板上拱變形有限元力學(xué)分析模型,分析其上拱變形規(guī)律;王智超等[6]依據(jù)分布式傳感光纖技術(shù)特點(diǎn),提出了軌道板上拱監(jiān)測(cè)技術(shù)方案;袁博等[7]研究銷(xiāo)釘尺寸和數(shù)量對(duì)軌道板上拱位移和受力的影響,提出合理的銷(xiāo)釘錨固方案;肖虎[8]通過(guò)大數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)對(duì)脹板病害數(shù)量與持續(xù)高溫天數(shù)的相關(guān)性及沿線路的分布特征進(jìn)行了研究;朱永見(jiàn)[9]、劉英等[10]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)條件,針對(duì)CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道板離縫與上拱的問(wèn)題提出具體施工工藝,為現(xiàn)場(chǎng)養(yǎng)護(hù)維修提供了參考;譚社會(huì)[11]利用有限元方法研究植筋錨固和注膠對(duì)軌道板離縫上拱的整治效果,并通過(guò)分析小半徑曲線上變形監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)[12],分析了CRTSⅡ型板無(wú)砟軌道的穩(wěn)定性。

    目前,針對(duì)CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道脹板的問(wèn)題大多數(shù)是從加固、維修的角度進(jìn)行整治,并未從釋放軌道板溫度應(yīng)力的角度出發(fā)從根本上解決軌道板脹板的問(wèn)題。由于單元式軌道結(jié)構(gòu)具有溫度應(yīng)力小,傳力機(jī)制明確的優(yōu)點(diǎn),因此,可考慮將CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行單元化處理,減小軌道板溫度應(yīng)力,解決CRTSⅡ型板上拱問(wèn)題。

    由于單元化后CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道存在較多的弱連接,會(huì)導(dǎo)致軌道結(jié)構(gòu)縱向傳力不均勻,軌道結(jié)構(gòu)相互作用關(guān)系更加復(fù)雜,通過(guò)建立單元化后的橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道橋梁-軌道耦合模型,按照四塊板的單元化方案,在此基礎(chǔ)上分析研究升溫和降溫作用下單元化后橋上軌道結(jié)構(gòu)受力變形影響規(guī)律,為單元化CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道提供參考。

    1 單元化方案

    縱向連續(xù)式的橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道放棄了長(zhǎng)橋上無(wú)砟軌道須設(shè)置斷縫,并在梁端接縫處斷開(kāi)的設(shè)計(jì)原則,將軌道板間通過(guò)錨筋縱向連接并澆筑混凝土連成一個(gè)整體。軌道板與寬窄接縫均采用強(qiáng)度等級(jí)C55混凝土,在縱向上軌道結(jié)構(gòu)材料均勻分布且連續(xù)。將縱向連續(xù)式的CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道進(jìn)行單元化是指:在不破壞現(xiàn)有橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上,有規(guī)律地減小軌道板之間寬窄接縫處材料的彈性模量,使得CRTSⅡ型軌道板在縱向形成以一定數(shù)量軌道板為一個(gè)單元的不連續(xù)整體結(jié)構(gòu),單元間通過(guò)澆筑弱化后的填充材料進(jìn)行連接,使夏季連續(xù)高溫期間CRTSⅡ型軌道板產(chǎn)生的巨大溫度應(yīng)力在寬窄接縫處釋放,減少軌道板的上拱現(xiàn)象。如圖1所示。

    圖1 單元化CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道示意

    結(jié)合橋上軌道板剪切連接時(shí)既有錨筋的布置情況,每片箱梁的梁縫兩端設(shè)置4根錨筋、端刺與路基過(guò)渡段設(shè)置8根錨筋,如圖2所示,設(shè)計(jì)以4塊板為一個(gè)單元的橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道單元化方案。根據(jù)路基端刺區(qū)軌道板的實(shí)際鋪設(shè)數(shù)量,以4塊板為一個(gè)單元設(shè)置弱連接部位,并在兩個(gè)弱連接部位中間軌道板處設(shè)置4根錨筋,保證軌道板在單元化后受溫度應(yīng)力作用時(shí)的穩(wěn)定;簡(jiǎn)支梁上一般布置5塊軌道板,弱連接部位選在中間軌道板兩側(cè)位置,4塊板單元化方案如圖3所示。

