高速鐵路縱連式軌道板空間位移作用下錨固銷釘受力特性分析

袁 博,肖杰靈,陳 醉,楊榮山,劉 浩,劉學毅

(1.西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,成都 610031； 2.西南交通大學土木工程學院，成都 610031； 3.中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所,北京 100081)

CRTSⅡ型板式無砟軌道(以下簡稱“Ⅱ型板”)是一種典型的縱連式軌道結構，因具有高平順性、高舒適性等優點被廣泛應用于我國高速鐵路中[1]。由于沿線路縱向連續鋪設，溫度荷載作用下軌道結構的縱向變形受到約束，產生較大的溫度內力，進而引發軌道板上拱、砂漿層離縫、寬窄接縫破損等病害；其中軌道板上拱病害是Ⅱ型板目前最為突出的病害，影響軌道結構穩定性、耐久性和線路平順性，給線路正常運營帶來安全隱患[2]，如圖1 所示。銷釘錨固限位技術近年來被廣泛應用于混凝土結構改造、擴建、加固和維修中[3]。該技術在保證錨固和限位效果的前提下，具有性價比高、靈活高效和施工簡便等優勢，已成為上拱問題最主要的整治措施之一。

圖1 軌道板上拱病害

針對軌道板上拱的整治措施，譚社會[4]利用有限元方法分析了植筋錨固和注膠對軌道板離縫上拱的整治效果，對整治方案進行優化并提出預防措施，為無砟軌道結構病害的養護維修提供參考。景璞等[5]總結調研了Ⅱ型軌道板的各類病害及整治措施，包括上拱離縫病害，并對整治效果進行了驗證與對比，提出了病害整治方案。肖春明[6]針對“注膠-植筋”方案，通過Ⅱ型板的現場監測，確認了“注膠-植筋”具有良好整治效果。高睿[7]建立了橋上Ⅱ型板分析模型，研究了植筋注膠措施對軌道結構縱向受力特點的影響。上述研究表明“注膠-植筋”可以有效改善軌道板上拱問題，為軌道板上拱整治措施的進一步研究和優化改進提供了理論基礎。現場錨固銷釘可以有效抑制軌道板上拱，但銷釘存在失效可能，影響整治效果。

針對銷釘錨固限位技術方面的研究，德國學者Dr.Jakob Kunz 等[8]進行了后錨固植筋抗火性能試驗，得到植筋系統錨固性能與環境溫度的關系，并給出了不同錨固條件下植筋承載力計算方法。Miroslav Bajer[9]等研究了粘結錨桿膠-混凝土界面在受拉荷載作用下的反應，給出了組合式混凝土粘結破壞模式下粘結錨受拉荷載下的承載力計算公式。Cook R. A.等[10-12]推導出不同破壞形式下(包括混凝土錐體破壞，粘結破壞，錐體-粘結復合型破壞)錨栓承載力計算公式，并分析了錨固深度對破壞形式的影響。鄭曉芬等[13]為探究植筋膠與混凝土之間的界面結合性能，設計了混凝土植筋擠壓試驗方案，得到了三階段模式的植筋膠-混凝土界面粘結滑移本構關系。上述研究主要采用了試驗的方法，重點關注了錨固銷釘的粘結-滑移作用，解決了高溫下銷釘粘結滑移的力學性能分析，但對錨固銷釘及其周圍結構的局部受力分析尚需深入研究。

錨固銷釘可有效抑制軌道板垂向上拱和縱向錯動，但在溫度及列車荷載的作用下，軌道板上拱病害可能反復發生，在垂向和縱向位移的作用下，銷釘周圍混凝土會產生局部應力集中現象[14]，軌道結構和植筋膠存在破壞的風險，同時對軌道板縱向錯動的約束減弱。植筋膠具有強度高、粘結力強、固化快、操作簡單等優點[15]，利用自身鎖鍵握緊力作用，固化后將銷釘與基材粘接為一體，在錨固限位中起著重要的作用[16]。但其彈性模量等剛度特性對整治效果的影響仍需深入研究，銷釘錨固限位中規格尺寸的合理選取仍有待商榷。因此，深入探討位移作用下錨固銷釘及軌道局部受力特性對上拱病害的整治具有重要意義。為了分析位移影響下銷釘及軌道局部受力特性，通過有限元法對錨固銷釘及軌道局部進行力學仿真計算，分析銷釘、植筋膠等部件參數對銷釘及軌道局部受力的影響，并提出合理的銷釘選取方案，為現場銷釘布置和后續理論研究提供參考依據。

