轴压下钢筋混凝土桥墩塑性铰特性研究

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第35卷，第1期中国铁道科学VoI．35No．12014年1月CHINARAIIWAYSCIENCEJanuary，2014文章编号：1001—4632(2014)01—003408轴压下钢筋混凝土桥墩塑性铰特性研究李徐，钟铁毅，夏禾，王飞，顾正伟。(1．北京交通大学土木建筑工程学院，北京100044；2．吉林大学交通学院，吉林长春130021)摘要：通过2个大尺寸钢筋混凝土桥墩在轴下的水平低周往复加载试验，并结合混凝土压应变方法和艇于()penSEES的数值方法，研究钢筋混凝土桥墩的塑性铰特性，分析轴压对塑性1)(域长度及等效塑性铰长度的影响规律。结果表明：随轴压的增大，桥墩截面受压区应变增大，桥墩发生塑性破坏区域的长度显著增加，既有规范按1．0倍的桥墩截面高度估计塑性区域长度在高轴压下偏于不安全，故建议当桥墩轴比超过0．2时，加密布筋的蠼性区域长度应增大至1．5倍的桥墩截面高度；随着轴压增大，桥墩位移延性的下降大于截面曲率延性下降的幅度，从而使等效塑性铰长度不断减小，因此在推导等效塑性铰长度时应考虑轴压的影响，以免在轴压较大时过高估计桥墩延性，带来安全隐患。关键词：钢筋混凝土桥墩；塑性区域长度；塑性铰长度；拟静力试验；延性中图分类号：U443．22文献标识码：Adoi：10．3969／j．issn．1001—4632．2014．01．06结构或构件的延性定义为其在初始强度没有明度已知，墩顶位移可以简便地由曲率积分计算得显退化情况下的非弹性变形能力。在桥梁的延性抗到，因而准确估计等效塑性铰长度是塑性铰模型的震设计中，通常根据能力保护原理，使桥梁的桥墩关键。值得说明的是，等效塑性铰长度与需要加强底部在大震下发生期望的塑性变形，耗散地震能约束的塑性区域长度是两个不同概念，等效塑性铰量。集中塑性铰模型假定塑性曲率在指定长度(等长度是为了联系截面响应与结构响应而人为设定的效塑性铰长度)内按理想化模式分布，据此，可以计算参数值，而塑性区域长度则指墩底实际发生严方便建立钢筋混凝土桥墩截面延性与结构延性的重塑性破坏的区域范围。联系。关于钢筋混凝土桥墩集中塑性铰模型较系统的塑性铰模型已被新西兰NZS规范l】]、美国研究工作是由Priestley和Park等完成的，他们基Caltrans规范L2l、日本JSCE规范l3]和中国《公路于试验提出了塑性区曲率简化分布模式，并推导给桥梁抗震细则》l4等桥梁抗震规范采纳，国内外众出了相应计算公式，其定义过程如图1所示【。7。学者根据试验及理论研究，提出了许多等效塑性铰水平荷载下悬臂墩及其墩身弯矩分布如图1长度建议公式，但不同公式问差异较大，且不能合(a)和图1(b)所示，当墩底截面达到极限状态理考虑轴压对塑性铰特性的影响。本文通过2个大时，沿墩高的实际曲率分布如图1(C)所示，尺寸桥墩的拟静力试验和数值分析，研究轴压对塑Priestley和Park利用等效塑性铰长度对其进行简性区域长度及等效塑性铰长度的影响规律。化，假定该段范围内截面的塑性曲率恒等于墩底截面最大塑性曲率，如图1(e)，并按下式计算墩顶1集中塑性铰模型极限位移。r2△一+(一)(L一0．5l)(1)在已有众多桥墩响应分析方法中，集中塑性铰模型是应用最普遍的非线性模型。式中：L为墩高；j5为截面屈服曲率；．为截面极对于典型钢筋混凝土桥墩，如果等效塑性铰长限曲率；z为等效塑性铰长度。收稿日期：2O13O7—13；修订日期：2013-11l5基金项目：铁道部科技研究开发计划项目(2008G010一A)；优秀博士生创新基金项目(2012YJ074)作者简介：李徐(1989)，男，江西九江人，博士研究生。 第1期轴压下钢筋混凝土桥墩塑性铰特性研究一Priestley和Park对式(1)进一步简化得出曲由表1可以看出，众多等效塑性铰长度公式之率延性系数和位移延性系数的关系为间差异明显。根据集中塑性铰模型，由等效塑性铰，，长度计算的墩顶塑性位移应与按构件实际曲率分布一l+3(一1)f1—0．51(2)～～／积分计算的结果相等，因此理论上。应与柱高L式中：为桥墩顶端位移延性系数；为墩底截成比例，但曲率分布并不在墩底终止如图1(d)面曲率延性系数。所示，由于黏结应力的存在，钢筋的应变会继续发展，深入到基础一部分，这会导致墩体产生附加转动变形，这一现象称为应变渗透L6～。