許玉德， 嚴道斌， 邱俊興， 徐偉昌

(1.同濟大學 道路與交通工程教育部重點實驗室，上海 201804；2.上海市軌道交通結構耐久與系統(tǒng)安全重點實驗室，上海 201804；3.深圳市城市交通規(guī)劃設計研究中心，深圳 518021；4.中國鐵路上海局集團有限公司上海高鐵維修段，上海 200439)

板式無砟軌道具有高穩(wěn)定的特點[1]，是我國高速鐵路主要采用的軌道結構形式，中國鐵路軌道系統(tǒng)(CRTS)Ⅱ型板式無砟軌道在京津城際、京滬高鐵、滬杭高鐵上廣泛使用.隨著運營時間的增加，無砟軌道結構的病害損傷逐漸累積，養(yǎng)護維修困難的問題也日益凸顯.

路基的不均勻沉降和軌道結構偏移是常見的病害[2-3]，會對行車安全產(chǎn)生直接影響.調整扣件是常用的整治方式之一[4]，但當結構偏移量超出扣件調整量時，扣件調整方式受到限制.養(yǎng)護維修部門通過長期的現(xiàn)場實踐，摸索出了一套板式無砟軌道抬升糾偏技術，對路基上CRTSⅡ型板式軌道偏移的整治通常采用“注漿抬升糾偏法”[5-7].

現(xiàn)場調研表明，待糾偏區(qū)段通常存在其他結構病害，板式軌道的層間病害損傷較為常見，工務部門特別反映軌道板-寬窄接縫離縫、軌道板-砂漿層離縫、支承層裂紋等病害在糾偏作業(yè)中易出現(xiàn)加劇趨勢.糾偏作業(yè)中這些損傷的擴展規(guī)律如何，如何保證損傷不發(fā)生進一步擴展，是關系到糾偏作業(yè)能否順利進行的重要問題.因此，本文基于注漿抬升糾偏工藝，建立路基上CRTSⅡ型板式軌道有限元模型，研究軌道板-寬窄接縫離縫、軌道板-砂漿層離縫、支承層裂紋在糾偏作業(yè)中的擴展規(guī)律，以期為優(yōu)化糾偏作業(yè)工藝提供指導，減少糾偏作業(yè)對軌道結構的破壞.

1 注漿抬升糾偏作業(yè)模型化

1.1 注漿抬升糾偏工藝

文獻[6-7]詳細闡述了CRTSⅡ型板式無砟軌道注漿抬升糾偏工藝，其基本原理是：通過注漿孔向支承層底部注入解粘劑，解除支承層與級配碎石間的約束；然后采用機械頂推的方式橫向糾偏到位；再將高聚物注漿材料注入支承層底部，利用其注漿壓力和漿體膨脹特性對上部軌道結構進行可控的抬升.

1.2 糾偏作業(yè)有限元模型

如圖1所示，按照CRTSⅡ型板式軌道結構的實際尺寸建立空間三維模型.由于待糾偏區(qū)段的扣件在作業(yè)前已松開，因此糾偏作業(yè)不受鋼軌和扣件系統(tǒng)的影響，因此建模僅考慮軌道下部結構，從上至下依次為軌道板、砂漿層、支承層、路基，各部件結構尺寸及材料屬性見表1.模型中各部件均以C3D8R實體單元模擬，材料采用線彈性本構模型.需要說明的是，為避免邊界效應影響，建立的是含有九塊軌道板的模型，對模型的兩端及底部施加固定約束，僅對最中間的軌道板、砂漿層、支承層進行分析.

圖1 CRTSⅡ型板式軌道有限元模型

本文以內聚力模型[8-10]模擬軌道板-寬窄接縫、軌道板-砂漿層的層間接觸，內聚力參數(shù)參考文獻[8]，以雙線性張力位移法則描述各粘結界面處內聚力單元的法向與切向張力-位移關系，法向內聚強度1.792 MPa，界面剛度708.485 MPa·mm-1，臨界斷裂能0.025 2 mJ·mm-2；切向內聚強度0.956 MPa，界面剛度63.039 MPa·mm-1，臨界斷裂能0.018 mJ·mm-2.砂漿層-支承層的層間接觸則采用摩擦接觸.

表1 結構尺寸及材料屬性

根據(jù)注漿抬升糾偏工藝，僅對中間三塊軌道板進行橫向頂推糾偏，采用位移控制的加載方式.如圖2所示，每隔2 m布置一個頂推機械(通常為千斤頂)，在千斤頂與支承層間布置一塊300 mm×300 mm的鋼板防止應力集中.為簡化模型計算，將支承層上作用的力看作在鋼板區(qū)域內作用的均布力.

