CRTSⅡ型板式軌道的縱連特征對板下離縫的影響研究

朱永見

(臺州學院建筑工程學院,浙江臺州 318000)

CRTSⅡ型板式軌道主要由軌道板、水泥乳化瀝青砂漿層、底座板或支承層構成，除砂漿層、底座板/支承層為縱向連續結構外，軌道板也通過板間接縫連接成縱向連續結構。該結構自2008年在京津城際鐵路應用以來，總體質量狀態良好，滿足了高速鐵路高平順性、高穩定性的要求。但是，由于我國高速鐵路運營覆蓋區域廣，氣候條件差異性大，作為縱向連續的CRTSⅡ型板式軌道在高溫作用下產生的溫度效應非常顯著，個別地段出現了較大離縫。根據調研地段和時機不同，譚社會[1]調研的離縫量達4～ 5 mm，楊金成[2]調研的離縫量達6 mm，趙國堂等[3]調研的離縫量達10 mm以上，劉英等[4]對京津城際鐵路的調研表明，在板間接縫存在傷損的位置，離縫量最大達18 mm。離縫較大時影響高速列車的運營安全，部分路段需限速，導致列車大面積晚點[3]。

劉志彬[5]分析了施工過程對軌道結構的影響，認為張拉過程對軌道板的受力和變形影響較小；劉付山等[6]分析了施工過程對軌道板上拱變形的影響，認為窄接縫硬化后到寬接縫硬化前這段時間，因接縫處受力不均勻，升溫將導致軌道板的上拱變形；趙春光等[7]分析了寬窄接縫傷損對軌道板穩定性的影響，認為窄接縫彈模降低對軌道板穩定性影響顯著；陳醉等[8]分析了初拱變形對軌道板上拱的影響，認為不同的溫升荷載存在著不同的最不利弦長和矢度；劉鈺[9]對CRTSⅡ型板的早期溫度場進行了研究，認為溫度梯度是板間離縫產生的重要原因；趙磊[10]分析了在不同軌道板與砂漿層層間粘結強度下離縫產生及離縫貫通時的臨界溫度梯度；李培剛[11]分析了CRTSⅡ型板的層間損傷及其演化規律，認為窄接縫彈模不足引起的接縫處偏心受力會造成板下離縫量大幅增加。

綜合來看，軌道板與砂漿層產生離縫的原因主要有：軌道板溫度伸縮及溫度梯度、砂漿層灌注不飽滿(特別是曲線地段)、線下工程沉降及變形、相鄰軌道板預埋鋼筋錯位、排水不暢、軌道板與砂漿層的線膨脹系數差異、列車動荷載、板間接縫傷損等，其中，對離縫量影響較大的因素是溫度、溫度梯度、板間接縫傷損、線下工程沉降及變形、相鄰軌道板預埋鋼筋錯位、軌道板本身的平順性等，這些因素疊加將導致離縫量更大。

通過研究CRTSⅡ型板的縱連成型過程，指出CRTSⅡ型板的縱連施工將導致板間接縫產生初始受力不均勻，而目前針對該受力不均勻在高溫作用下對軌道板板下離縫和鋼軌不平順影響方面的研究較少。通過建立包括預裂縫、鋼筋等軌道板主要特征的有限元模型，分析了高溫作用下由軌道板縱連施工導致的板間接縫初始受力不均勻對軌道板板下離縫和鋼軌不平順的影響。研究結果可為減小高溫時軌道板板下離縫和鋼軌不平順采取的施工過程控制措施和設計優化提供理論參考。

1 CRTSⅡ型板的縱連特征

CRTSⅡ型軌道板為工廠預制單元板，軌道板鋪設后通過板間接縫連接成縱向連續結構。板間接縫見圖1、圖2，板端6根φ20 mm的鋼筋通過張拉鎖件將相鄰的2塊軌道板連接起來。按照施工工序[12]，板下灌注的乳化瀝青水泥砂漿(CA砂漿)的強度達到7 MPa后澆筑板間下部混凝土，高度為0.1 m，稱為窄接縫；當CA砂漿強度達到9 MPa且窄接縫混凝土強度達到20 MPa時，通過張拉鎖件張拉連接縱向鋼筋，每根鋼筋的張拉荷載為50 kN，最后澆筑板間剩余部分混凝土，稱為寬接縫。窄接縫包含3部分，寬度分別為0.2，0.4 m和0.2 m[12]。CRTSⅡ型板的縱連施工成型過程見圖3。