表1中给出的恒亦ManderE，Park~，PriestleyE，BerryE。]和Zey—螯艇nep_11]基于各自试验结果给出的公式均考虑了墩高和应变渗透(体现为纵筋直径)这两部分的影响。弯矩众所周知，轴压会降低钢筋混凝土桥墩的延性(b)弯矩分布(c)曲率分布变形能力。但值得注意的是，在现有的成果中，要L粹么仅研究了轴压对截面性能的影响，要么仅研究了轴压对结构性能的影响，而鲜有研究是针对轴压对惶亦餐截面性能与结构性能联系的影响，换言之，关于轴楚压对等效塑性铰长度的影响的研究很不足。从表1D可以看出，众多学者及规范提出的等效塑性铰长度等效曲率公式均没有考虑轴压这一因素的影响。(d)屈服渗透与剪切影响(e)集巾颦性铰模型图1等效塑性铰长度定义3钢筋混凝土桥墩拟静力试验以集中塑性铰模型为基础的式(1)和式(2)被广泛运用于计算桥墩延性和位移响应。为了探究轴压对桥墩延性性能的影响，依据当前钢筋混凝土桥梁中普遍采用简支梁桥独柱式桥墩等效塑性铰长度公式对比的特点，设计了2个大尺寸桥墩，进行拟静力水平低周往复加载试验。在过去的研究中，学者们给出了许多不同的等3．1试验概况效塑性铰长度计算公式，根据查阅的文献资料将国2个大尺寸桥墩试件的各设计参数完全相同，内外较典型的公式列于表1。其矩形截面的尺寸为0．67m×0．77m，墩高为表1等效塑性铰长度公式4．17m，混凝土标号C40，桥墩与基座整体浇筑制出处等效塑性铰长度()公式作，纵筋采用直径14mm的HRB400带肋钢筋，0．4h箍筋采用直径6mm的HPB235光圆钢筋，具体细0．08L+0．88ds0．08L+0．022ds，v>O．044dbfy节设计及参数如图2和表2所示。32／+o．06L拟静力试验中A一1试件施加轴压，而A一2试o．o5L+件不施加轴压。加载设备如图3所示。试件A一1的lc竖向力通过单向液压作动器施加，作动器顶部安装zs++100000ffUUU滚动支座，以保证作动器随试件水平位移移动，竖O．5+0．O5L新西兰NZS规范向荷载一次加载到位845kN，试件A一2则无墩顶美国AASHTO规范o．08I+9ds轴压设备。2个试件水平荷载采用MTS拟动力试日本JSCE规范0．1h≤O．2L一0．1h≤O．5h验机施加，横向往复荷载采用位移加载模式，试件美国Caltrans规范和屈服前以1mm为增量逐级加载，试件屈服后以屈0．08L+0．022db>O．044dbfy中国公路桥梁抗震细则服位移为增量加载，每级加载循环3次，直至试件注：h为截面高度；db为纵筋直径；fy为纵筋屈服强度；fc为混抗力下降至最大抗力的8O时，定义试件破坏，凝土抗压强度。终止试验，具体加载曲线如图4所示。 中国铁道科学第35卷(a)试件立面图(b)截面配筋图图2桥墩试件细节设计图(单位：mm)表2模型参数筋断裂，承载力下降2O以上，试件破坏。试件的整个破坏过程呈现明显的具有延性的弯曲破坏形态，墩底按预期发展塑性铰。根据试验照片记录，绘制的桥墩最终破坏时墩身裂缝开展及混凝土剥落的平面展开图如图5所示，其中南一北向为水平加载方向。由图5可以看出，施加轴压的A一1试件墩底区域破坏更为严重，A一1桥墩塑性区域长度(z．)大约为5Ocm(0．75h)，而A一2桥墩约为45cm(0．67h)，町见3加载设备装置图80广下1一—r1一r下一vr一下～一—r下1～rT1一I器2|T：鼍并f—}：叶．-t--I-}立二￡强：A60L上■一llllliiJIiLL{；{l}ngIll*rlr幸．甚一--f~i4o于了t-4iO卜十一《一}{斗：扫．．“五驽20醺一t=文}r0}二抖一L。土FJ长一、^A八八八／八＼／＼／＼．0东侧北侧西侧南侧东侧VVV州VVVVfa试件A—I4加载曲线：盂《±碍=t丰-F-#!-千7~-Fjn--鏊l-一：rk了—]q一r下1～军：一蒂}一3．2试验结果分析￡L~}~lI-E&-It~iii—'i-i—TL"lI在试件试验进程中，随着荷载等级增加，墩底恒蓥l区域混凝土表层首先产生微裂缝，接着，纵筋屈丰—一十一—L—上蝌U啼～：一L}—上十．羁服，裂缝开展变大，表层混凝土出现剥落，塑性铰东倾0北惯西{贝0南{受4东侧开始在墩底产生；进一一步加大荷载，纵筋屈曲，箍fb)试件A．2图5试什墩底最终破坏图式筋屈服，损伤持续累积，接着核芯混凝土压碎，纵 第1期轴压下钢筋混凝土桥墩塑性铰特性研究轴压的存在加大了塑性区。