纠偏对CRTSII型板式无砟轨道结构影响分析

刘竞，李书明，潘永健，申石文，崔政清，曾志平

(1. 中国铁道科学研究院集团有限公司 铁道建筑研究所，北京100844；2. 高速铁路轨道技术国家重点实验室，北京100081；3. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙410075；4. 中国铁路上海局集团有限公司南京桥工段，江苏 南京210015)

CRTSⅡ型板式无砟轨道结构在我国京津、京沪、京石武、沪杭、杭甬等多条干线铁路上广泛使用。运营初期，CRTSⅡ型板式无砟轨道结构状态良好，但在列车荷载长期作用及外界环境的影响下，CRTSⅡ型板式无砟轨道路基沉降引发线路偏移病害[1−8]。为了解决中线偏移问题，在实际运营维修时，将采用横向顶推纠偏修复技术。本研究基于沪杭高铁CRTSII 型板式无砟轨道结构现场运营出现的线路偏离等病害开展在纠偏作业过程中CRTSII型板式无砟轨道结构整体受力是否良好、单点单次最大纠偏量与影响范围、最大纠偏量与最小纠偏长度关系等技术参数进行研究，分析纠偏施工对路基段CRTSII 型板式无砟轨道和纵连体系的影响程度等，为我国无砟轨道结构纠偏力学机理、养护维修纠偏量限值和制定纠偏技术方案等提供重要技术参考。

无砟轨道结构横向顶推纠偏施工工艺原理如图1所示，主要包括以下原理：

图1 纠偏施工工艺原理Fig.1 Construction technology for rectification

1) 根据不同无砟轨道结构所需反力大小、现场设置反力结构的实际条件，设置横向纠偏顶推反力结构。

2) 结合不同无砟轨道的层状结构特点，合理选取横向纠偏滑动面。

3) 对选定的横向滑动面进行解黏，并采取多种合理方式减小界面间的摩擦阻力，进而降低反力结构的设置难度。由于路基区段发生偏移的无砟轨道线路，通常伴随着一定量的沉降，所以可以通过将轨道从解离界面处整体抬升一定高度的同时实现界面解离并降低层间摩阻力。

4)纠偏作业时从偏移量最大处进行顶推纠偏，然后以其为中心，左右对称进行纠偏。同时采用逐级加载，实时监测的方式对无砟轨道结构进行横向纠偏。

5) 在整个施工期间，可靠设置轨道结构临时稳定措施，以确保施工期间的轨道结构稳定以及行车安全。

6) 经多次纠偏作业，直至轨道结构横向位置达到目标位置。然后对轨道结构的滑移界面采用满足相关要求的材料进行粘结恢复，以保证纠偏到位后无砟轨道结构稳定性及耐久性。

1 模型建立

1.1 模型结构尺寸

采用实体单元建立CRTSII 型板式无砟轨道结构有限元模型，根据文献[9−11]，同时考虑边界条件的影响，分别以实体单元建立总长为100 m 的轨道板、CA 砂浆、支承层和基床表面结构模型。轨道板为C55混凝土预制的钢筋混凝土板，宽度为2 550 mm，厚度为200 mm；CA 砂浆宽度为2 550 mm，厚度为30 mm；路基上的支承层材料为C15素混凝土，顶面宽度2 950 mm，底面宽度3 250 mm，厚度为300 mm；基床表层材料为级配碎石，宽度为8 600 mm，厚度为400 mm。轨道板、CA砂浆、支承层和基床地层模型如图2所示。

图2 轨道板、CA砂浆、支承层和基床表层模型Fig.2 Model of track slab,CA mortar,support and subgrade surface

1.2 模型约束条件

轨道板、CA 砂浆以及支承层采用绑定组成一个整体，顶推支承层时支承层与基床表层相互摩擦，摩擦因子为1.77[12]。与支承层接触的基床表层与地面进行固定；轨道板、CA 砂浆和支承层两端进行对称约束，模拟支承层纵连。

2 模型验证

选择沪杭高铁CRTSII 型板式无砟轨道结构进行模型验证，模拟沪杭高铁K005+096～K005+140段的荷载条件(单点荷载大小为535 kN，纠偏范围44 m)[13]，计算得到轨道板侧边的拉压应变和纠偏量以及支承层侧边的拉压应变，再与实际所测得的数据进行对比，结果如图3和表1所示。

如图3(a)和3(b)可知，模型的纠偏线型和现场纠偏线型趋势一致，且具有对称性，纠偏量都是先增加后减少。

图3 纠偏量线型图Fig.3 Line diagram of deflection rectification

由表1可得，模型侧边最大纠偏量与实测纠偏量相差3.2%，模型轨道板侧边最大拉、压应变与实测值分别相差7.8%和5.1%，模型支承层侧边最大拉、压应变与实测值分别相差8.7%和6.8%，综上结果可知模型是可靠的。

表1 CRTSII型板式无砟轨道结构模型验证Table 1 Model verification of CRTSII slab ballastless track structure

3 数值计算

3.1 不同纠偏范围单点单次最大纠偏量

考虑纠偏范围对单点单次最大纠偏量的影响，在支承层侧边纵向板中位置施加最大荷载300 kN，将纠偏的距离分为12，24，36，48 和60 m 5 种工况进行单点单次最大纠偏量分析，其结果如图4和图5所示。