圖1 板間接縫示意

圖2 板間接縫

圖3 CRTSⅡ型板的縱連施工成型過程示意

由圖3可知，與連續澆筑的鋼筋混凝土結構相比，CRTSⅡ型板接縫處先澆筑窄接縫，后澆筑寬接縫，窄、寬接縫硬化時的板溫較難一致，且接縫處連接鋼筋存在預拉力，具有明顯的縱連特征。該特征將導致寬接縫硬化時，窄接縫可能不承力，也可能承受較大的初始壓應力；周敏等[13]的調研表明，現場確存在部分軌道板寬接縫頂緊、窄接縫裂開的現象。

分析接縫處受力不均勻時，與以往研究不同的是，如文獻[11]，本文認為板端接縫處初始受力不均勻是由軌道板的縱連施工導致的，以往研究中多將其歸因于寬、窄接縫處彈模差異和施工質量問題。這樣分析的最大區別在于對窄接縫擠碎的原因解釋不同，有利于完善窄接縫傷損的成因。

2 計算模型及工況

2.1 計算模型

鋼筋混凝土結構有限元模型主要有3種：分離式、組合式和整體式。本文選擇整體式模型，即認為混凝土與鋼筋之間沒有相對滑移。文中重點分析接縫處初始受力不均勻對板下離縫和鋼軌不平順的影響，忽略砂漿層以下結構的影響。

鋼軌為CHN60軌，采用BEAM3模擬，扣件系統用COMBIN39模擬，參數參照TB 10015—2012《鐵路無縫線路設計規范》選取，單位長度的縱向阻力取24 kN/m/軌，對應的臨界位移為2 mm，垂向剛度取25 kN/mm。軌道板長6.45 m，寬2.55 m，厚0.2 m，采用SOLID45模擬，彈性模量3.60×104MPa，泊松比0.2，線膨脹系數1.0×10-5/℃；砂漿層及其下基礎對軌道板的約束采用COMBIN39[14]模擬。縱向鋼筋和橫向鋼筋分別采用LINK1和TLINK8模擬，鋼筋彈性模量取2.0×105MPa，線膨脹系數取1.2×10-5/℃，橫向普通鋼筋長度為2.45 m，橫向預應力筋長度為2.55 m，縱向寬、窄接縫處鋼筋長度分別為6.2 m和6.35 m；縱向張拉連接鋼筋長度為6.45 m。具體鋼筋數量及位置見文獻[15]。

因軌道板與接縫間普遍開裂，接縫采用僅抗壓的桿單元LINK10模擬，窄、寬接縫桿單元位置及尺寸見圖4，為減小接縫處應力集中，耦合接縫區域與桿單元共用節點處橫向一排節點的縱向位移。

圖4 接縫桿單元位置及尺寸示意(單位：mm)

為考慮接縫處砂漿層對軌道板的約束，與寬接縫對應的板底單元保留20 mm厚。建立的軌道板有限元模型見圖5。

圖5 軌道板有限元模型

2.2 計算工況及模型驗證

板溫較高時，板下離縫將貫通軌道板，砂漿層的剪切作用將消失或變得很弱，計算時，忽略砂漿層對軌道板的剪切約束作用，層間彈簧僅模擬軌道板的重力影響，認為軌道板有一很小垂向位移(0.01 mm)時，彈簧的拉力就達到軌道板的重力；張拉過程對軌道板變形和接縫受力影響較小[5]，計算時忽略張拉過程的影響。

TB 10621—2014《高速鐵路設計規范》規定軌道板正溫度梯度宜取90 ℃/m，負溫度梯度宜取45 ℃/m，而何元慶[16]針對華東地區某高速鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道8月份的溫度測試表明，軌道板最大正溫度梯度可達100 ℃/m。日溫差與地理位置、環境、季節和氣象條件等有關，最大值一般為10～20 ℃。如在得出全國各地相應于2%頻率的水泥混凝土路面最大溫度梯度時[17]，所取的日溫差范圍為5.5～15.9 ℃。軌道板板中溫度比環境溫度最高高20 ℃[18]，但差值在-5～10 ℃的概率達92%。受日溫差影響，窄接縫硬化前軌道板板中溫度的最大變化取為20～30 ℃。即寬接縫硬化時的板溫Tk與窄接縫硬化時的板溫Tz的差值最大取30 ℃。

計算時，軌道板整體升溫幅度取40 ℃，溫度梯度Tg取-50～100 ℃/m。分析板下離縫時，既要考慮寬、窄接縫初始受力差異的影響，還要考慮高溫時窄接縫因受力較大被擠碎造成的影響。故計算分析的初始條件分4種，接縫處受力均勻時、窄接縫存在初始壓應力時、僅寬接縫承力時和窄接縫因承力較大產生擠碎時，分別見工況1、工況2～工況4、工況5和工況6～工況8。