1 錨固銷釘限位分析模型

1.1 計算模型

根據Ⅱ型板的結構特性[17]，建立包括軌道板、CA砂漿層、支承層的錨固銷釘局部力學分析模型，如圖2所示， 并作如下假定。

圖2 銷釘錨固限位軌道結構及力學圖示

(1)受溫度、水及列車荷載等多場耦合荷載共同影響，砂漿層與軌道板粘結作用大幅度降低，故不考慮砂漿層對軌道板的粘結強度。

(2)忽略銷釘與混凝土之間的滑移性能，植筋膠與銷釘、混凝土間僅做線性粘結處理。

(3)鋼軌自重與抗彎剛度、扣件系統對軌道板結構形變能影響較小，故不考慮鋼軌及扣件對軌道板的影響。

軌道板、支承層、植筋膠和銷釘均采用8節點實體單元進行模擬，模型長度為1 m，如圖3所示。基于軌道板脫空假定，砂漿層采用非線性彈簧進行模擬，其約束作用滿足單向受壓彈簧的力學特性，板下砂漿層垂向力-位移曲線如圖4所示；路基支承作用采用線性彈簧模擬；為了提高計算效率，模型均簡化為線彈性材料。路基底部和底座板端部采用固定約束。通過對軌道板整體施加垂向、縱向位移荷載來分析銷釘及軌道局部受力特性。

圖3 銷釘錨固局部有限元模型

圖4 板下砂漿層垂向力-位移曲線

基于上述方法，通過分析位移影響下銷釘、植筋膠及軌道板的應力分布特性，討論銷釘直徑、植筋膠彈性模量、鉆孔直徑等因素對銷釘及軌道局部受力特性的影響。

1.2 模型參數(表1)

表1 計算模型相關參數

2 錨固銷釘受力特性

為研究銷釘及軌道局部受力特性，根據現場銷釘布設方式，假定選用HRB500級φ28 mm銷釘和φ35 mm鉆孔。《高速鐵路無砟軌道線路維修規則》規定，軌道板最大允許上拱度8 mm， 綜合現場軌道板上拱情況，故取軌道板上拱0.5～7 mm的情況進行深入研究。分別計算結構在軌道板垂向、縱向位移為 0.5～7 mm時銷釘及軌道結構受力情況，計算結果如圖5、圖6所示。

圖5和圖6表明，銷釘和植筋膠所受拉應力均隨軌道板垂向位移呈線性增長趨勢，軌道板最大壓應力和植筋膠最大剪應力均隨軌道板縱向位移呈線性增長趨勢。當軌道板垂向發生6 mm位移時，銷釘最大拉應力為621 MPa，超過銷釘的極限抗拉強度540 MPa，存在受拉破壞的風險；當軌道板發生縱向4 mm位移時，軌道板最大壓應力為48.7 MPa，超過混凝土極限抗壓強度37 MPa，存在受壓破壞的風險；當軌道板發生縱向0.5 mm位移時，植筋膠最大剪應力為35.1 MPa，超過植筋膠極限抗剪強度26.6 MPa，植筋膠抗剪能力較弱。軌道板發生5 mm以上垂向位移和3 mm以上縱向位移時，銷釘失效。因此，在保證結構受力狀態的前提下，現場選取φ28 mm的銷釘，φ35 mm鉆孔，植筋膠彈性模量為混凝土的1/10較為合理。

圖5 垂向位移作用下銷釘和植筋膠最大拉應力

圖6 縱向位移作用下軌道板最大壓應力和植筋膠最大剪應力

3 銷釘直徑對銷釘受力特性的影響

為研究銷釘直徑對銷釘及軌道局部受力特性的影響，現假定植筋膠彈性模量及鉆孔直徑不變，根據現有鋼筋的公稱直徑[18]，選取φ20 mm、φ25 mm、φ28 mm、φ32 mm 和φ36 mm五種規格的銷釘，分別計算結構在軌道板垂向、縱向位移為0.5～7 mm時銷釘及相關結構受力情況。在垂向位移的影響下，銷釘和植筋膠存在受拉破壞風險，故選取銷釘及植筋膠的最大拉應力為判斷依據；在縱向位移的影響下，軌道板局部及植筋膠存在受壓破壞的風險，故選取軌道板壓應力和植筋膠剪應力為判斷依據，計算結果如圖7、圖8所示。