    圖2 簡(jiǎn)支梁橋上CRTSⅡ型板既有錨筋布置情況

    圖3 簡(jiǎn)支梁橋上CRTSⅡ型板4塊板單元化方案

    2 橋上無(wú)砟軌道無(wú)縫線路橋梁-軌道耦合模型

    2.1 耦合模型及結(jié)構(gòu)參數(shù)

    橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)復(fù)雜,除鋼軌、扣件、軌道板、底座板、端刺[13]、橋梁等結(jié)構(gòu)外[14-17],還有CA砂漿層、摩擦板、兩布一膜、固結(jié)機(jī)構(gòu)等傳力結(jié)構(gòu)[18-20],建模時(shí)均考慮在內(nèi)。以某高鐵雙線多跨簡(jiǎn)支梁橋?yàn)槔謩e在兩端建立100 m路基段(包含臺(tái)后錨固體系)對(duì)無(wú)縫線路進(jìn)行約束。橋梁-軌道耦合模型如圖4所示,結(jié)構(gòu)參數(shù)[21]如表1所示。

    圖4 橋梁-軌道耦合模型

    表1 橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)

    2.2 模型驗(yàn)證

    為驗(yàn)證本模型建立的正確性,選取文獻(xiàn)[22]進(jìn)行對(duì)比分析。以溫度梯度荷載作用下,鋼軌的縱向力和縱向位移為指標(biāo),計(jì)算結(jié)果如圖5所示,文獻(xiàn)[22]中的計(jì)算結(jié)果如圖6所示。從比較分析可知,鋼軌力和鋼軌位移的分布規(guī)律是一致的,因此,本文建立的有限元模型可靠,可用于后續(xù)計(jì)算。

    圖5 本文計(jì)算結(jié)果

    圖6 文獻(xiàn)[22]計(jì)算結(jié)果

    3 單元化后無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)縱向受力分析

    3.1 工況設(shè)置

    由于單元化后寬窄接縫彈性模量的取值尚無(wú)參考,故假設(shè)單元化后弱連接處材料彈性模量取15 500 MPa,能夠滿(mǎn)足各項(xiàng)要求。升溫工況采取軌道板施加90 ℃/m[23]正溫度梯度,底座板和CA砂漿層整體升溫35 ℃,多跨簡(jiǎn)支梁橋整體升溫30 ℃;降溫工況時(shí)軌道板施加45 ℃/m負(fù)溫度梯度[24],底座板和CA砂漿層整體降溫35 ℃,多跨簡(jiǎn)支梁橋整體降溫30 ℃。

    3.2 升溫工況

    升溫工況下,單元化后CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道無(wú)縫線路的鋼軌縱向力、鋼軌縱向位移、軌道板縱向應(yīng)力、橋梁縱向位移如圖7~圖10所示。鋼軌縱向力正值代表鋼軌受拉,負(fù)值代表鋼軌受壓;鋼軌縱向位移正值代表變形方向與坐標(biāo)軸正方向相同,負(fù)值代表變形方向與坐標(biāo)軸正方向相反。

    圖7 單元化后無(wú)縫線路鋼軌縱向力

    圖8 單元化后無(wú)縫線路鋼軌縱向位移

    圖9 單元化后軌道板縱向應(yīng)力

    圖10 單元化后簡(jiǎn)支梁橋縱向位移

    從圖7、圖8可以看出,單元化后橋上最大鋼軌縱向拉力為25.1 kN,整體變形規(guī)律與單元化前鋼軌力變化規(guī)律保持一致。與單元化前的鋼軌受力相比,鋼軌縱向力在簡(jiǎn)支梁橋地段略微減小,兩側(cè)路基的鋼軌力減小約1 kN;取一跨簡(jiǎn)支梁作為研究對(duì)象,鋼軌縱向力在弱連接位置處產(chǎn)生極小值,鋼軌力突變幅值約5 kN,在梁縫處鋼軌縱向力減小形成“波谷”,在未弱連接位置,鋼軌力產(chǎn)生極大值。單元化后鋼軌位移略微減小,在兩側(cè)端刺位置出現(xiàn)鋼軌縱向位移的極值為1.34、-1.45 mm,最大鋼軌縱向位移減小約5%,由于單元化作用,在原有鋼軌的位移變形基礎(chǔ)上增加了許多突變,但突變幅值非常小,可忽略不計(jì)。