表3给出了试验实测的移滞回曲线，可见，由于轴压的存在，A_1试件的试件各项延性性能参数、塑性区域长度及等效塑性墩顶水平峰值抗力比A_2有所提升，但对应的极铰长度。限位移能力则由210mm(水平漂移率5．0)下表3试件实测延性性能降为176mm(水平漂移率4．2)，试件截面的弯矩一曲率曲线也呈现同样的趋势，其极限曲率延性由0．138mf。下降到0．124m～。注：△为屈服位移；Fy与F分别为屈服荷载及峰值荷载。图6给出了试验实测的试件力位移滞回曲芎线，图中标出了纵筋屈服、混凝土剥落及纵筋屈曲翱P等关键破坏状态的位置。为了更好地描述构件的延性性能，图中同时用试件墩顶水平位移和无量纲的水平漂移率(ia顶水平位移△与墩高L之比)表示结构的变形能力。此外，本试验通过预先植入桥平均曲率／m。墩塑性区的曲率杆对桥墩截面的弯矩一曲率关系进(a】试件A一1行了测量记录，如图7所示。墩顶水平漂移率△肛／％舍至堇静努平均曲率／m。(b)试件A一2图7试件截面弯矩一曲率滞回曲线墩顶水平位移／mm(a)试件A-1根据Priestley和Park提出的集中塑性铰模墩顶水平漂移率A／L／％型，只要已知截面曲率、墩高、等效塑性铰长度，便可通过式(1)计算桥墩的墩顶位移。那么，若对式(1)进行转换，桥墩的实测等效塑性铰长度可以依据测得的试件截面曲率和墩顶位移反推得堇·R到。通过计算，A-1试件的等效塑性铰长度为306mm(0．47h)，A-2则为343mm(0．5lh)，轴压瞽的存在造成了z值下降。由于轴压对等效塑性铰努长度的影响取决于轴压水平对结构延性与截面延性的双重影响，对于较高的桥墩，竖向轴压与水平位移组合产生较大附加弯矩(P-A效应)，桥墩位移延性下降，超过轴压对截面曲率延性的影响，从而墩顶水平位移／mm使l降低。(b)试件A-2值得提出的是，由于利用Priestley和Park提图6试件力一位移滞回曲线出的传统集中塑性铰模型及表1所列各l计算公从图6和图7可以看出，轴压对桥墩截面、结式预测桥墩位移延性时，无法考虑轴压的影响，因构的抗力和延性影响显著。对比2个试件的力一位此在轴压比较大或剪跨比较大时，会由于P_△效 38中国铁道科学第35卷应显著而造成计算结果存在较大的偏差，导致因可由图8可知，根据Bae混凝土压应变法计算得能过高估计结构延性而带来的安全隐患，所以，为出的试件A_1和2的塑性区域长度l分别为了合理计算桥墩的延性性能，应在建立截面性能与0．78h和0．66h，与试验结果的0．75h和0．67h吻结构性能的联系时合理考虑轴压影响。合得很好。可见利用此方法能合理预测桥墩进人塑性破坏区域的范围。4轴压对桥墩塑性铰影响的规律运用Bae提出的混凝土压应变法对与试验桥墩参数一致的截面为670mm×770mm，墩高4．174．1轴压对桥墩塑性区域长度的影响m的桥墩进行不同轴压比条件下的分析，计算得Bae在2005年提出了1种钢筋混凝土桥墩分到的模型混凝土压应变沿墩长的分布如图9所示。析方法混凝土压应变分析方法(ConcertCom—pressionStrainMethod)I挖j。Bae认为，混凝土构件的损伤累积与核心混凝土的压应变紧密相关，受压侧的混凝土压应变随着混凝土构件曲率的增加而增加，当混凝土压应变增大到一定值时，保护层混凝土剥落，受压侧钢筋屈服，核心混凝土压碎，此区域范围即为塑性区域长度。Bae提出的混凝土压应变方法的具体操作步骤为：首先进行桥墩截面弯矩曲率分析，得到截面弯矩一最外侧混凝土压应变图，假设弯矩沿墩身线性分布，再根据弯矩梯度分布计算沿墩身高度的各截面的混凝土压应变，最后假设钢筋应变和核心混凝土最外侧应变相等且均图9不同轴压比条件下混凝土压应变分布图达到纵筋屈服应变(O．0019)，进而估算纵筋的受压屈服区长度，从而估算出塑性区域长度。由图9可以看出，墩身混凝土压应变分布受轴根据Bae提出的混凝土压应变方法对试验桥墩压水平影响显著，这是由于墩底截面受压区应变随进行分析，得到的塑性区域长度的计算结果如图8着轴压的增大而增大，于是塑性区破坏程度将不断所示。加大。将由图9计算所得的桥墩塑性区域长度与轴压比的关系绘于图1O，可以进一步看出这种关系，随着轴压增大，墩底严重破坏的塑性区长度持续增长，且当轴压比在0．2之上时，这一影响表现得更为急剧。混凝土压应变(a)试件A．1凶图l0轴压对塑性区域长度的影响混凝土压应变(b)试件A．2值得提出的是，为保证结构延性充分发展，规图8试件塑性区域长度计算值范通常规定在塑性区域需加强箍筋配置，即设定箍 第1期轴压下钢筋混凝土桥墩塑性铰特性研究39筋加密区。