CRTSⅠ型无砟轨道板预应力筋破坏所致附加荷载的影响分析

赵 磊，高 亮，蔡小培，辛 涛

1.中国铁道科学研究院 铁道建筑研究所，北京 100081；2.北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044)

无砟轨道作为高速铁路线下结构的重要组成部分，需承受列车轴重、温度荷载以及下部基础变形等作用，轨道板作为直接承受列车荷载的结构，平顺性、耐久性和抗裂性要求较高[1]。目前国内外无砟轨道板大量采用预应力技术以防止混凝土开裂，其中，CRTSⅠ型板式无砟轨道板为后张双向预应力混凝土板[2]。现场调研发现，运营阶段CRTSⅠ型板式无砟轨道出现局部预应力筋断裂，其中纵横向预应力筋均有不同程度破坏，构成行车安全隐患。CRTSⅠ型无砟轨道板预应力筋断裂情况如图1所示。

图1 CRTSⅠ型无砟轨道板预应力筋断裂情况

目前，国内对无砟轨道预应力筋断裂原因的研究已取得一定成果。方峰等[3]在对预应力筋进行大量厂内测试后分析得出，部分预应力筋张拉时锚具对中不良或锚具硬度控制不当导致预应力筋被锚具咬伤是造成预应力筋断裂的主要原因；另外，预应力筋存在表面缺陷或内部缺陷一般也会导致预应力筋断裂。周明华[4]对夹片式锚具的锚固性能分析认为，预应力筋强度、表面硬度、锚具锚孔的锥度尺寸与夹片角度尺寸的配合、夹片硬度、锚板硬度、安装工艺和试验初张力等均会对锚具的锚固性能有影响。张德强[5]结合秦沈客运专线CRTSⅠ型无砟轨道试验段和日本新干线运营检查中发现的轨道板封锚混凝土脱落情况，分析认为锚固端封锚效果对轨道板预应力筋破坏有一定影响。

但对于预应力筋破坏致使轨道板产生附加荷载的病害研究在国内尚缺乏。目前，预应力理论与试验研究多集中在预应力混凝土梁及其预应力下的应力分布和承载能力方面[6-8]，预应力板的研究也多针对其承载能力开展[9-11]，而对预应力损失的研究集中于混凝土梁预应力的均匀损失[12,13]，很少涉及单根或多根预应力筋破坏带来的偏心效应。国外也仅有部分关于混凝土偏心预应力分析方法[14-16]可为无砟轨道板预应力筋破坏后的受力计算提供一定参考。本文对无砟轨道板预应力筋破坏后轨道板受力进行分析，对不同位置及不同程度的轨道板纵横向预应力筋破坏工况下轨道板受力与变形的变化进行仿真分析。文中所采用的考虑预应力筋的无砟轨道设计方法将为无砟轨道设计提供新的思路。

1 计算模型的建立

CRTSⅠ型板式无砟轨道主要由钢轨、扣件、轨道板、CA砂浆、底座板、树脂橡胶等构成。

1.1 钢轨与扣件参数

考虑扣件对因纵横向预应力破坏引起的轨道板收缩的限制效应，建立钢轨和扣件模型。钢轨为标准CHN60轨，选用实体单元进行模拟；扣件为WJ-8型扣件，用三向弹簧-阻尼单元模拟；扣件间距为0.629 m，每组扣件提供的最大纵向阻力为9.0 kN，横向静刚度为50 kN/mm，垂向静刚度为35 kN/mm。

1.2 轨道板参数

轨道板材料为C60混凝土，采用双向预应力技术进行施工，预应力筋为低松弛预应力钢棒，直径13 mm，抗拉强度不低于1 420 MPa，纵向单根预应力筋张拉力为122 kN，横向单根预应力筋张拉力为127 kN。轨道板、钢筋均是实体单元，钢筋与轨道板内部节点建立三向弹簧进行耦合，其中，沿钢筋径向的弹簧刚度为0，简化认为钢筋与管道无摩擦，其余两个方向的弹簧假定为刚性，预应力筋与轨道板间无相互侵入。预应力筋端部与轨道板节点区域耦合。预应力筋损失时，端部节点耦合去除。轨道板尺寸及预应力筋布置如图2所示。

图2 轨道板尺寸及预应力筋布置

1.3 砂浆层及底座参数

根据CRTSⅠ型板式无砟轨道设计图纸并参考文献[17]，砂浆层弹性模量300 MPa；底座板为现浇C40混凝土板，底座板凸台与轨道板和砂浆间设置树脂橡胶填充层，填充层弹性模量为25 MPa。考虑砂浆层为灌注法施工，因此砂浆层与轨道板、底座板间充分黏结。本文采用节点耦合方法对层间黏结进行模拟。砂浆层和底座板均采用实体单元模拟，砂浆层尺寸参数、底座板及凸台尺寸参数如图3、图4所示。

图3 砂浆层尺寸参数

图4 底座板及凸台参数

本文计算主要考虑轨道板的受力及变形问题，因此利用路基弹簧对路基进行简化模拟，路基弹簧垂向刚度取76 MPa/m，纵横向刚度以路基弹簧垂向力为基准，底座与路基间摩擦系数为0.5。