圖7(a)和圖7(b)表明，在軌道板產生垂向上拱位移時，銷釘所受最大拉應力隨其直徑的增大而減小；當軌道板垂向位移為7 mm時，銷釘最大拉應力由1 320 MPa減少至456 MPa，降低了65.5%。植筋膠所受拉應力亦隨銷釘直徑的增大而減小；當垂向位移為7 mm時，植筋膠最大拉應力由78.4 MPa減少至34 MPa，降低了56.6%。圖8表明，當銷釘直徑為φ20 mm時，軌道板垂向位移超過3 mm，銷釘即存在受拉破壞風險；當銷釘直徑φ32 mm以上時，軌道板垂向位移超過7 mm，銷釘才存在受拉破壞風險。為確保極限上拱條件下的銷釘應用安全，直徑不宜小于φ32 mm。

圖7 不同銷釘直徑下各部件的受力

圖8 不同銷釘直徑銷釘失效位移限值

圖7(c)和圖7(d)表明，在軌道板產生縱向相對位移時，板內最大壓應力隨銷釘直徑的增大而增大；當軌道板縱向位移為7 mm時，軌道板最大壓應力由54.5 MPa增大至93.9 MPa，增加了42.0%。植筋膠所受最大剪應力亦隨銷釘直徑的增大而增大；當縱向位移為7 mm時，植筋膠最大剪應力由357 MPa增大至494 MPa，增加了38.4%。圖8表明，當銷釘直徑為φ20 mm時，軌道板縱向位移超過4.5 mm，軌道板才存在受壓破壞風險；當銷釘直徑為φ36 mm時，軌道板縱向位移超過3 mm，軌道板即存在受壓破壞風險，銷釘失效對應的縱向位移限值隨銷釘直徑的增大而減小。當銷釘直徑為φ28 mm或φ32 mm時，其對應的垂向、縱向位移限值之比接近1，因此，為保證銷釘具有良好的受力性能，現場錨固銷釘直徑宜選用φ28 mm或φ32 mm，并限制軌道板的垂、縱向位移不超過7 mm和4 mm。

4 植筋膠對銷釘受力特性的影響

為研究植筋膠彈性模量對銷釘及軌道局部受力特性的影響，現假定銷釘半徑及鉆孔半徑不變，植筋膠與軌道板彈性模量的比值定為k，根據現有無機植筋膠的彈性模量范圍[19]，分別選取k為1/10、1/6、2/6、3/6、4/6和5/6，分別計算結構在軌道板垂向、縱向位移為0.5～7 mm時銷釘及相關結構受力情況，計算結果如圖9、圖10所示。

圖9 不同植筋膠彈性模量下各部件的受力

圖9(a)和圖9(b)表明，在軌道板產生垂向上拱位移時，植筋膠彈性模量對銷釘受力影響較小；當軌道板垂向位移為7 mm時，銷釘最大拉應力由725 MPa減少至711 MPa，降低1%，基本不發生變化。植筋膠所受拉應力隨k的增大而增大；當軌道板垂向位移為7 mm時，植筋膠最大拉應力由54.1 MPa增加至186 MPa，增加71%。圖10表明，當k=1/10時，軌道板垂向位移超過6 mm時，銷釘才存在受拉破壞風險；當k=5/6時，軌道板垂向位移超過1.5 mm時，植筋膠即存在受拉破壞風險。為確保銷釘應用安全，植筋膠彈性模量不宜過大。

圖10 不同植筋膠彈性模量銷釘失效位移限值

圖9(c)表明，在軌道板產生縱向相對位移時，板內最大壓應力隨k的增大而增大；當軌道板縱向位移為7 mm時，軌道板最大壓應力由85.2 MPa增大至199 MPa，增加了57.2%。圖9(d)表明，植筋膠所受最大剪應力隨k的增大而增大，當縱向位移為7 mm時，植筋膠最大剪應力由491 MPa增大至1 040 MPa，增加了52.8%。圖10表明，當k=1/10時，軌道板縱向位移超過3.5 mm時，軌道板才存在受壓破壞的風險；當k=5/6時，軌道板縱向位移超過1.5 mm時，軌道板即存在受壓破壞的風險，銷釘失效對應的縱向位移限值隨植筋膠彈性模量的增大而減小。為保證銷釘具有良好的限位效果，現場建議選用植筋膠與軌道板彈性模量之比≤1/10的植筋膠，并限制軌道板的垂、縱向位移不超過6 mm和3.5 mm。