工況1：軌道板寬、窄接縫處不存在初始應力差異，即Tk=Tz=0 ℃。

工況2～工況4：窄接縫處存在初始壓應力，即Tk取10，20，30 ℃，Tz取0 ℃。

工況5：僅寬接縫受力，即認為窄接縫硬化后，軌道板在降溫幅度較大時寬接縫硬化，相當于Tz遠大于Tk，此時窄接縫不承力，且在板溫較高時也不承力。

工況6～工況8：窄接縫發生擠碎傷損。

當窄接縫存在初始壓應力時，需計算寬接縫桿單元受力的初始條件，為簡化計算，忽略軌道板的橫截面位移差異，認為板下沒有離縫；砂漿層對軌道板的剪切約束采用德國測試的數值，推板力取410 kN，臨界位移取0.5 mm[19]。

計算時，假設每塊軌道板的受力和變形均是相同的，只分析接縫處初始受力不均勻對板下離縫和鋼軌不平順的影響。根據對稱性，工況1～工況5采用1/4軌道板有限元模型進行計算；當窄接縫發生擠碎傷損時，即工況6～工況8，為分析接縫擠碎對相鄰軌道板的影響，采用兩塊1/2軌道板有限元模型進行計算，窄接縫擠碎處位于模型端部。

經計算，當Tk取10～30℃時，軌道板左端板下離縫最大值為0.104～0.157 mm，與接縫完好時的0.105～0.158 mm相當，說明選擇兩塊軌道板時模型長度是足夠的。

文獻[10]計算的CRTSⅡ型板在溫度梯度95 ℃/m時，板中離縫量約0.65 mm，本文模型的計算結果約為0.7 mm，之所以比文獻[10]略大，是因為本文計算時考慮了預裂縫、板端接縫開裂等因素；劉鈺等[20]的現場測試表明，CRTSⅡ型板在最大溫度梯度為-40.6 ℃/m時，離縫量最大為0.42 mm，本文模型的計算結果為0.44 mm，與現場測試結果相當。說明建立的模型正確。

3 結果及分析

以工況1～工況8為初始條件，計算軌道結構再整體升溫40 ℃作用下，板間接縫受力、板下離縫和鋼軌垂向位移隨溫度梯度Tg的變化規律。以溫升40 ℃，Tg取100 ℃/m為例，工況5和工況8軌道板和鋼軌的垂向位移云圖見圖6。

圖6 軌道板和鋼軌垂向位移云圖

3.1 板間接縫受力

由圖7可知，工況6～工況8中，與工況1相比，與傷損接縫相鄰的窄接縫壓應力略微減小，最大減小0.73%，相鄰的寬接縫壓應力略微減小，最大減小1.23%，說明窄接縫擠碎對相鄰接縫受力影響較小；故圖7只給出了窄接縫擠碎處寬、窄接縫的平均壓應力與Tg的關系。

圖7 接縫平均壓應力

工況1時，窄接縫的平均壓應力σz為15.5～18.2 MPa，工況2、工況3、工況4時，σz分別為22.6～25.5 MPa、30.0～32.7 MPa和37.3～39.9 MPa。對工況1～工況4，Tg取-50～100 ℃/m時，σz僅增加2.6～2.9 MPa，說明溫度梯度對σz影響較小，對σz影響最大的是(Tk-Tz)，且隨著(Tk-Tz)的增大，σz的增加幅度也越來越大。當Tk-Tz=10 ℃時，σz已經接近C55混凝土的抗壓強度設計值25.3 MPa，窄接縫具有壓碎的可能性；當Tk-Tz=30 ℃時，σz超過其軸心抗壓強度標準值35.5 MPa，被壓碎的可能性更大。

工況1時，寬接縫的平均壓應力σk為11.6～18.8 MPa；工況2、工況3、工況4、工況5時，σk分別為13.8～20.8 MPa、15.7～22.8 MPa、17.6～24.9 MPa、14.6～22.3 MPa，σk均未超過C55混凝土的抗壓強度設計值25.3 MPa，說明寬接縫被壓碎的可能性遠低于窄接縫。對工況1～工況5，Tg取-50～100 ℃/m時，σk約增加7.1～7.7 MPa，說明溫度梯度對寬接縫影響較大。

