郄錄朝，王 紅，徐 旸，許永賢，許良善

(中國(guó)鐵道科學(xué)研究院 鐵道建筑研究所，北京 100081)

聚氨酯固化道床是在已經(jīng)達(dá)到穩(wěn)定的新鋪碎石道床內(nèi)澆注聚氨酯固化材料，固化材料滲入道床底部后發(fā)泡、膨脹，所產(chǎn)生的聚氨酯彈性材料粘接碎石道砟并填充砟間空隙，形成彈性固結(jié)整體道床結(jié)構(gòu)[1]。

固化道床能增加道床剛度并長(zhǎng)期保持道床的彈性，解決有砟軌道線路平順性差、養(yǎng)護(hù)維修工作量大、易臟污等問題[2-4]。與無砟軌道相比，固化道床軌道結(jié)構(gòu)同樣具有整體性好，軌道殘余變形小，少維修，能長(zhǎng)期保持結(jié)構(gòu)穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，并且具有均勻的彈性，更易于維修，是一種兼具有砟和無砟軌道優(yōu)點(diǎn)的新型軌道結(jié)構(gòu)。目前，多用于解決既有軌道結(jié)構(gòu)的病害和特殊區(qū)段的線路問題[5]。

我國(guó)從2009年開始鋪設(shè)聚氨酯固化道床試驗(yàn)段，郄錄朝、王紅等[6]通過大量的室內(nèi)外試驗(yàn)對(duì)聚氨酯固化道床累積變形力學(xué)行為、荷載傳遞規(guī)律、凍融循環(huán)特性等基本力學(xué)性能進(jìn)行了研究。鄭新國(guó)、李書明等[7]在材料研發(fā)和制備中取得了突破。柯在田[8]、何國(guó)華[9]、蔣函珂[10]等在工藝、施工裝備和固化道床的動(dòng)力特性有限元法分析等方面取得了研究成果。2013年頒布了《聚氨酯泡沫固化道床暫行技術(shù)條件》[11]。

目前，聚氨酯固化道床在我國(guó)高速、重載和普速鐵路上都有應(yīng)用，中國(guó)鐵道科學(xué)研究院對(duì)固化道床性能、軌道平順性和列車運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行了試驗(yàn)研究和長(zhǎng)期觀測(cè)，形成了聚氨酯固化道床設(shè)計(jì)和施工成套技術(shù)[1]。在聚氨酯固化道床的澆注過程中，會(huì)因固化材料發(fā)泡而在碎石道床內(nèi)部產(chǎn)生膨脹力?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果表明，在不采用變形控制措施的條件下，澆注時(shí)軌道高程的變化最高可達(dá)3 mm，這不僅會(huì)從細(xì)觀角度引起道砟顆粒之間接觸機(jī)理的改變[12]，加劇線路運(yùn)營(yíng)后道床的殘余變形與累積沉降；還會(huì)從宏觀角度導(dǎo)致線路的工后不平順，影響列車的運(yùn)行品質(zhì)。

由于聚氨酯材料在澆注過程中的膨脹力學(xué)行為極為復(fù)雜，且尚無既有研究可供借鑒，本文設(shè)計(jì)聚氨酯固化道床膨脹力室內(nèi)試驗(yàn)，以此對(duì)聚氨酯固化道床施工過程中的膨脹力學(xué)行為進(jìn)行研究。并依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，研究建立相應(yīng)的數(shù)值仿真模型，針對(duì)大西高鐵的實(shí)際線路情況進(jìn)行理論分析，提出高速鐵路聚氨酯澆注施工過程中的變形控制方案。

1 聚氨酯固化道床膨脹力室內(nèi)試驗(yàn)

在聚氨酯固化道床膨脹力室內(nèi)試驗(yàn)中，為消除邊界效應(yīng)，選取3跨Ⅲ型混凝土軌枕、60 kg·m-1鋼軌及厚度350 mm的有砟道床建立實(shí)尺模型，并在結(jié)構(gòu)上部設(shè)置反力橫梁以約束澆注過程中道床的膨脹位移。通過反力橫梁間的壓力傳感器測(cè)定澆注過程中聚氨酯固化道床的膨脹力，所設(shè)計(jì)的室內(nèi)模型試驗(yàn)如圖1所示。

圖1 聚氨酯膨脹力室內(nèi)模型試驗(yàn)

固化道床膨脹力試驗(yàn)時(shí)，沿1至3號(hào)軌枕按固化道床的設(shè)計(jì)斷面，采用單點(diǎn)順序澆注的方法進(jìn)行澆注[13]，每根軌枕一端設(shè)6個(gè)澆注點(diǎn)，并依據(jù)圖2中1至12點(diǎn)的編號(hào)順序進(jìn)行澆注。