圖2 頂推機械布置

2 軌道板寬窄接縫離縫擴展規(guī)律

軌道板-寬窄接縫的粘結界面因開裂而形成離縫[11]，離縫寬度通常在0.1～2.0 mm之間，最寬可達3.0 mm.利用有限元軟件中的“生死單元”功能模擬軌道板-寬窄接縫的層間離縫，離縫寬度取為1.0 mm，假定離縫均為橫向貫通離縫，針對不同的離縫位置分別展開分析.

2.1 寬接縫離縫

如圖3所示，分別為未出現(xiàn)離縫、單側寬接縫離縫、雙側寬接縫離縫、單側寬接縫與橫向界面離縫、雙側寬接縫與橫向界面離縫5種工況.定義每一工況中未出現(xiàn)離縫的粘結界面為剩余粘結界面.

a 未出現(xiàn)離縫

b 單側寬接縫離縫

c 雙側寬接縫離縫

d 單側寬接縫與橫向界面離縫

e 雙側寬接縫與橫向界面離縫

對每一工況計算在0～0.8 MPa頂推壓力作用下剩余粘結界面的損傷深度，結果如圖4所示.

圖4 寬接縫離縫剩余粘結界面的損傷深度

Fig.4 Damage depth of remaining bonding interface with wide joint separation

定義即將出現(xiàn)損傷時對應的頂推壓力稱為損傷臨界頂推壓力.對于未出現(xiàn)離縫的軌道板-寬窄接縫粘結界面，損傷臨界頂推壓力為0.5 MPa；存在離縫的粘結界面，單側與雙側離縫的剩余損傷臨界頂推壓力均為0.35 MPa，離縫的出現(xiàn)使得剩余粘結界面抵抗損傷的能力減弱.當存在橫向界面離縫時，單側與雙側離縫的損傷臨界頂推壓力均降至0.25 MPa，橫向界面離縫使得剩余粘結界面抵抗損傷的能力進一步減弱.隨著頂推壓力的增大，損傷深度呈現(xiàn)遞增的規(guī)律.

2.2 窄接縫離縫

如圖5所示，分別為單側窄接縫離縫、雙側窄接縫離縫、單側窄接縫與橫向界面離縫、雙側窄接縫與橫向界面離縫4種工況示意圖.

a 單側窄接縫離縫

b 雙側窄接縫離縫

c 單側窄接縫與橫向界面離縫

d 雙側窄接縫與橫向界面離縫

對每一工況計算在0～0.8 MPa頂推壓力作用下剩余粘結界面的損傷深度，結果如圖6所示.

對于未出現(xiàn)離縫的軌道板-寬窄接縫粘結界面，損傷臨界頂推壓力為0.5 MPa；存在離縫的剩余粘結界面，單側離縫的損傷臨界頂推壓力為0.3 MPa，雙側離縫的損傷臨界頂推壓力為0.4 MPa，單側窄接縫離縫使剩余粘結界面抵抗損傷能力減弱的程度要大于雙側窄接縫離縫.隨著頂推壓力的增大，損傷深度呈現(xiàn)遞增的規(guī)律.

圖6 窄接縫離縫剩余粘結界面的損傷深度

Fig.6 Damage depth of remaining bonding interface with narrow joint separation

在相同頂推壓力作用下，單側離縫的損傷發(fā)展速率要高于雙側離縫，出現(xiàn)橫向界面離縫時同樣呈現(xiàn)相同的規(guī)律.以寬接縫離縫為例說明，單側離縫時，窄接縫左右兩側受力不均勻，左側寬接縫損傷主要集中于上部區(qū)域，而右側主要集中于下部；由于損傷分布較為集中，隨著頂推壓力的不斷增大，損傷區(qū)域快速發(fā)展.相反，當雙側寬接縫均出現(xiàn)離縫時，左右兩側窄接縫受力較為均勻，所以與單側寬接縫離縫相比，損傷區(qū)域發(fā)展速率較為緩慢.

定義軌道板-寬窄接縫粘結界面即將出現(xiàn)開裂時的糾偏位移為開裂臨界糾偏位移，以上共9種工況的開裂臨界糾偏位移結果,見表2.