窄接縫擠碎后，即工況6、工況7、工況8時，σk分別為18.6～26.3 MPa、22.3～30.1 MPa、26.0～33.8 MPa，與工況2、工況3、工況4相比，σk分別增大26.5%～35.1%、31.7%～42.4%和35.8%～47.5%。說明窄接縫擠碎后，其原先承受的壓應力大多傳遞給了對應的寬接縫，對相鄰接縫受力影響較小，且隨著(Tk-Tz)的增大，σk的增加幅度相應增大；當窄接縫擠碎后，其原先儲存的壓應力絕大部分均傳遞給了對應的寬接縫，使得σk超過C55混凝土的抗壓強度設計值，大幅增加寬接縫擠碎的風險。

若以混凝土抗壓強度設計值25.3 MPa為擠碎準則，寬接縫硬化時的板溫Tk與窄接縫硬化時的板溫Tz差應控制在10 ℃以內。

3.2 板下離縫

板下最大離縫量與Tg的關系見圖8。由圖8可知，正溫度梯度主要影響板中離縫量和承軌臺處離縫量，負溫度梯度主要影響板邊離縫量。

圖8 板下最大離縫量隨Tg的變化規律

當Tg取0～100 ℃/m時，接縫處受力均勻時，板中最大離縫量yszmax為0.061 6～ 0.812 mm；工況2～工況4，yszmax分別為0.028 2～0.770 mm，0.046 2～0.761 mm和0.071 5～ 0.760 mm，與工況1相比，yszmax減小5.15%～6.32%；工況5，yszmax為0.640～1.49 mm，與工況1相比，yszmax增大83.6%；工況6～工況8，yszmax分別為0.832～1.72 mm、0.985～1.82 mm和1.14～1.95 mm，與工況1相比，yszmax增大112%～140%。

當Tg取0～100 ℃/m時，接縫處受力均勻時，承軌臺處最大離縫量yscmax為0.120～0.723 mm；工況2～工況4，yscmax分別為0.105～0.695 mm、0.128mm～0.670 mm和0.158～0.656 mm，與工況1相比，yscmax減小3.96%～9.32%；工況5，yscmax為0.538～1.21 mm，與工況1相比，yscmax增大67.3%；工況6～工況8，yscmax分別為0.694～1.42 mm、0.830～1.49 mm和0.965～1.60 mm，與工況1相比，yscmax增大96.3%～121%。

當Tg取0～-50 ℃/m時，接縫處受力均勻時，ysbmax為0.078 0～0.538 mm；工況2～工況4，ysbmax分別為0.046 2～0.503 mm、0.072 0～0.518 mm和0.119～0.553 mm，與工況1相比，ysbmax增加-6.65%～2.66%；工況5，ysbmax為0.645～0.990 mm，與工況1相比，ysbmax增大84.0%；工況6～工況8，ysbmax為0.819～1.22 mm、0.974～1.31 mm和1.130～1.49 mm，與工況1相比，ysbmax增大127%～177%。

以板邊為基準，軌道板在整體升溫40 ℃和溫度梯度0～-50 ℃/m作用下，接縫處受力均勻時板下離縫值為0.08～0.54 mm，窄接縫存在初始壓應力時，板下離縫為0.05～0.55 mm，僅寬接縫承力時，板下離縫為0.64～0.99 mm，窄接縫被擠碎后，板下離縫為0.82～1.49 mm。鐵運[2012]83號《高速鐵路無砟軌道線路維修規則(試行) 》中規定，板下離縫Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ級傷損的臨界值分別為0.5，1 mm和1.5 mm。可見，當軌道板接縫處受力均勻或寬接縫硬化時窄接縫存在一定的初始壓應力時，板下離縫值達不到或接近Ⅰ級傷損，僅寬接縫承力時，板下離縫值位于Ⅰ級和Ⅱ級傷損之間，窄接縫擠碎時，板下離縫位于Ⅱ級和Ⅲ級傷損之間。以上板下離縫值計算時僅考慮溫度的影響，沒有考慮下部基礎沉降、軌道板不平順、相鄰軌道板預埋鋼筋錯位等因素，若疊加上這些因素，僅寬接縫承力或窄接縫出現擠碎傷損時，板下離縫值極易達到Ⅱ級傷損和Ⅲ級傷損。通過對華北、華東CRTSⅡ型板式無砟軌道33 km區段(路基12 km，橋梁21 km)的檢查發現[21]，板下離縫寬度小于1.0 mm的占30%，小于1.5 mm的占51%，小于2.0 mm的占88%，小于2.5 mm的占95%。可見，由接縫處初始受力不均勻引起的板下離縫值雖然較小(增加0.5～1.0 mm)，卻會大幅增加運營維護后期砂漿層離縫的維修工作量，當窄接縫發生擠碎傷損時，若疊加上其他不利因素，可能導致離縫值迅速增大，這與調研結果“接縫傷損處離縫值更大”相一致。