所得到的聚氨酯材料膨脹力時(shí)程曲線如圖3所示。計(jì)時(shí)從澆注開始。

圖2 實(shí)尺模型軌枕編號(hào)及澆注點(diǎn)位示意圖

圖3 聚氨酯膨脹力室內(nèi)測(cè)試結(jié)果

由圖3可見，澆注過程聚氨酯固化道床的膨脹力經(jīng)歷了初期急速發(fā)展階段(階段Ⅰ)、中期的緩慢下降(階段Ⅱ)和后期穩(wěn)定(階段Ⅲ)3個(gè)發(fā)展階段。在第Ⅰ階段，膨脹力迅速增長(zhǎng)，約35 min內(nèi)膨脹力增至最大值40 kN；在第Ⅱ階段，膨脹力逐漸回落至初始預(yù)壓值，此過程持續(xù)約130 min；在第Ⅲ階段，隨著材料的收縮，膨脹力逐漸消失，達(dá)到穩(wěn)定。說明固化材料在澆注過程中的膨脹力會(huì)隨時(shí)間發(fā)生顯著變化，且峰值可達(dá)40 kN。

2 聚氨酯固化道床膨脹數(shù)值模型的建立和驗(yàn)證

依據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)建立相應(yīng)的數(shù)值模型，研究聚氨酯固化道床澆注過程中的膨脹機(jī)理，并實(shí)現(xiàn)聚氨酯材料澆注過程膨脹力學(xué)行為的數(shù)值模擬。

2.1 軌道結(jié)構(gòu)數(shù)值模型的建立

采用有限元分析軟件ABAQUS建立聚氨酯固化道床軌道結(jié)構(gòu)數(shù)值模型，并確保數(shù)值模型的幾何參數(shù)與第1節(jié)中室內(nèi)模型試驗(yàn)完全相同。采用六面體實(shí)體單元對(duì)軌道結(jié)構(gòu)各個(gè)部件進(jìn)行模擬。其中，鋼軌按照支承節(jié)點(diǎn)劃分單元，按實(shí)際截面屬性建模，考慮鋼軌的截面積、慣性矩和扭轉(zhuǎn)彎矩等參數(shù)；扣件采用非線性三向彈簧—阻尼單元模擬，且采用多根彈簧模擬真實(shí)軌下墊板的接觸效應(yīng)，扣件的阻力和剛度均根據(jù)實(shí)測(cè)值選?。豢奂?jié)點(diǎn)等距，間距取600 mm。為測(cè)定聚氨酯道床澆注過程中的膨脹力，在鋼軌上方設(shè)置反力橫梁，如圖4所示。

圖4 聚氨酯固化道床仿真模型

參照既有研究[10]，模型中軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)參數(shù)取值見表1。

表1 仿真模型的力學(xué)參數(shù)

2.2 熱—力耦合模型

由于聚氨酯固化膨脹行為的數(shù)值模擬方法尚未見報(bào)道，且聚氨酯材料在發(fā)泡過程中的膨脹力學(xué)行為與材料在外溫度場(chǎng)作用下所產(chǎn)生的熱力學(xué)行為十分類似，因此采用熱—力耦合本構(gòu)模型對(duì)聚氨酯材料發(fā)泡過程中的固化膨脹行為進(jìn)行模擬。本構(gòu)模型中將聚氨酯發(fā)泡過程中道床的膨脹行為視為各向同性的彈性膨脹，則聚氨酯固化道床的應(yīng)力—應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系可表示為

dσ=Ddε-CΔT

(1)

其中，

dσ=(dσr, dσθ, dσz, dτzr)T

dε=(dεr, dεθ, dεz, dγzr)T

式中：dσ為熱應(yīng)力增量；D為聚氨酯固化道床的彈性矩陣；dε為熱應(yīng)變?cè)隽?；C為材料性能(彈性模量、線膨脹系數(shù)等)隨溫度變化向量；ΔT為外荷載溫度場(chǎng)變化函數(shù)；dσr和dεr分別為徑向應(yīng)力和應(yīng)變?cè)隽?；dσθ和dεθ分別為切向應(yīng)力和應(yīng)變?cè)隽浚籨σz和dεz分別為軸向應(yīng)力及應(yīng)變?cè)隽?；dτzr和dγzr分別為剪應(yīng)力及剪應(yīng)變?cè)隽浚籈為聚氨酯道床的彈性模量；μ為聚氨酯道床的泊松比；α為聚氨酯的線膨脹系數(shù)，本文取α=1.1×10-3/℃；T為當(dāng)前時(shí)刻的溫度，由外荷載溫度場(chǎng)變化函數(shù)ΔT求得。