    升溫工況下,單元化后軌道板縱向應(yīng)力如圖9所示。當(dāng)寬窄接縫的彈性模量為35 500 MPa時(shí),由于錨固鋼筋的作用,在中間的軌道板產(chǎn)生應(yīng)力峰,在梁縫位置軌道板縱向應(yīng)力也產(chǎn)生應(yīng)力突變現(xiàn)象;單元化后寬窄接縫的彈性模量為15 500 MPa時(shí),軌道板縱向應(yīng)力與之前相比減小了8.9%,梁縫處軌道板的突變幅值減小0.3 MPa,軌道板始終保持受壓狀態(tài)。這說(shuō)明單元化能夠減小軌道板的縱向應(yīng)力。圖10為單元化前后簡(jiǎn)支梁縱向位移情況,從圖10可以看出單元化前后橋梁位移無(wú)任何影響,在固定支座處橋梁位移趨近于0,活動(dòng)端伸縮量約9 mm,橋梁沿著固定支座的一端向活動(dòng)端伸長(zhǎng),整體呈現(xiàn)鋸齒形狀。

    由以上分析可知,與單元化前相比,單元化后CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的縱向受力減小,但減小程度很?。挥捎趩卧饔?,鋼軌縱向力、鋼軌縱向位移、軌道板縱向應(yīng)力出現(xiàn)了不同程度的應(yīng)力、位移突變現(xiàn)象,但突變幅值較小,在安全范圍之內(nèi),橋梁整體縱向位移無(wú)變化。

    3.3 降溫工況

    降溫工況下,單元化后CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)縱向受力及位移如圖11~圖14所示。

    圖11 單元化后無(wú)縫線路鋼軌縱向力

    圖12 單元化后無(wú)縫線路鋼軌縱向位移

    圖13 單元化后軌道板縱向應(yīng)力

    圖14 單元化后簡(jiǎn)支梁橋縱向位移

    由圖11~圖14可知,降溫工況時(shí),單元化后軌道結(jié)構(gòu)的受力規(guī)律和升溫時(shí)呈現(xiàn)相反的狀態(tài),軌道結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn)、變形特征及其影響規(guī)律與升溫工況相同,故在此不再贅述。

    4 不同彈性模量的寬窄接縫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)縱向受力影響

    目前,單元化后弱連接處彈性模量的取值尚無(wú)參考,但如果單元化后弱連接處彈性模量取值太小,可能會(huì)導(dǎo)致弱連接處軌道結(jié)構(gòu)變形過(guò)大,影響軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。為進(jìn)一步掌握單元化后軌道結(jié)構(gòu)縱向受力規(guī)律,分析不同彈性模量對(duì)單元化后CRTSⅡ型板式軌道結(jié)構(gòu)縱向受力的影響,為單元化提供參考,故將單元化后的寬窄接縫彈性模量分為35 500,15 500,8 000,4 000,1 000 MPa五種,以升溫工況為例,研究在溫度荷載作用下,不同彈性模量的寬窄接縫對(duì)鋼軌縱向力、鋼軌縱向位移、軌道板縱向應(yīng)力以及橋梁縱向位移的影響規(guī)律。

    4.1 寬窄接縫對(duì)鋼軌縱向力影響

    溫度荷載作用下鋼軌縱向力如圖15所示。正值代表鋼軌受拉,負(fù)值代表鋼軌受壓。

    圖15 單元化后CRTSⅡ型板鋼軌縱向力

    從圖15可以看出,單元化后隨著寬窄接縫的彈性模量減小,路基兩側(cè)的鋼軌力越小,鋼軌縱向力在弱連接部位處產(chǎn)生突變的幅值越大,梁縫處鋼軌力突變幅值明顯增加。當(dāng)彈性模量為1 000 MPa時(shí),在一跨簡(jiǎn)支梁上,兩個(gè)弱連接之間的軌道板處鋼軌縱向力產(chǎn)生極大值形成“波峰”,梁縫處產(chǎn)生橋上最大鋼軌縱向力,突變幅值增大;在兩側(cè)端刺位置,鋼軌縱向力在弱連接處產(chǎn)生極小值,形成“波谷”,鋼軌縱向力變化值約25 kN。模型端部路基位置鋼軌力及橋上梁縫處鋼軌突變幅值如表2所示。從表2可以看出,彈性模量為1 000 MPa時(shí),梁縫處鋼軌受力影響較大,鋼軌縱向力突變幅值達(dá)到最大52.2 kN,兩側(cè)路基處鋼軌力與彈性模量35 500 MPa時(shí)相比減少近一半,為34.2 kN。

