蔡嘉升,陳進杰,王建西,3,陳 龍,李 楊,薛志強

(1.石家莊鐵道大學土木工程學院,石家莊 050043； 2.河北省巖土工程安全與變形控制重點實驗室,河北滄州 061001； 3.石家莊鐵道大學交通工程結構力學行為與系統(tǒng)安全國家重點實驗室,石家莊 050043；4.石家莊鐵道大學交通運輸學院,石家莊 050043)

引言

CRTSⅡ型板式無砟軌道為縱向連續(xù)式無砟軌道結構，運營實踐表明，高溫期間特別是南方夏季持續(xù)高溫期間，以京滬高鐵為代表[1]，CRTSⅡ型板式無砟軌道會產生起拱、脹板等不良病害問題，導致軌道板和CA砂漿之間離縫，影響軌道的幾何形位與軌道結構的使用壽命，威脅高速鐵路行車安全。

針對軌道板上拱、脹板現(xiàn)象，已有學者從理論分析和現(xiàn)場整治等方面進行研究。張杰[2]通過有限元軟件分析得出溫度荷載是軌道板脹板的主要因素，并提出相應的整治措施；任西沖[3]將內聚力和混凝土損傷塑性模型引入軌道板上拱分析中，開展了軌道板端上拱病害機理、影響規(guī)律及整治方案研究；趙春光等[4]分析了寬窄接縫傷損對CRTSⅡ型板垂向穩(wěn)定性的影響；劉付山等[5]建立溫度荷載作用下軌道板上拱變形有限元力學分析模型，分析其上拱變形規(guī)律；王智超等[6]依據分布式傳感光纖技術特點，提出了軌道板上拱監(jiān)測技術方案；袁博等[7]研究銷釘尺寸和數(shù)量對軌道板上拱位移和受力的影響，提出合理的銷釘錨固方案；肖虎[8]通過大數(shù)據統(tǒng)計對脹板病害數(shù)量與持續(xù)高溫天數(shù)的相關性及沿線路的分布特征進行了研究；朱永見[9]、劉英等[10]結合現(xiàn)場條件，針對CRTSⅡ型板式無砟軌道板離縫與上拱的問題提出具體施工工藝，為現(xiàn)場養(yǎng)護維修提供了參考；譚社會[11]利用有限元方法研究植筋錨固和注膠對軌道板離縫上拱的整治效果，并通過分析小半徑曲線上變形監(jiān)測數(shù)據[12]，分析了CRTSⅡ型板無砟軌道的穩(wěn)定性。

目前，針對CRTSⅡ型板式無砟軌道脹板的問題大多數(shù)是從加固、維修的角度進行整治，并未從釋放軌道板溫度應力的角度出發(fā)從根本上解決軌道板脹板的問題。由于單元式軌道結構具有溫度應力小，傳力機制明確的優(yōu)點，因此，可考慮將CRTSⅡ型板式無砟軌道結構進行單元化處理，減小軌道板溫度應力，解決CRTSⅡ型板上拱問題。

由于單元化后CRTSⅡ型板式無砟軌道存在較多的弱連接，會導致軌道結構縱向傳力不均勻，軌道結構相互作用關系更加復雜，通過建立單元化后的橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道橋梁-軌道耦合模型，按照四塊板的單元化方案，在此基礎上分析研究升溫和降溫作用下單元化后橋上軌道結構受力變形影響規(guī)律，為單元化CRTSⅡ型板式無砟軌道提供參考。

1 單元化方案

縱向連續(xù)式的橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道放棄了長橋上無砟軌道須設置斷縫，并在梁端接縫處斷開的設計原則，將軌道板間通過錨筋縱向連接并澆筑混凝土連成一個整體。軌道板與寬窄接縫均采用強度等級C55混凝土，在縱向上軌道結構材料均勻分布且連續(xù)。將縱向連續(xù)式的CRTSⅡ型板式無砟軌道進行單元化是指：在不破壞現(xiàn)有橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道結構的基礎上，有規(guī)律地減小軌道板之間寬窄接縫處材料的彈性模量，使得CRTSⅡ型軌道板在縱向形成以一定數(shù)量軌道板為一個單元的不連續(xù)整體結構，單元間通過澆筑弱化后的填充材料進行連接，使夏季連續(xù)高溫期間CRTSⅡ型軌道板產生的巨大溫度應力在寬窄接縫處釋放，減少軌道板的上拱現(xiàn)象。如圖1所示。

