李 艷

(中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,武漢 430063)

引言

CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)是我國(guó)通過(guò)原始創(chuàng)新、集成創(chuàng)新和引進(jìn)消化吸收再創(chuàng)新，并結(jié)合現(xiàn)有無(wú)砟軌道技術(shù)，提出的具有完全自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的無(wú)砟軌道體系[1]。CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道由鋼軌、扣件、軌道板、自密實(shí)混凝土層、隔離層、底座板等部分組成，具有高平順性、高穩(wěn)定性、少維修性等優(yōu)點(diǎn)[2-3]，但根據(jù)高速鐵路個(gè)別地段無(wú)砟軌道現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研結(jié)果來(lái)看，仍存在一些影響運(yùn)營(yíng)安全性和結(jié)構(gòu)耐久性問(wèn)題[4]。其中，底座板凹槽四角裂紋是無(wú)砟軌道施工和運(yùn)營(yíng)階段最為普遍、最易發(fā)生的質(zhì)量問(wèn)題之一[5-6]，如圖1所示。

圖1 無(wú)砟軌道底座凹槽四角裂紋病害

CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道底座板上限位凹槽對(duì)于軌道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和幾何形位保持具有重要意義[7]，凹槽周?chē)慕浅霈F(xiàn)的裂縫有可能發(fā)展成為貫通裂縫，影響軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)性能，同時(shí)，若積水進(jìn)入無(wú)砟軌道底座內(nèi)部，會(huì)加速鋼筋銹蝕從而影響底座板結(jié)構(gòu)耐久性[7-8]。

目前，國(guó)內(nèi)已有部分學(xué)者針對(duì)CRTSⅢ板底座限位凹槽進(jìn)行了相關(guān)研究，王璞[7]針對(duì)路基地段CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道底座板限位凹槽設(shè)置方式進(jìn)行了研究；馬永磊[4]，鄭家輝[9]采用數(shù)值分析方法，針對(duì)路基段CRTSⅢ型無(wú)砟軌道底座板裂紋萌生與擴(kuò)展進(jìn)行研究；吳立娜[5]總結(jié)了CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道施工技術(shù)，分析施工過(guò)程中底座凹槽容易出現(xiàn)的質(zhì)量問(wèn)題及其產(chǎn)生原因；李浩宇[6]分析了CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道底座凹槽四角裂縫成因；于冬[10]對(duì)CRTSⅢ型軌道底座板混凝土施工裂縫進(jìn)行了分析；陳國(guó)發(fā)[11]，姜浩等[12]則從施工工藝、養(yǎng)護(hù)措施角度對(duì)板式無(wú)砟軌道底座防裂技術(shù)進(jìn)行研究。

綜上可知，針對(duì)底座板凹槽裂紋的研究大多局限在施工措施方面，研究對(duì)象也多針對(duì)路基地段的CRTSⅢ型無(wú)砟軌道底座凹槽。目前，我國(guó)超3萬(wàn)km的高速鐵路中橋梁里程占比較大[13-16]，底座裂縫的產(chǎn)生也會(huì)對(duì)軌道結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較為不利影響。鑒于此，以跨度32 m簡(jiǎn)支梁地段CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道作為研究對(duì)象，建立精細(xì)化有限元分析模型，并對(duì)比橋梁地段雙塊式無(wú)砟軌道底座板結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，研究底座板凹槽四角裂紋產(chǎn)生機(jī)理、影響規(guī)律及優(yōu)化措施。

1 底座板凹槽四角裂縫成因分析

底座板混凝土結(jié)構(gòu)裂縫產(chǎn)生的原因，一方面來(lái)源于無(wú)砟軌道施工階段，底座板主要受澆筑時(shí)外界環(huán)境溫度、水化熱放熱及混凝土收縮共同作用導(dǎo)致，底座板凹槽四周出現(xiàn)裂縫；另一方面在運(yùn)營(yíng)階段，受外界環(huán)境的溫度變化、列車(chē)荷載長(zhǎng)期作用以及橋梁自身結(jié)構(gòu)出現(xiàn)的沉降導(dǎo)致上部結(jié)構(gòu)開(kāi)裂。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研經(jīng)驗(yàn)，由于底座凹槽四角開(kāi)裂大多在自密實(shí)混凝土澆筑之前出現(xiàn)，故不考慮列車(chē)荷載、橋梁變形等外界因素對(duì)于底座板凹槽四角裂縫的影響，主要考慮外荷載影響因素為整體升降溫、溫度梯度以及混凝土收縮，因此，底座板凹槽四角裂縫成因主要有以下3點(diǎn)。