表2 剩余粘結界面開裂臨界糾偏位移

當粘結界面完好時，寬窄接縫的開裂臨界糾偏位移為1.94 mm，此時頂推壓力為0.70 MPa.當出現(xiàn)寬接縫單側或雙側離縫時，開裂臨界糾偏位移上升至2.12、2.30 mm，對應的頂推壓力為0.75、0.80 MPa，這表明存在寬接縫離縫時，剩余粘結界面抵抗開裂的能力反而上升了；當出現(xiàn)窄接縫單側或雙側離縫，剩余粘結界面抵抗開裂的能力略微下降.

當出現(xiàn)橫向界面離縫時，寬、窄接縫抵抗開裂的能力都大幅下降.以寬接縫單側接縫、單側接縫與橫向界面離縫為例，單側接縫離縫的開裂臨界糾偏位移為2.12 mm，對應頂推壓力0.75 MPa，而出現(xiàn)橫向界面離縫時，開裂臨界糾偏位移下降至1.09 mm，下降率達48.6%，對應頂推壓力下降至0.45 MPa，下降率達40.0%.

2.3 寬窄接縫粘結界面強度

軌道板-寬窄接縫的層間接觸的實質是新、老混凝土的接觸，研究表明，新、老混凝土的粘結強度為整澆混凝土強度的60%～80%，在軌道板-寬窄接縫間的粘結界面損傷之后，粘結界面強度與新筑時的強度相比有所下降.在完好的寬窄接縫條件下，取粘結界面強度為C55混凝土強度的60%、50%、40%和30%，分析不同粘結界面強度下糾偏作業(yè)損傷的擴展規(guī)律，結果如圖7所示.

隨著粘結界面強度的減小，損傷臨界頂推壓力呈現(xiàn)遞減的規(guī)律，粘結界面強度每下降10%，臨界頂推壓力隨著下降0.1 MPa.隨著頂推壓力的增大，損傷深度呈現(xiàn)遞增的規(guī)律，4種粘結強度下?lián)p傷的演變規(guī)律接近.

3 軌道板砂漿層離縫擴展規(guī)律

軌道板-砂漿層離縫[12]是軌道結構常見的病害損傷之一，選取板邊離縫進行研究，假定離縫均為橫向貫通離縫.由于重力作用，離縫區(qū)域的軌道板與砂漿層還存在摩擦作用；未出現(xiàn)離縫的區(qū)域，軌道板與砂漿層間為粘結作用.基于此，對于離縫區(qū)域，軌道板與砂漿層間設置為摩擦接觸，摩擦系數(shù)取0.35[13]；對于未出現(xiàn)離縫區(qū)域，以內聚力單元模擬層間粘結.

圖7 不同粘結界面強度下的損傷深度

以“生死單元”模擬砂漿層離縫，即在軌道板與砂漿層間切出薄層，將薄層內單元剛度設置為0.以剛度下降率SDEG(以SDEG表示)表征材料狀態(tài)，SDEG取值為0～1，取0時表示材料完好，取1時表示材料已經(jīng)完全破壞失效.

由2.1節(jié)可知在寬窄接縫存在離縫時，開裂臨界頂推應力的最大值為0.8 MPa，設置板邊離縫為250、500 mm兩種工況，計算得到其在0.8 MPa頂推壓力作用下的剛度下降率SDEG，結果如圖8所示.

剛度下降率SDEG為0，表明軌道板-砂漿層粘結界面未出現(xiàn)傷損，然而由2.1節(jié)可知此時寬窄接縫已經(jīng)出現(xiàn)開裂的情況，由此可見，存在砂漿層離縫時，糾偏作業(yè)對砂漿層剩余粘結界面的影響很小，糾偏作業(yè)仍由軌道板寬窄接縫粘結界面控制.

a 離縫250 mm

b 離縫500 mm

圖8 頂推壓力0.8 MPa條件下的剛度下降率

Fig.8 Stiffness reduction rate of a 0.8 MPa pushing pressure

若軌道結構狀態(tài)進一步惡化，當軌道板-砂漿層粘結界面出現(xiàn)板邊離縫，兩側軌道板-寬窄接縫又出現(xiàn)離縫時，對軌道結構分別施加0.7，0.8，0.9 MPa的頂推壓力，250 mm板邊離縫狀態(tài)下的結果如圖9所示.

當頂推壓力為0.7 MPa時，剩余砂漿層粘結界面并無損傷，糾偏作業(yè)對粘結界面無影響；當頂推壓力達到0.8 MPa時，剩余砂漿層粘結界面在板邊四角出現(xiàn)損傷，最大剛度下降率0.91，即當軌道板-砂漿層粘結界面板邊離縫250 mm，且兩側軌道板-寬窄接縫出現(xiàn)離縫時，以0.8 MPa的頂推壓力進行糾偏作業(yè)，將使剩余軌道板-砂漿層粘結界面產(chǎn)生損傷；當頂推壓力增大至0.9 MPa，損傷進一步加劇.