5 鉆孔直徑對銷釘受力特性的影響

為研究鉆孔直徑對銷釘及軌道局部受力特性的影響，現假定銷釘直徑及植筋膠彈性模量不變，鉆孔直徑與銷釘直徑的比值定為t，根據現有施工辦法，分別選取t為1.1、1.25、1.45、1.60、1.80、1.95，分別計算結構在軌道板垂向、縱向位移為0.5～7 mm時銷釘及相關結構受力情況，計算結果如圖11、圖12所示。

圖11 不同鉆孔直徑下各部件的受力

圖11(a)和圖11(b)表明，在軌道板產生垂向上拱位移時，銷釘所受最大拉應力隨t的增大而減小，但增長趨勢較為緩慢。當軌道板垂向位移為7 mm時，銷釘最大拉應力由739 MPa減少至571 MPa，降低22.7%。植筋膠所受拉應力隨t的增大而增大；當軌道板垂向位移為7 mm時，植筋膠最大拉應力由34.7 MPa增加至75.3 MPa，增加54%。圖12表明，當t為1.1時，軌道板垂向位移超過5.5 mm時，銷釘才存在受拉破壞風險；當t為1.95時，軌道板垂向位移超過5 mm時，植筋膠即存在受拉破壞風險。為確保銷釘應用安全，鉆孔直徑不宜過小。

圖11(c)和圖11(d)表明，在軌道板產生縱向位移時，板內所受最大壓應力隨t的增大而減小，但從t為1.25起減小趨勢較為緩慢。當軌道板縱向位移為7 mm時，軌道板最大壓應力由116 MPa減小至69.4 MPa，減少了40.2%。植筋膠所受最大剪應力亦隨t的增大而減小，當軌道板縱向位移為7 mm時，植筋膠最大剪應力由924 MPa減小至191 MPa，減小了79.3%。圖12表明，當t為1.1時，軌道板縱向位移超過3 mm，軌道板即存在受壓破壞風險；當t為1.95時，軌道板縱向位移超過4 mm時，軌道板才存在受壓破壞風險，銷釘失效對應的縱向位移限值隨t的增大而增大。當t≥1.25時，銷釘失效垂向和縱向位移限值之比相同，為保證銷釘具有良好限位效果和考慮經濟效益，現場建議選用鉆孔半徑為銷釘直徑的1.25倍，并限制軌道板的垂、縱向位移不超過5 mm和4 mm。

6 結論

通過對仿真數據的歸納分析，揭示了銷釘直徑、植筋膠彈性模量、鉆孔直徑三類參數對軌道局部受力特性的影響，為現場銷釘的布置和后續理論研究提供參考依據。

(1)銷釘對軌道板垂向位移和縱向錯動均有一定的抑制作用，根據現場φ28 mm銷釘布設方式，當軌道板垂向位移超出5 mm，銷釘存在受拉破壞的風險；當軌道板縱向位移超出3 mm，軌道板具有局部受壓破壞的風險；植筋膠抗剪能力較弱；現場銷釘布設方案較為合理。

(2)銷釘直徑由20 mm增至36 mm，銷釘失效的垂向位移限值由3～9 mm增大；銷釘失效的縱向位移限值由5～3 mm減小。為保證銷釘具有良好的受力性能，建議錨固銷釘選用φ28 mm或φ32 mm。

(3)當膠混彈模比由1/10增至5/6，銷釘失效的垂向位移限值由6～2 mm減小；銷釘失效的縱向位移限值由3.5～1.5 mm減小。為保證銷釘具有良好受力性能，建議膠混彈模比低于1/10。

(4)當孔釘直徑比由1.1增至1.95，銷釘失效的垂向位移限值由5.5～5 mm減小；銷釘失效的縱向位移限值由3～4 mm增大。為保證銷釘具有良好受力性能，建議孔釘直徑比為1.25。