圖1 單元化CRTSⅡ型板式無砟軌道示意

結合橋上軌道板剪切連接時既有錨筋的布置情況，每片箱梁的梁縫兩端設置4根錨筋、端刺與路基過渡段設置8根錨筋，如圖2所示，設計以4塊板為一個單元的橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道單元化方案。根據路基端刺區(qū)軌道板的實際鋪設數(shù)量，以4塊板為一個單元設置弱連接部位，并在兩個弱連接部位中間軌道板處設置4根錨筋，保證軌道板在單元化后受溫度應力作用時的穩(wěn)定；簡支梁上一般布置5塊軌道板，弱連接部位選在中間軌道板兩側位置，4塊板單元化方案如圖3所示。

圖2 簡支梁橋上CRTSⅡ型板既有錨筋布置情況

圖3 簡支梁橋上CRTSⅡ型板4塊板單元化方案

2 橋上無砟軌道無縫線路橋梁-軌道耦合模型

2.1 耦合模型及結構參數(shù)

橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道結構復雜，除鋼軌、扣件、軌道板、底座板、端刺[13]、橋梁等結構外[14-17]，還有CA砂漿層、摩擦板、兩布一膜、固結機構等傳力結構[18-20]，建模時均考慮在內。以某高鐵雙線多跨簡支梁橋為例，分別在兩端建立100 m路基段(包含臺后錨固體系)對無縫線路進行約束。橋梁-軌道耦合模型如圖4所示，結構參數(shù)[21]如表1所示。

圖4 橋梁-軌道耦合模型

表1 橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道結構參數(shù)

2.2 模型驗證

為驗證本模型建立的正確性，選取文獻[22]進行對比分析。以溫度梯度荷載作用下，鋼軌的縱向力和縱向位移為指標，計算結果如圖5所示，文獻[22]中的計算結果如圖6所示。從比較分析可知，鋼軌力和鋼軌位移的分布規(guī)律是一致的，因此，本文建立的有限元模型可靠，可用于后續(xù)計算。

圖5 本文計算結果

圖6 文獻[22]計算結果

3 單元化后無砟軌道結構縱向受力分析

3.1 工況設置

由于單元化后寬窄接縫彈性模量的取值尚無參考，故假設單元化后弱連接處材料彈性模量取15 500 MPa，能夠滿足各項要求。升溫工況采取軌道板施加90 ℃/m[23]正溫度梯度，底座板和CA砂漿層整體升溫35 ℃，多跨簡支梁橋整體升溫30 ℃；降溫工況時軌道板施加45 ℃/m負溫度梯度[24]，底座板和CA砂漿層整體降溫35 ℃，多跨簡支梁橋整體降溫30 ℃。

3.2 升溫工況

升溫工況下，單元化后CRTSⅡ型板式無砟軌道無縫線路的鋼軌縱向力、鋼軌縱向位移、軌道板縱向應力、橋梁縱向位移如圖7～圖10所示。鋼軌縱向力正值代表鋼軌受拉，負值代表鋼軌受壓；鋼軌縱向位移正值代表變形方向與坐標軸正方向相同，負值代表變形方向與坐標軸正方向相反。