(1)整體溫度變化。對(duì)于橋上無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō)，軌道結(jié)構(gòu)的整體溫度變化主要由年溫度變化引起，主要原因?yàn)橐荒晁募镜拇罂缍葴囟茸兓?，使混凝土結(jié)構(gòu)產(chǎn)生整體升降溫并沿結(jié)構(gòu)厚度方向溫度分布均勻，導(dǎo)致底座板在熱脹冷縮過(guò)程中其內(nèi)部產(chǎn)生應(yīng)力。

(2)溫度梯度。對(duì)于橋上無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)，軌道結(jié)構(gòu)的溫度梯度變化由日溫度變化引起，主要原因?yàn)檐壍澜Y(jié)構(gòu)作為上部結(jié)構(gòu)直接暴露在環(huán)境中，上表面受日照影響溫度上升較快，下表面不直接接收陽(yáng)光且混凝土的導(dǎo)熱性又較低，會(huì)在底座板上下表面產(chǎn)生溫差，導(dǎo)致底座板出現(xiàn)上拱現(xiàn)象，同樣當(dāng)夜晚突然降溫則會(huì)出現(xiàn)下表面溫度高于上表面，發(fā)生四角翹曲現(xiàn)象[17-19]。

(3)混凝土收縮及施工養(yǎng)護(hù)。主要原因?yàn)闊o(wú)砟軌道底座混凝土澆筑過(guò)程中，現(xiàn)場(chǎng)設(shè)備、施工工藝不當(dāng)，導(dǎo)致混凝土澆筑、振搗過(guò)程中密實(shí)度不足，混凝土失水過(guò)快從而產(chǎn)生體積收縮的現(xiàn)象，而當(dāng)混凝土收縮應(yīng)變受到約束則會(huì)導(dǎo)致混凝土開(kāi)裂。同時(shí)，在施工過(guò)程中由于混凝土配合比不合理，底座與自密實(shí)混凝土施工間隔不足等原因也會(huì)導(dǎo)致底座板產(chǎn)生橫向貫通裂紋。

2 底座板凹槽有限元分析模型

2.1 計(jì)算參數(shù)

根據(jù)工程實(shí)際選取模型幾何尺寸，底座板尺寸為5 650 mm×2 920 mm×200 mm底座(內(nèi)設(shè)2個(gè)橫向?qū)?00 mm、縱向長(zhǎng)1 000 mm限位凹槽)，橋梁結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為一定厚度的橋面板模擬，梁內(nèi)預(yù)埋及底座內(nèi)連接鋼筋選用HRB400鋼筋，具體結(jié)構(gòu)材料參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 計(jì)算模型材料參數(shù)

2.2 有限元模型

基于ANSYS通用有限元軟件，建立橋上CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)底座板精細(xì)化靜力分析模型。底座板、橋面板等均按結(jié)構(gòu)尺寸采用實(shí)體單元solid185單元模擬，底座板與橋面板間預(yù)埋鋼筋采用梁?jiǎn)卧狹PC184剛性梁?jiǎn)卧?jiǎn)化模擬，底座板與橋面板采用接觸單元conta173模擬，法向考慮設(shè)計(jì)接觸剛度，切向考慮摩擦系數(shù)0.7進(jìn)行模擬，橋面板底部采用固定約束。有限元分析模型如圖2所示，具體單元參數(shù)見(jiàn)表2。

圖2 CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道底座板有限元模型

表2 底座板各構(gòu)件單元類(lèi)型及參數(shù)