500 mm板邊離縫狀態(tài)下的結果如圖10所示.

當頂推壓力為0.7 MPa時，軌道板-砂漿層粘結界面便開始出現(xiàn)損傷，損傷主要分布在剩余粘結界面的4個角，且隨著糾偏頂推壓力的不斷增大，粘結界面損傷區(qū)域逐漸擴展.

a 頂推壓力0.7 MPa

b 頂推壓力0.8 MPa

c 頂推壓力0.9 MPa

圖9 離縫250 mm條件下的剛度下降率

Fig.9 Stiffness reduction rate of 250 mm separation

a 頂推壓力0.7 MPa

b 頂推壓力0.8 MPa

c 頂推壓力0.9 MPa

圖10 離縫500 mm條件下的剛度下降率

Fig.10 Stiffness reduction rate of 500 mm separation

綜上分析，當軌道板-砂漿層粘結界面出現(xiàn)板邊離縫，且兩側軌道板-寬窄接縫界面出現(xiàn)離縫后，糾偏作業(yè)將導致軌道板-砂漿層粘結界面損傷，這主要是因為在頂推壓力的作用下，軌道結構出現(xiàn)橫向位移，未離縫區(qū)域受砂漿層粘結作用，軌道板位移與下部結構保持一致；而離縫區(qū)域只受摩擦作用，軌道結構與下部結構存在位移差，這種變形的不協(xié)調導致在粘結界面邊界出現(xiàn)損傷.

相反，當軌道板與寬窄接縫未發(fā)生離縫時，各頂推壓力作用下，剩余砂漿層粘結界面均未出現(xiàn)損傷，這是因為此時板邊砂漿層雖然出現(xiàn)離縫，但由于軌道板與寬窄接縫仍存在相互作用，這種相互作用可以大大減小剩余砂漿層粘結界面所受應力，使其不會受到損傷.

4 支承層裂紋擴展規(guī)律

在糾偏作業(yè)中，主要由糾偏區(qū)段中部以及解粘區(qū)邊界附近的支承層承受拉力，且糾偏區(qū)段中部拉應力最大，因此對糾偏作業(yè)受支承層強度控制.由于支承層開裂是軌道結構常見損傷之一，因此研究糾偏區(qū)段中部支承層裂紋[14]在糾偏作業(yè)過程中的擴展規(guī)律.

從幾何位置來看，裂紋存在橫向、縱向和垂向三種基本形式，由于縱向裂紋方向平行于糾偏作業(yè)時支承層的拉應力方向，糾偏作業(yè)對縱向裂紋的擴展影響較小，因此僅對橫向和垂向貫通裂紋形式進行研究.假定裂紋均為貫通裂紋，通過在裂紋尖端布置內聚力單元，以內聚力模型來分析支承層裂紋的發(fā)展規(guī)律.

4.1 橫向貫通裂紋

分析不同裂紋深度的影響，取橫向貫通裂紋深度分別為20、40 mm，計算不同頂推壓力下布置于裂紋尖端的內聚力單元剛度下降率SDEG.如圖11所示，當裂紋尖端A的剛度下降率SDEG為1時，裂紋尖端的內聚力單元已經(jīng)完全失效，裂紋開始擴展；當支承層底部B的剛度下降率SDEG為1時，裂紋已經(jīng)擴展至支承層底部.

圖11 支承層橫向貫通裂紋

對不同裂紋深度下裂紋損傷發(fā)展規(guī)律進行分析，提取點A以內1 000 mm范圍及點B以內1 000 mm范圍的剛度下降率，結果如圖12所示.

a 裂紋深度20 mm

b 裂紋深度40 mm

圖12 不同頂推壓力下的剛度下降率

Fig.12 Stiffness reduction rate of different pushing pressures

當橫向貫通裂紋深度為20 mm時，施加0.65 MPa的頂推壓力，裂紋尖端處的剛度下降率為0，說明內聚力單元完好，裂紋無擴展趨勢，此時糾偏作業(yè)不會造成裂紋進一步擴展.當頂推壓力增加至0.70 MPa時，在頂推對立側裂紋尖端出現(xiàn)損傷，損傷長度約為370 mm，此時裂紋雖未出現(xiàn)擴展，但裂紋尖端已出現(xiàn)微裂紋.當頂推壓力繼續(xù)增加至0.75 MPa，裂紋尖端最大剛度下降率已接近1，橫向貫通裂紋會出現(xiàn)局部開裂.當頂推壓力達到0.8 MPa時，A、B位置最大剛度下降率均達到1，說明此時裂紋已擴展至支承層底部.當頂推壓力達到0.90 MPa時，裂紋延伸至支承層底部的區(qū)域達到450 mm.

