CRTSⅠ型軌道板中部砂漿離縫對(duì)軌道豎向變形與受力研究

楊俊斌,劉學(xué)毅,梁 東,代 豐

(西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031)

CRTSⅠ型無砟軌道因其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、施工方便、維修便易等特點(diǎn)[1]，在我國(guó)多條客運(yùn)專線均有較長(zhǎng)里程的鋪設(shè)。在實(shí)際使用過程中，由于CA砂漿材料自身性質(zhì)、自然環(huán)境的影響、溫度梯度引起的軌道板的翹曲以及列車荷載的共同作用[2]，軌道板與CA砂漿層接觸面局部區(qū)域出現(xiàn)了分離現(xiàn)象，即離縫。

離縫是無砟軌道特有的結(jié)構(gòu)不平順，由于我國(guó)CRTSⅠ型無砟軌道投入運(yùn)營(yíng)時(shí)間較短，因此，目前關(guān)于列車動(dòng)荷載作用下離縫的發(fā)展規(guī)律以及離縫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)的耐久性及穩(wěn)定性的影響程度等問題均未有較明確的認(rèn)識(shí)。本文以軌道板中部與CA砂漿層間的離縫現(xiàn)象為研究?jī)?nèi)容，以離縫不同長(zhǎng)度及高度的組合表示離縫的不同發(fā)展階段，分析了離縫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)的豎向位移及受力影響，可為以后更深入的了解這一現(xiàn)象對(duì)軌道結(jié)構(gòu)以及列車運(yùn)行的不良影響提供一定的理論參考。

1 分析模型的建立

1.1 CRTSⅠ型板式軌道模型

采用有限單元法，建立了如圖1所示的包括鋼軌—扣件系統(tǒng)—軌道板—CA砂漿層—混凝土底座等主要結(jié)構(gòu)的CRTSⅠ型板式無砟軌道彈性地基梁-板模型。

圖1 CRTSⅠ型板式無砟軌道彈性地基梁-板模型

在建立的彈性地基梁-板模型中，鋼軌采用CHN60軌，彈性模量取為2.1×1011Pa，泊松比取為0.3，用空間梁?jiǎn)卧M。扣件系統(tǒng)采用線性彈簧單元模擬，豎向支承剛度取為60 kN/mm，阻尼系數(shù)取值為60 kN·s/m[3]。軌道板采用空間板單元模擬，長(zhǎng)、寬、高分別為4.9、2.4、0.19 m，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，彈性模量取3.5×1010Pa，泊松比為0.2。CA砂漿層在非離縫區(qū)域采用線性彈簧單元模擬，離縫區(qū)域采用非線性彈簧單元模擬，且定義為僅受壓彈簧單元，離縫效果通過定義非線性彈簧單元的力-位移曲線來實(shí)現(xiàn)[4]，圖2為離縫高度為2.5 mm時(shí)，離縫區(qū)非線性彈簧的力-位移曲線圖。CA砂漿層厚0.05 m，彈性模量取為300 MPa。混凝土支承層采用空間板單元模擬，寬、厚分別為2.4、0.2 m，彈性模量取為3.0×1010Pa，泊松比為0.2。

圖2 非線性彈簧單元的力-位移曲線圖示

1.2 車輛動(dòng)荷載

一般情況下，在進(jìn)行軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析時(shí)都建立列車-線路耦合動(dòng)力學(xué)模型。建立列車模型主要以獲得輪軌垂向力為目的，同時(shí)可計(jì)算列車的振動(dòng)加速度和輪重減載率等指標(biāo)。由于軌道板下離縫一般僅有2～3 mm高(過高的離縫會(huì)及時(shí)得到修復(fù))，且離縫區(qū)域范圍有限(一般僅為單一軌道板底出現(xiàn)80～120 cm長(zhǎng)度)，所以，列車動(dòng)荷載作用下，離縫現(xiàn)象對(duì)列車平穩(wěn)性及舒適性的不良影響有限，但卻會(huì)使離縫位置軌道板出現(xiàn)應(yīng)力集中，加劇軌道板及CA砂漿的破壞。基于以上原因，由于本文只分析離縫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)的受力及變形影響，因此，將鋼軌上承受的列車動(dòng)荷載用圖3所示的列車荷載時(shí)程曲線來表示[5]，該曲線對(duì)應(yīng)的列車時(shí)速為350 km。

圖3 列車荷載時(shí)程曲線

2 軌道性能評(píng)價(jià)指標(biāo)的確定

選用扣件上拔力及軌道板拉應(yīng)力這2個(gè)參數(shù)作為離縫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)性能影響的評(píng)價(jià)指標(biāo)。扣件上拔力是鋼軌產(chǎn)生向上的撓曲位移時(shí)，扣件系統(tǒng)的扣壓件受到的向上作用力。扣件上拔力是扣件系統(tǒng)設(shè)計(jì)的重要參數(shù)，在保證列車運(yùn)行時(shí)鋼軌的穩(wěn)定性方面起著重要作用[8]。參考VOSSLOH300扣件的上拔力容許值，本文扣件上拔力的容許值取為18 kN[9]。無砟軌道板拉應(yīng)力容許值按照現(xiàn)行混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范中的公式[σcr]=rft確定。式中：r為混凝土構(gòu)件的截面抵抗矩塑性影響系數(shù)；ft為混凝土靜載作用下的軸心抗拉強(qiáng)度。本文中[σcr]取為4.418 MPa[10]。