只要確定外荷載溫度場(chǎng)變化函數(shù)ΔT，則可建立聚氨酯固化道床的熱應(yīng)力及應(yīng)變關(guān)系。為使所選用的外荷載溫度場(chǎng)變化函數(shù)ΔT能夠準(zhǔn)確地模擬聚氨酯固化道床的膨脹力學(xué)行為，采用本文第1節(jié)中的室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)外荷載溫度場(chǎng)變化函數(shù)ΔT進(jìn)行標(biāo)定。

2.3 外荷載溫度場(chǎng)函數(shù)的標(biāo)定

基于圖3中的膨脹力實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)外荷載溫度場(chǎng)變化函數(shù)ΔT進(jìn)行標(biāo)定，并采用不同的溫升峰值進(jìn)行數(shù)值試驗(yàn)，結(jié)果表明當(dāng)溫升峰值為22 ℃時(shí)，仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)尺模型試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。圖5為溫升峰值為22 ℃時(shí)道床膨脹力變化的仿真與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比，說明采用溫升峰值為22 ℃的外荷載溫度場(chǎng)函數(shù)所建立的熱—力耦合關(guān)系可以較為準(zhǔn)確地模擬聚氨酯固化道床的膨脹力學(xué)行為。

圖5 數(shù)值仿真結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

本文即在此基礎(chǔ)上對(duì)固化道床的變形機(jī)理進(jìn)行研究，溫升峰值為22 ℃所對(duì)應(yīng)的外荷載溫度場(chǎng)變化函數(shù)ΔT如圖6所示。

圖6 外荷載溫度場(chǎng)變化函數(shù)曲線

2.4 固化道床膨脹變形仿真分析

對(duì)工程中無垂向限位條件下聚氨酯固化道床的自由發(fā)泡行為進(jìn)行模擬。依照?qǐng)D2中所標(biāo)的澆注順序?qū)D6所示的外荷載溫度場(chǎng)變化函數(shù)ΔT分別施加至第2.1節(jié)所建立的軌道結(jié)構(gòu)數(shù)值模型中的對(duì)應(yīng)區(qū)域，且在仿真計(jì)算中考慮澆注點(diǎn)位的時(shí)間相位差，則順序澆注過程中不同軌枕下固化道床的膨脹變形分布云圖如圖7所示。

圖7 不同時(shí)段聚氨酯固化道床膨脹變形云圖

對(duì)應(yīng)圖2中各個(gè)軌枕端部的膨脹變形時(shí)程曲線如圖8所示。

由圖8可以看出，由于澆注過程中澆注時(shí)間存在間隔，會(huì)產(chǎn)生起發(fā)時(shí)間相位差所導(dǎo)致的線路不平順。

為進(jìn)一步分析澆注過程中的軌道結(jié)構(gòu)變形，圖9給出了澆注過程中鋼軌端部高差時(shí)程曲線。

由圖9可以看出，由于澆注點(diǎn)位存在時(shí)間差，固化材料發(fā)泡膨脹后將引起鋼軌兩端的高差。在室內(nèi)澆注條件下，鋼軌最大高差可達(dá)4 mm，直至聚氨酯固化材料全部發(fā)泡穩(wěn)定后，高差仍未完全消除。

圖8 澆注過程中軌枕端部膨脹變形時(shí)程曲線

圖9 澆注過程中鋼軌端部高差時(shí)程曲線

綜上所述，在聚氨酯固化材料澆注過程中，單點(diǎn)澆注的作業(yè)方式會(huì)產(chǎn)生澆注時(shí)間差，從而引起不同軌枕間及相同軌枕端部高差。且在實(shí)際施工中，道床壓實(shí)質(zhì)量、施工溫度差異，固化材料發(fā)泡不均勻等因素均會(huì)進(jìn)一步加劇軌道的縱橫向高程差，從而引起軌道高低、水平及不平順超限。因此，高速鐵路固化道床施工必須增加保壓裝備，以消除施工中產(chǎn)生的不均勻變形。由此，本文結(jié)合大西高鐵的實(shí)際線路情況，對(duì)高速鐵路聚氨酯固化道床澆注施工中的變形控制措施進(jìn)行分析。