1.4 荷载计算参数

本文仅考虑因预应力筋破坏给轨道板受力及变形带来的附加荷载，忽略车辆及温度等荷载的影响。对不同位置处预应力筋的破坏及多根预应力筋破坏的组合工况对轨道板附加荷载进行针对性分析。纵向及横向预应力筋布置如图5所示。

图5 纵向及横向预应力筋布置

考虑截面关于中心线A和B的对称性，以及上下层预应力筋破坏时引起翘曲变形效应上的区别，在计算单根纵向预应力筋破坏时，选取的工况有Z1、Z2、Z3和Z4；计算多根纵向预应力筋破坏时，选取的工况有Z1+Z2和Z1+Z2+Z1′+Z2′；计算单根横向预应力筋破坏的影响时，分别考虑H1～H8预应力筋破坏带来的影响；计算多根横向预应力筋破坏的影响时，考虑预应力筋从边缘开始破坏，且不考虑预应力筋的间隔破坏。分别对预应力筋破坏根数为2、4、6、8、10和12进行计算与分析。

2 纵向预应力筋破坏影响分析

对不同纵向预应力筋破坏工况进行计算分析，并与初始预应力状态下轨道板受力和变形进行对比，不同工况下轨道板纵向应力云图如图6所示。

(a)初始预应力(b)Z1破坏工况

图6 不同纵向预应力筋破坏工况下轨道板纵向应力云图

2.1 不同位置单根纵向预应力筋破坏影响分析

选取Z1、Z2、Z3、Z44根预应力筋分别破坏工况以及初始预应力状态下轨道板受力与变形进行对比，其计算结果峰值汇总见表1。

表1 单根预应力筋破坏计算结果峰值汇总

注：表格前4行数据为轨道板混凝土应力；应力计算结果单位为MPa，位移及位移差单位为mm；下表皆同。

由表1可知，不同位置处预应力筋的破坏对轨道板应力峰值影响较小，纵横向拉压应力峰值基本无变化。分析其计算云图可知，板上应力峰值出现在未破坏的预应力筋附近。因此，需要通过分析不同截面位置处轨道板受力的变化来分析不同位置预应力筋破坏的影响，图7为预应力破坏状态下轨道板内力的变化趋势。

图7 预应力破坏状态下轨道板内力变化

相对于预应力筋未破坏时的状态，预应力筋破坏后混凝土内力明显降低，上层预应力筋的破坏对轨道板轴力的影响稍大，但总体差异不明显。同时，端部纵向轴力降低120 kN左右，与单根预应力筋设计张拉力接近；由于底部砂浆层对轨道板的约束，板中的预应力破坏小于端部预应力的破坏量。

垂向位移差计算结果表明，预应力筋破坏会带来一定程度的垂向位移差，且上层预应力筋破坏引起的垂向位移差比下层预应力筋明显。

纵向预应力筋破坏后，未破坏的纵向预应力筋应力有所增加，横向预应力筋的应力有所减小，但总的来说变化幅度有限。

图8为轨道板横向弯矩沿纵向分布情况，可以看出，预应力筋未破坏时轨道板横向弯矩基本为0；预应力筋破坏后，轨道板端部出现较明显的弯矩，上下层预应力筋破坏所造成的弯矩方向相反，且上层破坏引起横向弯矩稍大，在3.7 kN·m左右。

图8 轨道板横向弯矩对比

2.2 不同纵向预应力筋破坏数量影响分析

选取单根预应力筋破坏(Z2)、2根预应力筋破坏(Z1+Z2)以及4根预应力筋破坏(Z1+Z2+Z1′+Z2′)与未破坏的情况进行对比。其计算结果峰值汇总见表2。

表2 不同数量预应力筋破坏计算结果

由于应力峰值出现在未破坏预应力筋处，轨道板纵横向拉压应力在不同预应力筋破坏情况下差异不明显，在5%以内。

图9为轨道板垂向位移差随着轨道板破坏钢筋数量变化的趋势，随着纵向应力钢筋的破坏轨道板有逐渐翘曲的趋势。

图9 轨道板垂向位移差变化趋势

图10为预应力筋破坏后轨道板纵向轴力变化趋势，图11为预应力筋破坏所致轨道板中部和端部预压力损失的对比。从图10和图11可知，轨道板预应力损失随着预应力筋破坏数量的增加基本呈线性增长趋势，并且中部预应力损失仅为端部预应力损失的一半左右，这与下部砂浆层的弹性模量和轨道板与砂浆层间的黏结强度有关。

图10 预压力沿轨道板纵向变化趋势

图11 轨道板端部与中部预压力损失对比

图12为轨道板横向弯矩沿纵向变化趋势，图13为轨道板端部横向弯矩变化趋势。轨道板横向弯矩随着预应力筋破坏数量的增加基本呈线性增加趋势，轨道板中部基本无附加弯矩产生。