《铁路工程抗震设计规范》_1。]第七章规定当塑性铰区域位于桥墩底部时，加强区高度为截面高度。《公路桥梁抗震细则》第八章规定加密区的长度不应小于墩柱弯曲方向截面高度的1．0倍。从中可以看出我国桥梁抗震规范对塑性区域长度的设定限值为1，然而对比图10，当轴压比在0．3苌巨以上的较高水平时，由于高轴压带来的墩底破坏加努剧，塑性区域长度会增大到1以上。换言之，若桥墩承受轴压较大，既有规范对塑性区的估计将不足，偏于不安全，对这类桥墩进行抗震设计时，需墩顶水平位移／nun要在更多的区域范围内加强横向箍筋的配置，以保(a)试件A-1证结构延性充分发展。桥墩轴压比通常在0．4以内[1，故建议若桥墩轴压比超过0．2，加密布筋的塑性区域长度应增大至1．5h。4．2轴压对桥墩等效塑性铰长度的影响为探究轴压水平对等效塑性铰长度的影响，基堇于OpenSEES建立钢筋混凝土桥墩有限元分析模864型，研究轴压对截面延性与结构延性联系的影响。瞽模型建立时，混凝土采用Kent-Park本构，钢努筋采用三线性本构，沿墩身划分为7个基于力的梁柱单元模拟桥墩结构整体，每个单元取6个积分点，最后模型截面对非约束混凝土、约束混凝土和墩顶水平位移／mm钢筋分别进行网格划分。数值模拟结果与实测结果Co)试件A-2比对如图l1所示。图ll试件模拟与实测滞回曲线对比从图11可以看出，有限元模拟得到的桥墩力一位移骨架曲线弹性段、屈服强化段以及软化段均与试验结果吻合较好，说明采用基于OpenSEES的有限元模型进行钢筋混凝土桥墩抗震性能分析可以很好地模拟实际桥梁结构的受力特性。采用OpenSEES数值模型计算与试验桥墩参数一致的截面为670mm×770mm，墩高4．17rn的桥墩在不同轴压下的力一位移骨架曲线，且为了饕便于对比分析，对曲线进行规格化，如图12所示。然后，根据计算得到的延性参数，依据式(1)计l2算构件的等效塑性铰长度，将其与轴压比的关系绘墩顶水平漂移率△／L／％于图13。图12数值计算得到的规格化力一位移骨架曲线由图l3可以看出，桥墩的计算等效塑性铰长度随轴压增大而不断下降，由于高轴压下结构的的z。公式计算值。从中可以看出：当轴压较小时，P_△效应加剧，桥墩位移延性锐减，大大超过轴压公式计算值与数值模拟值很接近，表示此时公式能对截面曲率延性的影响，从而使l值显著下降，较合理预测桥墩延性；可当轴压大于0．2时，由于且当轴压比增大至0．4以上的较高水平时，等效塑这些计算公式不能考虑轴压的影响，过高估计z。性铰长度降至很小。表明承受高轴压的钢筋混凝土值，从而过高地估计了桥墩的延性，带来安全桥墩的延性能力很低。隐患。图13同时给出了几个典型国内外规范、学者 40中国铁道科学第35卷0．55对￡的影响。(2)在使用Priestley和Park提出的集中塑性O．50铰模型预测结构延性时应合理考虑轴压的影响，否蜊0．45则可能错误估计结构延性能力，带来安全隐患。040(3)利用混凝土压应变方法能合理计算桥墩进剥入塑性破坏区域的范围，基于OpenSEES建立的较035数值模型能准确预测桥墩的受力特性，可用于钢筋OI30混凝土桥梁抗震性能的规律性分析。(4)当墩柱承受较高轴压时，墩底发生严重破O．250010．2030．40．50．6坏的塑性区域显著增大，我国既有规范对塑性区长轴压比图13轴压对等效迥性铰长度影响度为1．0^的规定将不足，建议当轴压比超过0．2时，墩底加强布筋的塑性区域应增大至1．5^。5结论(5)随着轴压增大，桥墩P_△效应加剧，结构延性下降大于截面延性下降，桥墩等效塑性铰长(1)国内外学者及规范提出的众多等效塑性铰度不断减小；在轴压比增大至0．2以上的较高水平长度公式反映了。随墩柱长度增加而增加以及纵时，既有规范和学者提出的z公式可能过高估计筋屈服渗透现象会使增大的规律，但未考虑轴压桥墩的延性能力，带来安全隐患。参考文献[1]KAWASHIMAK．SeismicDesignandRetrofitofBridgesEc]／／Proceedingofthe12thWorldConferenceonEarth—quakeEngineering．NewZealand：NewZealandSocietyforEarthquakeEngineering，2000：2828．[2]CaliforniaDepartmentofTransportation．