從不同裂紋深度的對比來看，相同頂推壓力下，隨著裂紋深度的增加，裂紋尖端的損傷有加劇的趨勢.在0.65 MPa的頂推壓力下，裂紋深度為20 mm時，糾偏作業(yè)對裂紋并無影響；當裂紋深度為40 mm時，糾偏作業(yè)將導致裂紋尖端出現(xiàn)損傷.

4.2 垂向貫通裂紋

取垂向貫通裂紋深度分別為20、40 mm時，計算不同頂推壓力下布置于裂紋尖端的內聚力單元剛度下降率，如圖13所示.

提取B以內1 000 mm以及AB方向的剛度下降率，結果如圖14所示.

圖13 支承層垂向貫通裂紋

當垂向貫通裂紋深度為20 mm時，施加0.65 MPa的頂推壓力，裂紋尖端已出現(xiàn)損傷，但并未發(fā)生開裂，由于支承層上大下小，呈梯形狀，底部的裂紋更靠近外側，裂紋尖端損傷更為嚴重.當頂推壓力增加至0.70 MPa時，支承層頂部位置裂紋出現(xiàn)損傷，而底部位置裂紋已發(fā)生擴展.頂推壓力達到0.75 MPa之后，整個垂向裂紋將發(fā)生進一步擴展，隨著頂推壓力的增加，裂紋擴展深度隨之增加.當頂推壓力增大到0.90 MPa時，支承層底部裂紋擴展深度達到200 mm左右.

從不同裂紋深度的對比來看，相同頂推壓力下，隨著裂紋深度的增加，裂紋尖端的損傷有加劇的趨勢.在0.65 MPa的頂推壓力下，裂紋深度為20 mm時，裂紋尖端僅發(fā)生損傷，裂紋進一步擴展；當裂紋深度為40 mm時，糾偏作業(yè)將導致支承層底部裂紋出現(xiàn)擴展.

a 裂紋深度20 mm

b 裂紋深度40 mm

圖14 不同頂推壓力下的剛度下降率

Fig.14 Stiffness reduction rate of different pushing pressures

5 結論

基于CRTSⅡ型板式無砟軌道的注漿抬升糾偏工藝，建立了路基上CRTSⅡ型板式軌道糾偏作業(yè)有限元模型，分析寬窄接縫離縫、砂漿層離縫和支承層裂紋在注漿抬升糾偏作業(yè)中的擴展規(guī)律，得到以下主要結論：

(1) 寬、窄接縫離縫會減弱軌道板-寬窄接縫剩余粘結界面抵抗損傷的能力.單側離縫的損傷發(fā)展速率高于雙側離縫的損傷發(fā)展速率.寬窄接縫粘結界面強度減小使得軌道板-寬窄接縫剩余粘結界面抵抗傷損的能力減弱.

(2) 當軌道板與兩側寬窄接縫粘結良好，僅與砂漿層存在離縫時，板邊離縫對軌道板-砂漿層粘結界面損傷的影響很小.當軌道板-砂漿層粘結界面出現(xiàn)板邊離縫，且兩側軌道板-寬窄接縫粘結界面出現(xiàn)離縫后，糾偏作業(yè)將導致軌道板-砂漿層粘結界面損傷.

(3) 對于支承層橫向貫通裂紋，隨著頂推壓力的增加，裂紋將發(fā)生擴展，相同的頂推壓力下，裂紋深度越大，裂紋尖端損傷越嚴重；對于支承層垂向貫通裂紋，隨著頂推壓力的增大，裂紋將朝支承層內部擴展，擴展深度最后穩(wěn)定在400 mm左右，在相同的頂推壓力下，裂紋深度越大，裂紋尖端損傷越嚴重.

結合上述分析與結論，高速鐵路養(yǎng)護維修部門在進行CRTSⅡ型板式軌道糾偏作業(yè)時，應重點關注擬糾偏區(qū)段的寬窄接縫病害情況，宜在糾偏作業(yè)前對寬窄接縫病害進行修復.在糾偏作業(yè)過程中應密切關注糾偏區(qū)段其他病害的形成與擴展情況，一旦出現(xiàn)病害加劇趨勢應停止糾偏作業(yè)，以防止軌道結構的損傷惡化.