    表2 路基及橋梁梁縫處鋼軌受力情況

    由以上分析可知,寬窄接縫彈性模量減小,會(huì)導(dǎo)致弱連接位置的鋼軌力減小,形成“波谷”,增加梁縫處鋼軌力突變的幅值,這對(duì)小范圍內(nèi)鋼軌的縱向受力是不利的,故在單元化時(shí)需要關(guān)注弱連接位置及梁縫處鋼軌的受力情況,防止鋼軌變化幅度過(guò)大導(dǎo)致鋼軌斷裂;單元化時(shí),應(yīng)選擇合適的彈性模量,合理布置弱連接的位置,避免將弱連接位置布置在梁縫處,使鋼軌縱向力突變幅值增加;當(dāng)寬窄接縫的彈性模量減小時(shí),單元化對(duì)路基兩側(cè)鋼軌受力影響較大,應(yīng)予以關(guān)注。

    4.2 寬窄接縫對(duì)鋼軌縱向位移影響

    溫度荷載作用下的鋼軌縱向位移如圖16所示。鋼軌縱向位移正值代表變形方向與坐標(biāo)軸正方向相同,負(fù)值代表變形方向與坐標(biāo)軸正方向相反。

    圖16 單元化后無(wú)縫線路鋼軌縱向位移

    從圖16和表3中可以看出,彈性模量從35 500 MPa降至4 000 MPa過(guò)程中,鋼軌位移逐漸減小,但是減小程度較低;當(dāng)彈性模量為1 000 MPa時(shí),鋼軌位移顯著減小,弱連接處的鋼軌位移波動(dòng)幅度明顯增大,約0.2 mm。記距模型端部近處端刺為A,另一側(cè)端刺為B,如圖4所示。端刺處鋼軌縱向位移變化情況如表3所示。寬窄接縫彈性模量為1 000 MPa時(shí),端刺A、B端鋼軌最大縱向位移與彈性模量為35 500 MPa時(shí)相比分別減小60%、50%。

    表3 端刺處鋼軌縱向位移

    由以上分析可知,單元化后鋼軌縱向位移逐漸減小,有利于鋼軌的縱向穩(wěn)定;但彈性模量減小對(duì)鋼軌位移突變幅值的影響程度增加,最大鋼軌位移突變幅值約為0.2 mm,尚在安全范圍之內(nèi)。故單元化時(shí)應(yīng)關(guān)注弱連接部位鋼軌位移的變化情況,需加強(qiáng)觀測(cè)弱連接處鋼軌的爬行,提高弱連接處鋼軌扣件要求,避免弱連接位置鋼軌位移發(fā)生較大的變化。

    4.3 寬窄接縫對(duì)軌道板縱向應(yīng)力影響

    溫度荷載作用下軌道板縱向應(yīng)力如圖17所示。正值代表軌道板受拉,負(fù)值代表軌道板受壓。

    圖17 單元化后軌道板縱向應(yīng)力

    由圖17可知,升溫工況下,寬窄接縫的彈性模量越小,對(duì)軌道板縱向受力的影響越明顯,一方面隨著寬窄接縫逐漸減小,軌道板的縱向應(yīng)力逐漸減小,梁縫處軌道板縱向應(yīng)力峰值逐漸減小,當(dāng)彈性模量為1 000 MPa時(shí),與35 000 MPa相比軌道板縱向應(yīng)力最大減少44.9%;另一方面,取一跨簡(jiǎn)支梁為研究對(duì)象,單元化后由于弱連接位置較近,在兩個(gè)弱連接位置中間軌道板處產(chǎn)生縱向應(yīng)力的極小值,未弱連接的軌道板處產(chǎn)生應(yīng)力峰值,軌道板縱向應(yīng)力在梁縫處出現(xiàn)“波谷”。當(dāng)彈性模量減小時(shí),弱連接處的軌道板縱向應(yīng)力與梁縫處軌道板的應(yīng)力變化幅度受彈性模量影響較大,在彈性模量為1 000 MPa時(shí),弱連接處軌道板縱向應(yīng)力突變幅值為4 MPa,梁縫處軌道板縱向應(yīng)力突變幅值為7 MPa,軌道板始終保持受壓狀態(tài)。為更好的比較不同彈性模量間軌道板縱向應(yīng)力的大小,將不同工況下橋上無(wú)縫線路(從距模型端部100~420 m位置)軌道板的縱向應(yīng)力與寬窄接縫彈性模量35 500 MPa時(shí)軌道板的縱向應(yīng)力相比,統(tǒng)計(jì)減少幅度,如表4所示。