2.3 計(jì)算模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證建立的底座板三維精細(xì)化靜力分析模型及模型所取參數(shù)的可靠性，施加與文獻(xiàn)[6]相同的荷載工況，在負(fù)溫度梯度25 ℃/m荷載作用下，底座板最大拉應(yīng)力為2.20 MPa[6]，本文模型計(jì)算所得軌道板最大縱向拉應(yīng)力為2.29 MPa，應(yīng)力相差4.2%，兩者計(jì)算結(jié)果相差很小。由此可見(jiàn)，本文所建模型及模型所取參數(shù)正確可靠，可用于后續(xù)研究。

3 底座板凹槽四角裂紋影響規(guī)律研究

3.1 溫度荷載影響

橋上無(wú)砟軌道底座板為現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)，由第一節(jié)分析可知，底座板凹槽裂紋受溫度荷載影響較為明顯。本節(jié)基于建立的有限元模型施加溫度荷載，研究溫度荷載下底座板四角裂紋成因及影響規(guī)律。

3.1.1 溫度荷載取值

參考TB 10082—2017《鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]，最大負(fù)溫度梯度取45 ℃/m，最大正溫度梯度取90 ℃/m。最大整體降溫取15 ℃，涵蓋規(guī)范規(guī)定的混凝土收縮按整體降溫10 ℃考慮，最大整體升溫幅度取15 ℃。

3.1.2 不同溫度荷載作用下底座凹槽受力分析

不同溫度荷載作用下底座板主應(yīng)力云圖如圖3所示。

圖3 溫度荷載作用下底座板應(yīng)力云圖

由圖3可知，整體升降溫荷載作用下，凹槽位置應(yīng)力與底座板其他位置應(yīng)力差別不大。在正溫度梯度90 ℃/m荷載作用下，底座板凹槽四角處產(chǎn)生壓應(yīng)力，提取應(yīng)力最大值為1.7 MPa，可見(jiàn)正溫度梯度對(duì)施工階段底座板四角裂紋產(chǎn)生的影響很小，可忽略不計(jì)。在負(fù)溫度梯度45 ℃/m荷載作用下，對(duì)應(yīng)凹槽處的最大拉應(yīng)力為3.42 MPa，超過(guò)混凝土抗拉強(qiáng)度2.39 MPa，混凝土已開(kāi)裂。同時(shí)，主應(yīng)力最大值集中在凹槽四角附近，證明凹槽四角的確為混凝土開(kāi)裂薄弱部位。

為具體分析負(fù)溫度梯度荷載下凹槽四角裂縫變化規(guī)律，進(jìn)一步對(duì)底座板有限元模型分別施加負(fù)溫度梯度荷載15，20，25，35，45 ℃/m，得到不同負(fù)溫度梯度荷載下凹槽四角應(yīng)力峰值變化曲線，如圖4所示。

圖4 凹槽四角應(yīng)力峰值變化曲線

隨著負(fù)溫度梯度增加，凹槽四角最大應(yīng)力值隨之增加，且最大值均發(fā)生在靠近凹槽四角處，底座凹槽四角處均發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。由圖4可知，當(dāng)負(fù)溫度梯度達(dá)到25 ℃/m時(shí)，應(yīng)力最大值為2.5 MPa，超過(guò)混凝土抗拉強(qiáng)度2.39 MPa，此時(shí)混凝土開(kāi)裂。

3.2 凹槽結(jié)構(gòu)尺寸及連接鋼筋布置影響

現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)，橋上雙塊式無(wú)砟軌道底座凹槽出現(xiàn)四角裂縫相對(duì)較少。結(jié)合該現(xiàn)象，對(duì)比32 m簡(jiǎn)支梁上雙塊式無(wú)砟軌道與CRTSⅢ型無(wú)砟軌道預(yù)埋鋼筋布置方式，如圖5所示，其中，雙塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)底座板尺寸為6 440 mm×2 800 mm×210 mm(底座內(nèi)設(shè)2個(gè)橫向?qū)? 022 mm、縱向長(zhǎng)700 mm限位凹槽，橋面預(yù)埋鋼筋數(shù)量22根)。橋上雙塊式底座板與CRTSⅢ型底座板結(jié)構(gòu)非常相似，區(qū)別在于雙塊式板長(zhǎng)較長(zhǎng)，整體尺寸大，且兩者凹槽尺寸及預(yù)埋連接鋼筋布置數(shù)量存在差別。

圖5 不同底座板布置方式(單位：mm)