3 計(jì)算工況的確定

在調(diào)查中發(fā)現(xiàn)，軌道板與CA砂漿層間的離縫高度一般僅有2～3 mm，離縫長(zhǎng)度一般在2個(gè)扣件間距內(nèi)。因此，離縫長(zhǎng)度從0.2～1.2 m，按照0.2 m的增幅分為6種工況，其中，0.6 m及1.2 m的工況代表離縫長(zhǎng)度為1、2個(gè)扣件間距(本文彈性地基梁-板模型中扣件間距為0.63 m)；離縫高度從0.5～2.5 mm，按照0.5 mm的增幅分為5種工況，將確定的離縫長(zhǎng)度及高度工況進(jìn)行組合后，共計(jì)30種工況。

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 離縫長(zhǎng)度≤1個(gè)扣件間距

從表1可知，板中離縫長(zhǎng)度≤1個(gè)扣件間距時(shí)，長(zhǎng)度一定，離縫高度從0.5 mm增加到2.5 mm時(shí)，鋼軌、扣件及軌道板的豎向變形及受力幾乎沒有變化。高度一定，離縫長(zhǎng)度從0.2 m增加到0.6 m時(shí)，鋼軌、扣件及軌道板的豎向變形及受力均有所增加。說明離縫長(zhǎng)度的變化對(duì)軌道結(jié)構(gòu)的影響較高度的變化要大。

表1 不同離縫高度及長(zhǎng)度條件下軌道結(jié)構(gòu)主要參數(shù)計(jì)算結(jié)果(離縫長(zhǎng)度≤1個(gè)扣件間距)

板中離縫長(zhǎng)度≤1個(gè)扣件間距時(shí)，表2中的15種工況的扣件上拔力及軌道板拉應(yīng)力均沒有超過限值標(biāo)準(zhǔn)。扣件的上拔力最大值為6.024 kN，該值與18 kN的限值標(biāo)準(zhǔn)差距較大，軌道板的最大拉應(yīng)力為3.88 MPa，該值與4.418 MPa的限值標(biāo)準(zhǔn)已經(jīng)比較接近，說明在這15種工況中，離縫高度及長(zhǎng)度的變化對(duì)扣件的正常使用不會(huì)有太大影響；軌道板的縱、橫向拉應(yīng)力值雖然增幅不大，但已接近限值標(biāo)準(zhǔn)，若離縫長(zhǎng)度及高度再有所增加，則軌道板的縱、橫向拉應(yīng)力值將先后超過限值，使得軌道板表面出現(xiàn)開裂。

4.2 離縫長(zhǎng)度>1個(gè)扣件間距

從表2中可知，離縫長(zhǎng)度不大于1.0 m時(shí)，離縫高度的變化對(duì)鋼軌、扣件、軌道板的豎向位移及受力幾乎沒有影響。

當(dāng)離縫長(zhǎng)度>1.0 m后，以高度1.0、1.5 mm為界，除軌道板縱向拉應(yīng)力外，其余計(jì)算參數(shù)的變化都保持同一規(guī)律，即高度<1.0 mm時(shí)，鋼軌、扣件、軌道板的豎向位移及拉應(yīng)力均隨離縫高度的增加而增加，離縫高度大于1.0 mm小于1.5 mm時(shí)，鋼軌、扣件、軌道板的豎向位移及應(yīng)力均隨高度的增加而減小；當(dāng)離縫高度>1.5 mm后，鋼軌、扣件、軌道板的豎向位移及拉應(yīng)力與高度為1.5 mm時(shí)的計(jì)算值保持一致。產(chǎn)生這一結(jié)果的原因是當(dāng)離縫長(zhǎng)度由1.0 m增大到1.2 m后，離縫區(qū)域軌道板板底與CA砂漿的接觸形式發(fā)生了變化。圖4、圖5分別為板中離縫長(zhǎng)度為1.0、1.2 m時(shí)，不同高度條件下，軌道板沿長(zhǎng)度方向上的豎向變形情況。從圖4可知，5種離縫高度條件下，板中豎向最大位移均為0.42 mm，說明列車荷載作用下，軌道板中部底面未與CA砂漿層接觸，離縫區(qū)域軌道板底面處于完全懸空狀態(tài)(從表2、表3板中下沉位移數(shù)據(jù)可知，當(dāng)離縫長(zhǎng)度≤1.0 m時(shí)，板中底面均處于完全懸空狀態(tài))。而從圖5可知，離縫長(zhǎng)度等于1.2 m時(shí)，當(dāng)高度等于0.5、1.0 mm時(shí)，板中下沉位移分別為0.58、1.2 mm，說明這兩種工況下，列車荷載作用下，離縫區(qū)域軌道板底部與CA砂漿層接觸。當(dāng)離縫高度>1.5 mm后，板中下沉位移保持1.3 mm不變，說明離縫區(qū)域軌道板底在離縫高度>1.3 mm后處于完全懸空狀態(tài)。