3.3 鋼軌垂向位移和鋼軌不平順

由圖9、圖10可知，鋼軌的垂向位移隨正溫度梯度的增加而增加，受負溫度梯度的影響較小。Tg取0～100 ℃/m時，工況1～工況4，鋼軌最大垂向位移ygmax分別為0.130～0.786，0.148～0.790，0.187～0.801 mm和0.236～0.823 mm；工況5時，ygmax為0.339～1.05 mm，與工況1相比，ygmax增加33.6%。工況1～工況4，鋼軌雖有一定的垂向位移，但不平順較小，板中鋼軌最大與最小垂向位移差為0.002 31～0.041 4 mm；工況5時，鋼軌垂向位移會造成較大不平順，板中鋼軌最大與最小垂向位移差為0.179～0.359 mm。

圖9 鋼軌最大垂向位移

圖10 板中鋼軌最大與最小垂向位移差

工況6～工況8，ygmax分別為0.447～1.20 mm、0.483～1.24 mm和0.590～1.31 mm，與工況1相比，ygmax增加52.7%～66.7%，鋼軌垂向位移不僅大幅增加，且會造成較大不平順，板中鋼軌最大與最小垂向位移差分別為0.274～0.369 mm、0.315～0.451 mm和0.446～0.539 mm。

對于單元軌道板，板溫較高時，若寬、窄接縫同時承力且受力均勻，鋼軌垂向位移及其造成的不平順較小；若寬接縫硬化時窄接縫存在初始壓應力，鋼軌垂向位移及其造成的不平順也較小；僅寬接縫承力時，鋼軌垂向位移及其造成的不平順大幅增大，鋼軌最大垂向位移從0.130～0.801 mm增加到0.339～1.05 mm，板中鋼軌最大與最小垂向位移差從0.002 31～0.041 4 mm增加到0.179～0.359 mm；若窄接縫被擠碎，鋼軌垂向位移及其造成的不平順大幅增大，與窄接縫完好時相比，鋼軌最大垂向位移從0.130～0.801 mm增加到0.447～1.31 mm，板中鋼軌最大與最小垂向位移差從0.002 31～0.041 4 mm增加到0.274～0.539 mm。

4 結論

(1)在整體升溫40 ℃和溫度梯度-50～100 ℃/m作用下，若接縫處受力均勻或寬接縫硬化時窄接縫存在一定的初始壓應力時，軌道板板下離縫和鋼軌不平順均較小；若窄接縫處存在較大的初始壓應力，將大幅增加高溫時其被壓碎的風險，且窄接縫被擠碎后，其原先承受的壓應力絕大部分傳遞給對應的寬接縫，相應增加寬接縫被擠碎的風險，但對相鄰接縫受力影響較小。

(2)接縫處受力均勻或寬接縫硬化時窄接縫存在一定的初始壓應力時，板下離縫值達不到或接近Ⅰ級傷損，僅寬接縫承力時，板下離縫值位于Ⅰ級和Ⅱ級傷損之間，窄接縫擠碎時，板下離縫位于CRTSⅡ級和CRTSⅢ級傷損之間。由接縫處初始受力不均勻引起的板下離縫值雖然較小(增加0.5～1.0 mm)，卻會大幅增加運營維護后期砂漿層離縫的維修工作量。

(3)對板下離縫和鋼軌不平順影響最大的是窄接縫因承力較大而發生擠碎傷損，其次是僅寬接縫承力，寬接縫硬化時窄接縫存在一定的初始壓應力，對板下離縫和鋼軌不平順影響均較小，這與CRTSⅡ型板的設計理念即施工時應保證寬接縫硬化時窄接縫存在一定的初始壓應力相一致。

(4)為減小高溫時砂漿層離縫、軌道板板下離縫及離縫造成的鋼軌不平順，施工中應采取措施減小寬、窄接縫硬化時的板溫差，使寬接縫硬化時的板溫略高于窄接縫硬化時的板溫(不超過10 ℃)，以致板溫較高時窄、寬接縫同時承力，且窄接縫承受略大的壓應力，避免出現僅寬接縫承力或窄接縫因承力較大而產生擠碎現象，這一結論不僅與CRTSⅡ型板的設計理念相符，且更為具體。