采用與2.2節(jié)相同的單元類(lèi)型、材料參數(shù)和邊界條件建立雙塊式底座板有限元模型，施加45 ℃/m負(fù)溫度梯度荷載，得到底座板應(yīng)力分布云圖如圖6所示。

圖6 雙塊式底座板應(yīng)力云圖(單位：Pa)

由圖6可知，由于雙塊式無(wú)砟軌道底座板結(jié)構(gòu)和CRTSⅢ型板相差不大，在45 ℃/m負(fù)溫度梯度荷載下，其應(yīng)力最大值仍出現(xiàn)在凹槽四角處，為3.41 MPa。但考慮到雙塊式底座板有限元模型尺寸更大，但溫度荷載下凹槽四角應(yīng)力最大值略小于CRTSⅢ型板，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)橋上雙塊式無(wú)砟軌道底座凹槽出現(xiàn)四角裂縫較少的現(xiàn)象，分析不同底座板凹槽尺寸和連接鋼筋布置數(shù)量是否對(duì)凹槽四角應(yīng)力存在不利影響。

為對(duì)比不同底座凹槽尺寸和連接鋼筋布置數(shù)量對(duì)底座板凹槽四角應(yīng)力的影響，建立如表3所示的3種計(jì)算模型，3種模型均采取2.2節(jié)所述方式建立有限元模型。

表3 3種對(duì)比計(jì)算工況參數(shù)

3.2.1 底座凹槽尺寸參數(shù)的影響

根據(jù)上述計(jì)算結(jié)果，負(fù)溫度梯度達(dá)到25 ℃/m時(shí)，應(yīng)力最大值為2.5 MPa，已超過(guò)混凝土抗拉強(qiáng)度2.39 MPa，因此，本節(jié)荷載工況采用負(fù)溫度梯度25 ℃/m。對(duì)比分析不同凹槽尺寸的工況1、工況2在25 ℃/m負(fù)溫度梯度荷載作用下底座板應(yīng)力分布，結(jié)果如圖7所示。

圖7 底座板應(yīng)力云圖(單位：Pa)

由圖7可知，工況1、工況2在25 ℃/m負(fù)溫度梯度荷載作用下，底座板應(yīng)力分布區(qū)別不大，應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在凹槽四角處，最大值分別為2.50，2.60 MPa，相差僅為4%，因此，可知底座凹槽尺寸對(duì)于凹槽四角應(yīng)力影響不大。

3.2.2 梁面連接植筋影響

工況3在25 ℃/m負(fù)溫度梯度荷載作用下，底座板應(yīng)力云圖如圖8所示。

圖8 25 ℃/m負(fù)溫度梯度下工況3應(yīng)力云圖(單位：Pa)

由圖8可知，工況3在25 ℃/m負(fù)溫度梯度荷載作用下，底座板應(yīng)力分布明顯與工況1結(jié)果有區(qū)別，最大值分別為1.74 MPa，相較于工況1應(yīng)力最大值下降30%，且低于混凝土抗拉強(qiáng)度2.39 MPa。由此可知，底座板與橋面間連接鋼筋布置方式對(duì)于凹槽四角應(yīng)力具有較大影響，也說(shuō)明是否考慮預(yù)埋連接鋼筋作用對(duì)準(zhǔn)確模擬溫度荷載作用下底座板應(yīng)力分布具有重要影響。

4 底座凹槽四角裂縫防控措施研究

通過(guò)上一節(jié)分析可知，底座板與橋面連接鋼筋布置方式對(duì)底座板凹槽四角應(yīng)力有較為明顯的影響，對(duì)此可通過(guò)優(yōu)化底座板與橋面間連接鋼筋布置，降低底座板凹槽四角應(yīng)力，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)底座凹槽四角裂縫的防控。

4.1 底座板與梁面連接布置方案

連接鋼筋數(shù)量分別選擇26，22，18，14，10，0根，共7種工況，具體如表4所示，對(duì)應(yīng)預(yù)埋鋼筋布置如圖9所示，底座板其他參數(shù)取值同2.1節(jié)。