圖7 單元化后無縫線路鋼軌縱向力

圖8 單元化后無縫線路鋼軌縱向位移

圖9 單元化后軌道板縱向應力

圖10 單元化后簡支梁橋縱向位移

從圖7、圖8可以看出，單元化后橋上最大鋼軌縱向拉力為25.1 kN，整體變形規(guī)律與單元化前鋼軌力變化規(guī)律保持一致。與單元化前的鋼軌受力相比，鋼軌縱向力在簡支梁橋地段略微減小，兩側路基的鋼軌力減小約1 kN；取一跨簡支梁作為研究對象，鋼軌縱向力在弱連接位置處產生極小值，鋼軌力突變幅值約5 kN，在梁縫處鋼軌縱向力減小形成“波谷”，在未弱連接位置，鋼軌力產生極大值。單元化后鋼軌位移略微減小，在兩側端刺位置出現(xiàn)鋼軌縱向位移的極值為1.34、-1.45 mm，最大鋼軌縱向位移減小約5%，由于單元化作用，在原有鋼軌的位移變形基礎上增加了許多突變，但突變幅值非常小，可忽略不計。

升溫工況下，單元化后軌道板縱向應力如圖9所示。當寬窄接縫的彈性模量為35 500 MPa時，由于錨固鋼筋的作用，在中間的軌道板產生應力峰，在梁縫位置軌道板縱向應力也產生應力突變現(xiàn)象；單元化后寬窄接縫的彈性模量為15 500 MPa時，軌道板縱向應力與之前相比減小了8.9%，梁縫處軌道板的突變幅值減小0.3 MPa，軌道板始終保持受壓狀態(tài)。這說明單元化能夠減小軌道板的縱向應力。圖10為單元化前后簡支梁縱向位移情況，從圖10可以看出單元化前后橋梁位移無任何影響，在固定支座處橋梁位移趨近于0，活動端伸縮量約9 mm，橋梁沿著固定支座的一端向活動端伸長，整體呈現(xiàn)鋸齒形狀。

由以上分析可知，與單元化前相比，單元化后CRTSⅡ型板式無砟軌道結構的縱向受力減小，但減小程度很??；由于單元化作用，鋼軌縱向力、鋼軌縱向位移、軌道板縱向應力出現(xiàn)了不同程度的應力、位移突變現(xiàn)象，但突變幅值較小，在安全范圍之內，橋梁整體縱向位移無變化。

3.3 降溫工況

降溫工況下，單元化后CRTSⅡ型板式無砟軌道結構縱向受力及位移如圖11～圖14所示。

圖11 單元化后無縫線路鋼軌縱向力

圖12 單元化后無縫線路鋼軌縱向位移

圖13 單元化后軌道板縱向應力

圖14 單元化后簡支梁橋縱向位移

由圖11～圖14可知，降溫工況時，單元化后軌道結構的受力規(guī)律和升溫時呈現(xiàn)相反的狀態(tài)，軌道結構的受力特點、變形特征及其影響規(guī)律與升溫工況相同，故在此不再贅述。

4 不同彈性模量的寬窄接縫對軌道結構縱向受力影響

目前，單元化后弱連接處彈性模量的取值尚無參考，但如果單元化后弱連接處彈性模量取值太小，可能會導致弱連接處軌道結構變形過大，影響軌道結構的穩(wěn)定性。為進一步掌握單元化后軌道結構縱向受力規(guī)律，分析不同彈性模量對單元化后CRTSⅡ型板式軌道結構縱向受力的影響，為單元化提供參考，故將單元化后的寬窄接縫彈性模量分為35 500，15 500，8 000，4 000，1 000 MPa五種，以升溫工況為例，研究在溫度荷載作用下，不同彈性模量的寬窄接縫對鋼軌縱向力、鋼軌縱向位移、軌道板縱向應力以及橋梁縱向位移的影響規(guī)律。