表2 不同離縫高度及長(zhǎng)度條件下鋼軌及軌道板主要參數(shù)結(jié)果(離縫長(zhǎng)度>1個(gè)扣件間距)

圖4 軌道板豎向位移(離縫長(zhǎng)=1.0 m)

當(dāng)離縫長(zhǎng)度大于1個(gè)扣件間距后，扣件上拔力最大值為13.973 kN，表3中的15種工況扣件上拔力均未超過要求。而軌道板的縱、橫向拉應(yīng)力值均超過限值標(biāo)準(zhǔn)，尤其是縱向應(yīng)力隨離縫長(zhǎng)度、高度的增加而增長(zhǎng)很快，軌道板橫向應(yīng)力雖然在離縫高度>1.0 mm后，有所回落，但是仍然超過拉應(yīng)力限值標(biāo)準(zhǔn)。

5 結(jié)論

(1)離縫長(zhǎng)度變化較高度變化對(duì)鋼軌、扣件、軌道板的豎向變形及受力影響要大，因此日常養(yǎng)護(hù)維修工

作中，要將減緩甚至防止離縫長(zhǎng)度的發(fā)展作為主要工作。

圖5 軌道板豎向位移(離縫長(zhǎng)=1.2 m)

(2)離縫長(zhǎng)度在1個(gè)扣件間距范圍內(nèi)時(shí)，離縫長(zhǎng)度一定，高度的變化對(duì)鋼軌的豎向位移、扣件拉壓力、軌道板的豎向位移及拉應(yīng)力幾乎沒有影響，且扣件上拔力及軌道板拉應(yīng)力均在容許值范圍之內(nèi)。

(3)離縫長(zhǎng)度>1個(gè)扣件間距后，軌道板拉應(yīng)力即超過容許值，扣件上拔力未超過容許值，因此，建議將軌道板拉應(yīng)力值作為衡量離縫對(duì)軌道板影響的主要指標(biāo)。

(4)離縫長(zhǎng)度≤1 m，離縫高度>0.42 mm后，離縫區(qū)域軌道板與CA砂漿層處于脫空狀態(tài)。離縫長(zhǎng)度為2個(gè)扣件間距時(shí)，以高度1.3 mm為界，當(dāng)離縫高度≤1.3 mm時(shí)，列車荷載會(huì)使離縫區(qū)域軌道板底部與CA砂漿層接觸，當(dāng)離縫高度>1.3 mm后，離縫區(qū)域軌道板底面又處于脫空狀態(tài)。

[1] 趙國(guó)堂.高速鐵路無砟軌道結(jié)構(gòu)[M].北京:中國(guó)鐵道出版社，2006：55-56.

[2] 曾真.高速鐵路板式無砟軌道破損分析及工務(wù)修程修制研究[D].成都：西南交通大學(xué)，2009:22-55．

[3] 羅震.高速鐵路無砟軌道結(jié)構(gòu)受力及輪軌動(dòng)力作用分析[D].成都：西南交通大學(xué)，2008:33-79.

[4] 王新敏.ANSYS工程結(jié)構(gòu)數(shù)值分析[M].北京：人民交通出版社,2007:3-55.

[5] 梁波，孫常新.高速鐵路路基動(dòng)力響應(yīng)中的雙峰現(xiàn)象分析[J].土木工程學(xué)報(bào),2006(9):117-122．

[6] 潘家英，高芒芒.鐵路車-線-橋系統(tǒng)動(dòng)力分析[M].北京:中國(guó)鐵道出版社，2008:97-101.

[7] 吳紹利，吳智強(qiáng)，王鑫，等.板式無砟軌道軌道板與砂漿層離縫快速維修技術(shù)研究[J].鐵道建筑,2012(3):115-117.

[8] 邢書珍.鋼軌扣件上撥力的靜力計(jì)算[J].長(zhǎng)沙鐵道學(xué)院學(xué)報(bào),1992(3):46-56.

[9] 申磊，劉學(xué)毅，趙坪銳.VOSSLOH 300扣件上拔力計(jì)算方法研究[J].四川建筑，2008(6):51-53.

[10] 徐慶元，李斌，周智輝.CRTS-Ⅰ型板式無砟軌道線路路基不均勻沉降限值研究[J].中國(guó)鐵道科學(xué),2012，33(2):1-6.

[11] 盧祖文.客運(yùn)專線鐵路軌道[M].北京:中國(guó)鐵道出版社，2005:47-75．

[12] 劉濤，楊鳳鵬.精通ANSYS[M].北京:清華大學(xué)出版社，2002:303-307.

[13] 趙坪銳.客運(yùn)專線無砟軌道設(shè)計(jì)理論與方法[M].成都：西南交通大學(xué)，2012.

[14] 龔曙光，謝桂蘭，黃云清.ANSYS參數(shù)化編程與命令手冊(cè)[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2010:87-100.

[15] 王濤.高速鐵路板式無砟軌道CA砂漿的研究與應(yīng)用[D].武漢：武漢理工大學(xué)，2008:33-70．