表4 不同預(yù)埋鋼筋布置方式工況

圖9 不同工況下底座板預(yù)埋鋼筋布置

4.2 底座板凹槽四角應(yīng)力分析

不同預(yù)埋鋼筋布置方式下，底座板凹槽應(yīng)力最大值及應(yīng)力峰值隨預(yù)埋鋼筋數(shù)量變化趨勢(shì)見(jiàn)表5、圖10。

表5 工況1～工況7的底座板應(yīng)力峰值

圖10 25 ℃/m負(fù)溫度梯度荷載下底座板應(yīng)力最大值

由圖10可知，隨著預(yù)埋連接鋼筋數(shù)量減少，底座板應(yīng)力最大值整體上呈下降趨勢(shì)，說(shuō)明在溫度荷載作用下預(yù)埋連接鋼筋會(huì)限制底座板的伸縮變形，對(duì)凹槽四角處的集中應(yīng)力產(chǎn)生不利影響；當(dāng)預(yù)埋鋼筋數(shù)量降低到18根時(shí)，25 ℃/m負(fù)溫度梯度下底座板凹槽四角應(yīng)力最大值2.28 MPa，低于混凝土抗拉強(qiáng)度2.39 MPa，說(shuō)明適當(dāng)減少預(yù)埋鋼筋數(shù)量有利于減少凹槽四角裂縫。

表5中工況3、工況4的預(yù)埋鋼筋數(shù)量一致，均為18根，對(duì)應(yīng)布置方式見(jiàn)圖9(b)、9(c)，對(duì)應(yīng)底座板應(yīng)力云圖如圖11所示。

圖11 底座板應(yīng)力云圖(單位：Pa)

由圖11可知，工況3、工況4預(yù)埋鋼筋數(shù)量雖然相同，但工況3應(yīng)力峰值為2.49 MPa，明顯大于工況4下2.28 MPa，說(shuō)明預(yù)埋鋼筋布置位置對(duì)底座板凹槽四角裂紋也會(huì)產(chǎn)生影響。

綜合對(duì)比工況1～工況4的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果和對(duì)應(yīng)預(yù)埋鋼筋布置可以發(fā)現(xiàn)：減少凹槽縱向兩側(cè)鋼筋對(duì)凹槽四角應(yīng)力幾乎沒(méi)有影響，減少凹槽兩側(cè)橫向鋼筋則能有效降低底座板凹槽四角應(yīng)力。因此，在不影響預(yù)埋鋼筋對(duì)底座限位作用的情況下，建議適當(dāng)減少靠近凹槽的橫向兩側(cè)鋼筋布置數(shù)量。

5 結(jié)論

利用ANSYS有限元仿真軟件，建立橋上CRTSⅢ型無(wú)砟軌道底座板有限元分析模型，研究溫度荷載下底座板凹槽四角裂縫成因及影響規(guī)律，并提出相應(yīng)優(yōu)化措施，主要研究結(jié)論如下。

(1)正溫度梯度及整體升降溫荷載對(duì)底座板凹槽四角裂縫的影響較小，負(fù)溫度梯度影響最為明顯；當(dāng)負(fù)溫度梯度超過(guò)25 ℃/m時(shí)，四角混凝土拉應(yīng)力將超過(guò)混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

(2)是否考慮預(yù)埋連接鋼筋作用對(duì)準(zhǔn)確模擬溫度荷載作用下底座板應(yīng)力分布具有重要影響，預(yù)埋鋼筋布置數(shù)量減少至18根，負(fù)溫度梯度達(dá)到25 ℃/m時(shí)，凹槽應(yīng)力峰值可降為2.28 MPa，低于混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

(3)相同18根預(yù)埋鋼筋、不同布置方案下，凹槽應(yīng)力峰值分別為2.28，2.49 MPa。對(duì)比布置方式可以發(fā)現(xiàn)，底座板凹槽縱向兩側(cè)預(yù)埋鋼筋對(duì)四角裂縫影響小，橫向兩側(cè)鋼筋影響較大。

(4)建議在不影響預(yù)埋鋼筋對(duì)底座限位作用情況下，減少靠近凹槽的橫向兩側(cè)鋼筋布置數(shù)量，并通過(guò)優(yōu)化凹槽四周預(yù)埋鋼筋布置方式可有效降低底座板凹槽裂紋產(chǎn)生。