4.1 寬窄接縫對鋼軌縱向力影響

溫度荷載作用下鋼軌縱向力如圖15所示。正值代表鋼軌受拉，負值代表鋼軌受壓。

圖15 單元化后CRTSⅡ型板鋼軌縱向力

從圖15可以看出，單元化后隨著寬窄接縫的彈性模量減小，路基兩側的鋼軌力越小，鋼軌縱向力在弱連接部位處產生突變的幅值越大，梁縫處鋼軌力突變幅值明顯增加。當彈性模量為1 000 MPa時，在一跨簡支梁上，兩個弱連接之間的軌道板處鋼軌縱向力產生極大值形成“波峰”，梁縫處產生橋上最大鋼軌縱向力，突變幅值增大；在兩側端刺位置，鋼軌縱向力在弱連接處產生極小值，形成“波谷”，鋼軌縱向力變化值約25 kN。模型端部路基位置鋼軌力及橋上梁縫處鋼軌突變幅值如表2所示。從表2可以看出，彈性模量為1 000 MPa時，梁縫處鋼軌受力影響較大，鋼軌縱向力突變幅值達到最大52.2 kN，兩側路基處鋼軌力與彈性模量35 500 MPa時相比減少近一半，為34.2 kN。

表2 路基及橋梁梁縫處鋼軌受力情況

由以上分析可知，寬窄接縫彈性模量減小，會導致弱連接位置的鋼軌力減小，形成“波谷”，增加梁縫處鋼軌力突變的幅值，這對小范圍內鋼軌的縱向受力是不利的，故在單元化時需要關注弱連接位置及梁縫處鋼軌的受力情況，防止鋼軌變化幅度過大導致鋼軌斷裂；單元化時，應選擇合適的彈性模量，合理布置弱連接的位置，避免將弱連接位置布置在梁縫處，使鋼軌縱向力突變幅值增加；當寬窄接縫的彈性模量減小時，單元化對路基兩側鋼軌受力影響較大，應予以關注。

4.2 寬窄接縫對鋼軌縱向位移影響

溫度荷載作用下的鋼軌縱向位移如圖16所示。鋼軌縱向位移正值代表變形方向與坐標軸正方向相同，負值代表變形方向與坐標軸正方向相反。

圖16 單元化后無縫線路鋼軌縱向位移

從圖16和表3中可以看出，彈性模量從35 500 MPa降至4 000 MPa過程中，鋼軌位移逐漸減小，但是減小程度較低；當彈性模量為1 000 MPa時，鋼軌位移顯著減小，弱連接處的鋼軌位移波動幅度明顯增大，約0.2 mm。記距模型端部近處端刺為A，另一側端刺為B，如圖4所示。端刺處鋼軌縱向位移變化情況如表3所示。寬窄接縫彈性模量為1 000 MPa時，端刺A、B端鋼軌最大縱向位移與彈性模量為35 500 MPa時相比分別減小60%、50%。

表3 端刺處鋼軌縱向位移

由以上分析可知，單元化后鋼軌縱向位移逐漸減小，有利于鋼軌的縱向穩(wěn)定；但彈性模量減小對鋼軌位移突變幅值的影響程度增加，最大鋼軌位移突變幅值約為0.2 mm，尚在安全范圍之內。故單元化時應關注弱連接部位鋼軌位移的變化情況，需加強觀測弱連接處鋼軌的爬行，提高弱連接處鋼軌扣件要求，避免弱連接位置鋼軌位移發(fā)生較大的變化。

4.3 寬窄接縫對軌道板縱向應力影響

溫度荷載作用下軌道板縱向應力如圖17所示。正值代表軌道板受拉，負值代表軌道板受壓。

圖17 單元化后軌道板縱向應力

由圖17可知，升溫工況下，寬窄接縫的彈性模量越小，對軌道板縱向受力的影響越明顯，一方面隨著寬窄接縫逐漸減小，軌道板的縱向應力逐漸減小，梁縫處軌道板縱向應力峰值逐漸減小，當彈性模量為1 000 MPa時，與35 000 MPa相比軌道板縱向應力最大減少44.9%；另一方面，取一跨簡支梁為研究對象，單元化后由于弱連接位置較近，在兩個弱連接位置中間軌道板處產生縱向應力的極小值，未弱連接的軌道板處產生應力峰值，軌道板縱向應力在梁縫處出現(xiàn)“波谷”。當彈性模量減小時，弱連接處的軌道板縱向應力與梁縫處軌道板的應力變化幅度受彈性模量影響較大，在彈性模量為1 000 MPa時，弱連接處軌道板縱向應力突變幅值為4 MPa，梁縫處軌道板縱向應力突變幅值為7 MPa，軌道板始終保持受壓狀態(tài)。為更好的比較不同彈性模量間軌道板縱向應力的大小，將不同工況下橋上無縫線路(從距模型端部100～420 m位置)軌道板的縱向應力與寬窄接縫彈性模量35 500 MPa時軌道板的縱向應力相比，統(tǒng)計減少幅度，如表4所示。