3 大西高鐵聚氨酯固化道床施工變形控制措施分析及應(yīng)用

3.1 大西高鐵固化道床軌道施工變形控制措施仿真分析

在工程實(shí)際中，高速鐵路聚氨酯固化道床通常鋪設(shè)于橋梁或路基等復(fù)雜下部基礎(chǔ)之上。以大西高鐵為例，有砟軌道下部為剛度相對(duì)較低的柔性路基基礎(chǔ)，與本文第2節(jié)模型試驗(yàn)中的下部基礎(chǔ)條件存在一定的差異。因此，需考慮大西高速鐵路實(shí)際線路條件，對(duì)聚氨酯固化道床施工中的變形控制措施進(jìn)行研究。本節(jié)在第2節(jié)數(shù)值模型的基礎(chǔ)上，采用實(shí)體單元對(duì)下部路基基礎(chǔ)進(jìn)行模擬，建立的大西高鐵路基基礎(chǔ)聚氨酯固化道床膨脹力時(shí)變仿真模型如圖10所示。

圖10 大西高鐵聚氨酯固化道床時(shí)變仿真模型

參照既有研究[10]，下部基礎(chǔ)的力學(xué)參數(shù)取值見表2。

表2 路基下部基礎(chǔ)力學(xué)模型參數(shù)

既有研究[13]表明，外加保壓荷載是最具經(jīng)濟(jì)技術(shù)比的軌道變形控制措施，但如何選取合理保壓荷載對(duì)軌道的變形進(jìn)行控制，尚屬于施工中的技術(shù)難題。在大西鐵路的工程實(shí)際中，單點(diǎn)式澆注設(shè)備的澆注覆蓋范圍為沿線路縱向3根軌枕區(qū)域。因此，針對(duì)沿軌道縱向間隔1.2 m，作用于扣件上方鋼軌中心點(diǎn)的荷載形式進(jìn)行分析，如圖11所示。

圖11 保壓荷載作用形式示意圖

不同保壓荷載幅值時(shí)聚氨酯固化道床澆注過程中鋼軌垂向位移如圖12所示。

由圖12可以看出，保壓荷載在0～30 kN范圍內(nèi)增長(zhǎng)時(shí)，可有效提高澆注過程中線路的平順性，且將軌道的高低不平順值控制在2 mm以下。當(dāng)保壓荷載大于30 kN時(shí)，對(duì)線路的澆注平順性影響逐漸不明顯。因此，在大西高鐵聚氨酯固化道床的澆注作業(yè)中，建議采用幅值為30 kN的保壓荷載。

圖12 不同保壓荷載幅值時(shí)鋼軌垂向位移

3.2 大西高鐵固化道床施工變形控制措施應(yīng)用

根據(jù)以上研究結(jié)果，研發(fā)相應(yīng)的保壓小車以控制3根軌枕區(qū)域內(nèi)澆注施工過程中產(chǎn)生的膨脹力，且隨著澆注的連續(xù)作業(yè)，平板車前移繼續(xù)進(jìn)行保壓，能夠保證聚氨酯固化材料全部發(fā)泡穩(wěn)定后，軌道結(jié)構(gòu)不再產(chǎn)生不平順，如圖13所示。

圖13 大西線聚氨酯固化施工現(xiàn)場(chǎng)

采用增加保壓裝備的控制措施后，固化道床的澆注前后10 m長(zhǎng)弦鋼軌高低偏差如圖14所示?？梢钥闯?，10 m弦高低可控制在2 mm以內(nèi)，固化道床斷面成型良好，滿足高速鐵路軌道不平順標(biāo)準(zhǔn)和固化道床驗(yàn)收要求。

圖14 澆注前后10 m長(zhǎng)弦鋼軌高低變化

4 結(jié) 論

(1)聚氨酯固化道床施工中，固化材料的發(fā)泡膨脹過程產(chǎn)生膨脹力，膨脹力在一定時(shí)間達(dá)到峰值，在反應(yīng)結(jié)束后會(huì)減小直至消失。膨脹力會(huì)引發(fā)線路不平順，必須對(duì)單點(diǎn)澆注工藝進(jìn)行優(yōu)化，采取保壓措施。

(2)本文提出的有限元熱—力耦合模型能較為準(zhǔn)確地模擬聚氨酯固化道床澆注施工過程中的材料膨脹力學(xué)行為，建議在今后聚氨酯固化道床的理論分析中采用。

(3)理論分析及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐結(jié)果表明，采用荷載作用點(diǎn)間隔1.2 m，單點(diǎn)順序澆注，荷載總量為30 kN的4點(diǎn)荷載保壓措施，能夠有效控制施工中由材料發(fā)泡膨脹所引起的軌面不平順。

(4)大西高鐵聚氨酯固化道床施工中軌道變形控制效果良好，達(dá)到了高速鐵路軌道不平順標(biāo)準(zhǔn)和固化道床驗(yàn)收要求。

(5)聚氨酯材料發(fā)泡過程中的膨脹力與固化材料的工作性能相關(guān)，由于高速鐵路施工過程中軌道不平順的控制要求較高，建議研發(fā)膨脹力小的高速鐵路用聚氨酯固化材料。