CaltransSeismicDesignCriteriaEs]．Sacramento：CaliforniaDepartmentofTransportation，2001．[3]TANABETada—aki．ComparativePerformanceofSeismicDesignCodesforConcreteStructuresESJ．Tokyo：ElsevierScienceLtd，2000．[4]11l1华人民共和困交通运输部．JTG／TI302一O12008公路桥梁抗震设计细则[s]．北京：人民交通出版社，2008．(MinistryofTransportofthePeople’SRepublicofChina．JTG／TB02—01—2008GuidelinesforSeismicDesignofHighwayBridges．Beijing：ChinaCommunicationsPress，2008．inChinese)[5]PRIESTLEYMJN，PARKR．StrengthandDuctilityofConcreteBridgeColumnsunderSeismicLoadingEJ3．AC1StructuralJournal，1987，84(8)，61—76．[6]PRIESTIEYMJN，SEIBIEF，CAIVIGM．SeismicDesignandRetrofitofBridges[M]．1sted．NewYork：Wi—ley-lnterscience，1996．[7]MANDERJB，PRIESTLEYMJN，PARKR．SeismicDesignofBridgePiersER]．UniversityofCanterbury：De—partmentofCivilEngineeringResearchReport，1983：84—483．[8]PARKR，PRIESTIEYMJN，GIIIWnDuctilityofSquare-ConfinedConcreteColumnsEJ]．JournalofStructur—alDivision，1982，108(4)：929—950．[9]PAULAYT，PRIESTLEYMJN．SeismicDesignofReinforeedConcreteandMasonryStructures[M]．1sted．Hoboken：Wiley-Interscience，1992．[10]MICHAEIPBerry，DAWNLehman。LAURANLowes．Iumped-PlasticityModelsforPerformanceSimulationofBridgeColumnsEJ]．ACIStructuralJournal，2008，105(3)：270—280．[11]ZEYNEPFiratAlemdar．PlasticHingingBehaviorofReinforcedConcreteBridgeColumnsED]．Lawrence：theUniversityofKansas，2010．[12]BAES．SeismicPerformanceofFull-ScaleReinforcedConcreteColumns[D]．Austin：theUniversityofTexas，2005．[13]中华人民共和同铁道部．GB50111～2006铁路工程抗震设计规范Es]．北京：中国计划m版社，2009． 第1期轴压下钢筋混凝土桥墩塑性铰特性研究4l(MinistryofRailwaysofthePeople’SRepublicofChina．GB50111-2006CodeforSeismicDesignofRailwayEngi—neeringIs]．Beijing：ChinaPlanningPress，2009．inChinese)[14]CALVIGM．SeismicDesignandRetrofit-StructuralSolutions[M]．1sted．Switzerland：InternationalFederationforStructuralConcrete，2007．StudyontheCharacteristicsofPlasticHingeofReinforcedConcretePierunderAxialLoadLIXu，ZHONGTieyi，XIAHe，WANGFei，GUZhengwei(1．