    表4 單元化后橋上軌道板向應(yīng)力值

    從表4可知,升溫工況下,在寬窄接縫彈性模量為35 500 MPa時(shí),橋上部分軌道板應(yīng)力為16.7 MPa;當(dāng)彈性模量減小至15 500 MPa時(shí),軌道板縱向應(yīng)力減小為15.4 MPa,減少程度為8.9%;當(dāng)彈性模量為1 000 MPa時(shí),軌道板縱向應(yīng)力整體顯著減小,軌道板縱向應(yīng)力減少44.9%,軌道板縱向壓應(yīng)力為9.2 MPa。

    綜上所述,單元化CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道能夠有效減小軌道板溫度應(yīng)力,減小梁縫處應(yīng)力峰值,釋放軌道板的縱向應(yīng)力,弱連接處填充材料的彈性模量在8 000 MPa以下時(shí),對(duì)軌道板縱向應(yīng)力的影響較為明顯;單元化使得弱連接位置及梁縫處的軌道板縱向應(yīng)力突變幅值增大,突變幅值在混凝土抗壓強(qiáng)度安全范圍內(nèi),但幅值增大容易導(dǎo)致在梁縫及弱連接位置處發(fā)生混凝土疲勞破壞,影響軌道板耐久性。故單元化時(shí),應(yīng)選擇合適的弱連接彈性模量,對(duì)梁縫及弱連接處的軌道板采取加固措施,防止單元化后軌道板的疲勞破壞。

    4.4 寬窄接縫對(duì)橋梁整體縱向位移影響

    溫度荷載所用下,橋梁縱向位移如圖18所示。

    圖18 單元化后橋梁整體縱向位移

    由圖18可以看出,橋梁整體位移變形與單元化前相比,橋梁的位移特征是一致的;單元化后不同彈性模量的寬窄接縫對(duì)橋梁整體位移基本無(wú)影響,這是因?yàn)閱卧桓淖兞藢捳涌p材料屬性,對(duì)原有軌道結(jié)構(gòu)和橋梁結(jié)構(gòu)之間的關(guān)系沒(méi)有改變。故單元化對(duì)橋梁整體結(jié)構(gòu)位移影響較小,不同彈性模量對(duì)橋梁整體縱向位移影響很小,在單元化時(shí)可根據(jù)橋梁位移特點(diǎn),采取適當(dāng)加固措施即可。

    5 結(jié)論

    通過(guò)建立單元化后的CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道多跨簡(jiǎn)支梁橋無(wú)縫線路橋梁-軌道耦合模型,設(shè)計(jì)四塊板的單元化方案,主要研究單元化后橋上無(wú)縫線路在升溫和降溫荷載作用下的受力特點(diǎn),分析不同彈性模量的寬窄接縫對(duì)CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)縱向受力的影響,得出如下結(jié)論。

    (1)單元化方案中,弱連接處彈性模量取15 500 MPa時(shí),CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)整體受力減小但減小程度很小;鋼軌縱向力、鋼軌縱向位移及軌道板縱向應(yīng)力出現(xiàn)了應(yīng)力、位移突變現(xiàn)象,但突變幅值較小,在安全范圍之內(nèi)。

    (2)隨著單元化后弱連接處彈性模量減小,鋼軌力、鋼軌位移突變幅值增加,故單元化時(shí)需要關(guān)注弱連接位置、梁縫處鋼軌的受力以及鋼軌的爬行,防止鋼軌力變化幅度過(guò)大導(dǎo)致鋼軌疲勞斷裂,在弱連接位置發(fā)生較大的位移變形。

    (3)弱連接處填充材料彈性模量的取值是影響CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)受力的關(guān)鍵因素。單元化CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道能夠減小軌道板的縱向應(yīng)力。單元化后,軌道板縱向應(yīng)力突變幅值增大,軌道板容易發(fā)生疲勞破壞,所以應(yīng)選擇合適的弱連接彈性模量,加固弱連接位置與梁縫處的軌道板,防止軌道板發(fā)生疲勞破壞。

    (4)單元化后的CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道,橋梁整體縱向位移受單元化的影響較小,可根據(jù)橋梁位移特點(diǎn),采取適當(dāng)加固措施即可。

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