表4 單元化后橋上軌道板向應力值

從表4可知，升溫工況下，在寬窄接縫彈性模量為35 500 MPa時，橋上部分軌道板應力為16.7 MPa；當彈性模量減小至15 500 MPa時，軌道板縱向應力減小為15.4 MPa，減少程度為8.9%；當彈性模量為1 000 MPa時，軌道板縱向應力整體顯著減小，軌道板縱向應力減少44.9%，軌道板縱向壓應力為9.2 MPa。

綜上所述，單元化CRTSⅡ型板式無砟軌道能夠有效減小軌道板溫度應力，減小梁縫處應力峰值，釋放軌道板的縱向應力，弱連接處填充材料的彈性模量在8 000 MPa以下時，對軌道板縱向應力的影響較為明顯；單元化使得弱連接位置及梁縫處的軌道板縱向應力突變幅值增大，突變幅值在混凝土抗壓強度安全范圍內，但幅值增大容易導致在梁縫及弱連接位置處發(fā)生混凝土疲勞破壞，影響軌道板耐久性。故單元化時，應選擇合適的弱連接彈性模量，對梁縫及弱連接處的軌道板采取加固措施，防止單元化后軌道板的疲勞破壞。

4.4 寬窄接縫對橋梁整體縱向位移影響

溫度荷載所用下，橋梁縱向位移如圖18所示。

圖18 單元化后橋梁整體縱向位移

由圖18可以看出，橋梁整體位移變形與單元化前相比，橋梁的位移特征是一致的；單元化后不同彈性模量的寬窄接縫對橋梁整體位移基本無影響，這是因為單元化只改變了寬窄接縫材料屬性，對原有軌道結構和橋梁結構之間的關系沒有改變。故單元化對橋梁整體結構位移影響較小，不同彈性模量對橋梁整體縱向位移影響很小，在單元化時可根據橋梁位移特點，采取適當加固措施即可。

5 結論

通過建立單元化后的CRTSⅡ型板式無砟軌道多跨簡支梁橋無縫線路橋梁-軌道耦合模型，設計四塊板的單元化方案，主要研究單元化后橋上無縫線路在升溫和降溫荷載作用下的受力特點，分析不同彈性模量的寬窄接縫對CRTSⅡ型板式無砟軌道結構縱向受力的影響，得出如下結論。

(1)單元化方案中，弱連接處彈性模量取15 500 MPa時，CRTSⅡ型板式無砟軌道結構整體受力減小但減小程度很?。讳撥壙v向力、鋼軌縱向位移及軌道板縱向應力出現(xiàn)了應力、位移突變現(xiàn)象，但突變幅值較小，在安全范圍之內。

(2)隨著單元化后弱連接處彈性模量減小，鋼軌力、鋼軌位移突變幅值增加，故單元化時需要關注弱連接位置、梁縫處鋼軌的受力以及鋼軌的爬行，防止鋼軌力變化幅度過大導致鋼軌疲勞斷裂，在弱連接位置發(fā)生較大的位移變形。

(3)弱連接處填充材料彈性模量的取值是影響CRTSⅡ型板式無砟軌道結構受力的關鍵因素。單元化CRTSⅡ型板式無砟軌道能夠減小軌道板的縱向應力。單元化后，軌道板縱向應力突變幅值增大，軌道板容易發(fā)生疲勞破壞，所以應選擇合適的弱連接彈性模量，加固弱連接位置與梁縫處的軌道板，防止軌道板發(fā)生疲勞破壞。

(4)單元化后的CRTSⅡ型板式無砟軌道，橋梁整體縱向位移受單元化的影響較小，可根據橋梁位移特點，采取適當加固措施即可。