SchoolofCivilEngineering，BeijingJiaotongUniversity，Beijing100044，China；2．CollegeofTraffic，JilinUniversity，ChangchunJilin130012，China)Abstract：Bymeansofhorizontallow-cyclicrepeatedloadingtestontwosamplesoflarge-sizedreinforcedconcretepiersunderaxialload．inparallelwithconcretecompressivestrainmethodandonthebasisofOpenSEESnumericalmethod，theplastichingecharacteristicsofreinforcedconcretepierswerestudiedandtheinfluencelawsofaxialloadonthelengthofplasticzoneandlengthofequivalentplastichingewereana-lyzed．Theresultsshowthatalongwiththeincreaseofaxialload，thestrainonthecompressedareaofpiercolumncross-sectionincreasesandthelengthofplasticfailureareawhichappearsOnpiersobviouslyin-creases．Fortheexistingspecification。theestimationofplasticarealengthunderhighaxialloadaccordingto1．0timeofpiercross—sectionheighttendstobeunsafe，thusweproposewhentheaxialcompressionratioofpiercolumnexceeds0．2，thelengthofplasticareaforthedensifiedbararrangementshouldbein-creasedto1．5timesofpiercross—sectionheight．Alongwiththeincreaseofaxial1oad，thereductionofpierdisplacementductilityis1argerthanthereductionamplitudeofcross—sectioncurvatureductility，con—sequentlymakingthelengthofequivalentplastichingecontinuouslydecrease．Therefore，wheninferringthelengthofequivalentplastichinge，theeffectofaxialloadshouldbetakenintoaccount，SOastoavoidthesituationthat，whentheaxialloadislarger，thepierductilityisoverevaluatedandapotentialsafetyriskoccursalongwith．Keywords：Reinforcedconcretepier；LengthofplasticzonelLengthofplastichinge；Quasi—statictest；Ductility(责任编辑吴彬)刁年$年每s寻每毒每$每s每s寻$每年年寻s每每中国铁道科学研究院2012年科技成果简介(续四)27大位移钢轨伸缩调节器与梁端伸缩装置研究在对国内外有关情况调研的基础上，根据沪通铁路长江大桥的结构特点，研究钢轨伸缩调节器以及梁端伸缩装置的结构方案，同时开展结构的设计工作，提出合理的钢轨伸缩调节器以及梁端伸缩装置结构。钢轨伸缩调节器采用基本轨伸缩方式，用轨撑式扣件紧固；钢轨伸缩调节器的铁垫板与轨枕之间采用复合定位套连接，伸缩位移量满足±900inn]。梁端伸缩装置采用支承梁一滑动枕木式结构，通过连杆装置保证轨枕间距的均匀性，通过弹性支撑垫调节枕下刚度，增设横向限位钢轨以提高结构的横向刚度。研究成果于2012年2月通过了铁道部科技司组织的技术评审。(下转第59页)