图12 轨道板横向弯矩沿纵向变化趋势

图13 轨道板端部横向弯矩变化趋势

3 横向预应力筋破坏影响分析

对横向预应力筋破坏的多种工况进行计算，并与初始预应力状态下轨道板受力和变形进行对比分析，图14为不同横向预应力筋破坏工况下轨道板横向应力云图。

(a)H1破坏(b)H1～H4破坏(c)H1～H8破坏(d)H1～H12破坏

图14 不同横向预应力筋破坏工况下轨道板横向应力云图

3.1 不同位置单根横向预应力筋破坏影响分析

选取H1～H8共8根预应力筋分别破坏工况以及初始预应力状态下轨道板受力与变形进行对比，其计算结果峰值汇总见表3。

由图14和表3可知，轨道板横向拉压应力在预应力筋破坏后变化较小，纵向应力几乎无变化；与纵向预应力筋破坏情况类似，其应力峰值仍出现在未破坏预应力钢筋处。

表3 不同位置横向预应力筋破坏计算结果峰值汇总

图15为轨道板横向预压力变化趋势，相对于预应力筋未破坏时，轨道板内力明显降低，但不同位置内力总体差异不明显，端部预应力筋所带来的影响稍大。同时，轨道板侧边横向预应力破坏较大，中部破坏较小，侧边与中心预应力破坏差异在30 kN左右。这与纵向预应力筋破坏时趋势一致，由下部砂浆层约束作用造成。

图15 轨道板横向预压力变化趋势

轨道板的垂向位移差在横向预应力钢筋破坏时差异较小，原因是横向预应力筋设置在轨道板中性轴处，其破坏不会带来轨道板的翘曲变形。

横向预应力筋破坏后，其余未破坏的横向预应力筋应力增加，纵向预应力筋的应力减小，但变化幅度有限且不同破坏位置的影响不大。

图16为不同位置处横向预应力筋破坏后轨道板纵向弯矩分布情况对比。无预应力破坏时轨道板纵向弯矩较小，基本为0；横向预应力筋破坏后，轨道板产生一定程度的纵向弯矩，纵向弯矩随不同纵向预应力筋破坏位置变化差别不大，H1破坏情况下纵向附加弯矩最大，约为0.48 kN·m。由于轨道板纵向弯矩较小，其垂向位移差也较小。

图16 轨道板纵向弯矩对比

3.2 不同横向预应力筋破坏数量影响分析

选取横向预应力破坏数为1根(H1)、2根(H1～H2)、4根(H1～H4)、6根(H1～H6)、8根(H1～H8)、10根(H1～H10)和12根(H1～H12)进行对比，其计算结果见表4。

表4 不同位置横向预应力筋破坏根数计算结果

由表4可知，轨道板纵横向拉压应力随着横向预应力筋破坏数量增加变化不明显，仅横向拉应力有小幅度变化；轨道板垂向位移差变化范围也较小，说明横向预应力筋的破坏对轨道板几何形位影响较小。不同数量预应力筋破坏后，其余未破坏的预应力筋应力变化也较小，可以认为单根预应力筋受力不受相邻预应力筋破坏的影响。

图17为轨道板横向拉应力随横向预应力筋破坏数量增加的变化趋势。可以看出，横向预应力筋出现破坏时，轨道板横向拉应力有小幅度增加，随着破坏钢筋数量的增加，横向拉应力增加幅度逐渐减小并趋于稳定。

图17 轨道板横向应力变化趋势

图18为横向预压力随着横向预应力筋破坏数增加而变化的趋势。可以看出，随着预应力筋破坏数增加轨道板内力明显降低，板中预应力破坏较小，端部预应力破坏量较大，与纵向预应力筋破坏时轨道板纵向预应力变化趋势较一致。

图18 轨道板横向预压力变化趋势

图19为纵向弯矩随横向预应力筋破坏数增加的变化趋势。可以看出，横向预应力筋破坏后，轨道板产生一定程度的纵向弯矩，纵向弯矩随着破坏钢筋数量增加基本呈线性增加趋势。

图19 轨道板纵向弯矩变化趋势

4 结论

本文对CRTSⅠ型无砟轨道板预应力破坏引起的附加荷载进行仿真分析，主要结论有：

(1)预应力筋破坏对轨道板纵横向应力峰值影响较小，在5%以内，原因是预应力产生的轨道板应力峰值均位于未破坏的预应力筋锚固端。轨道板整体预压力随着预应力筋破坏数量增加而减小，其中端部预压力损失是中部预应力损失的2倍左右，主要是层间黏结约束对预压力损失抵消效应在板中逐渐累积。

(2)纵向预应力破坏后，附加弯矩导致轨道板出现0.1 mm以内的翘曲变形，这种翘曲变形效应随着单层预应力筋破坏数量的增加而增加，且上层预应力筋影响更明显。轨道板纵向弯曲刚度较大，横向预应力筋破坏引起轨道板翘曲变形较小。

(3)纵横向预应力筋破坏后，其余未破坏的预应力筋应力变化在1%以内，可以认为单根预应力筋受力不受相邻预应力筋破坏的影响。

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