由图4(a)可知，随着单点单次纠偏范围的延长，轨道板、CA 砂浆和支承层单点单次最大纠偏量也随之增大，且其拟合表达式如表2 所示(式中x，y分别表示纠偏范围、最大纠偏量)。纠偏范围从12 m 变化至60 m 时，单点单次最大纠偏量由0.19 mm增加至1.34 mm。

表2 不同纠偏范围轨道结构最大纠偏量拟合表达式Table 2 Fitting expression of the maximum rectification of track structure with different rectification ranges

由图4(b)可知，随着单点单次纠偏范围的延长，轨道板相对CA 砂浆纠偏量和CA 砂浆相对支承层纠偏量都随之增加，且在纠偏范围达到48 m以后增加的趋势放缓。纠偏范围从12 m 变化至60 m 时，轨道板相对CA 砂浆纠偏量由−0.018 mm 增加至−0.029 mm，CA砂浆相对支承层纠偏量由−0.081 mm增加至−0.11 mm。

图4 不同纠偏范围单点单次纠偏量Fig.4 Rectification for one time single-point rectification with different rectification ranges

由图5(a)和图5(b)可知，随着单点单次纠偏范围的延长，轨道板、CA 砂浆和支承层的拉压应力随之增大，在纠偏范围达到48 m 后变化幅度放缓。纠偏范围从12 m 变化至60 m 时，轨道板最大拉应力由0.17 MPa 增加至0.29 MPa，最大压应力由−0.40 MPa 增加至−0.67 MPa；CA 砂浆最大拉应力由0.049 MPa 增加至0.069 MPa，最大压应力由−0.029 MPa 增加至−0.043 MPa；支承层最大拉应力由0.16 MPa 增加至0.28 MPa，最大压应力由−0.11 MPa 增加至−0.30 MPa。各部分最大拉压应力不超过混凝土极限抗拉和抗压强度。

由图5(c)和图5(d)可知，随着单点单次纠偏范围的延长，轨道板相对CA 砂浆拉应力和CA 砂浆相对支承层拉应力随之增大；轨道板相对CA 砂浆压应力随之增加，CA 砂浆相对支承层压应力则随之减少；在纠偏范围达到48 m 后变化幅度均放缓。纠偏范围从12 m 变化至60 m 时，轨道板相对CA砂浆拉应力由0.13 MPa 增加至0.23 MPa，压应力由−0.11 MPa 增加至−0.24 MPa；CA 砂浆相对支承层拉应力由−0.11 MPa 增加至−0.21 MPa，压应力由−0.18 MPa减少至−0.13 MPa。

图5 不同纠偏范围单点单次纠偏应力Fig.5 Rectification stress for one time single-point rectification with different rectification ranges

3.2 不同纠偏温降单点单次最大纠偏量

考虑温度和纠偏对CRTSII 型板式无砟轨道结构的影响，取纠偏最大距离60 m，最大荷载300 kN，考虑夜晚施工，取温降为0，−10，−20，−30和−40 ℃5 种工况进行比较分析，其结果如图6 和图7所示。

由图6(a)可知，随着单点单次纠偏温降绝对值的增大，轨道板、CA 砂浆和支承层单点单次最大纠偏量也随之线性增大。纠偏温降从0 ℃变化至−40 ℃时，单点单次最大纠偏量由1.34 mm 增加至2.12 mm。

由图6(b)可知，随着单点单次纠偏温降绝对值的增大，轨道板相对CA 砂浆纠偏量基本不变，CA 砂浆相对支承层纠偏量都随之线性增加。纠偏温降从0 ℃变化至−40 ℃时， CA 砂浆相对支承层纠偏量由−0.11 mm增加至−0.28 mm。

图6 不同纠偏温降单点单次纠偏量Fig.6 Rectification for one time single-point rectification with different temperature drop

由图7(a)和7(b)可知，随着单点单次纠偏温降绝对值的增大，轨道板、CA 砂浆和支承层的拉应力随之线性增大，轨道板相对CA 砂浆拉应力和CA 砂浆相对支承层拉应力也都随之线性增大。纠偏温降从0 ℃变化至−40 ℃时，轨道板最大拉应力由0.30 MPa 增加至25.29 MPa；CA 砂浆最大拉应力由0.069 MPa 增加至22.14 MPa；支承层最大拉应力由0.28 MPa 增加至10.87 MPa；轨道板相对CA 砂浆拉应力由0.23 MPa 增加至3.15 MPa，CA砂浆相对支承层拉应力由−0.21 MPa 增加至11.27 MPa。

图7 不同纠偏温降单点单次拉应力Fig.7 Rectification stress for one time single-point rectification with different temperature drop

综上所述，单点单次最大允许纠偏量应根据轨道板和支承层的应力来判断。最大纠偏范围60 m，最大荷载300 kN，温降为0 ℃和−10 ℃时轨道板和支承层的应力如表3所示。

表3 CRTSII型板式无砟轨道结构不同温度下应力Table 3 Stress of CRTSII slab ballastless track structure at different temperatures

由表3 可知，轨道板和支承层将在0 ℃和−10 ℃之间发生破坏，根据文献[14−15]，由插值法可得轨道板的临界降温幅度为−4.4 ℃，支承层的临界降温幅度为−4.5 ℃，综上可得CRTSII 型板式无砟轨道结构临界降温幅度为−4.4 ℃，其线形如图8 所示。单点单次最大纠偏量为1.44 mm，在达到单点单次最大纠偏量时，其影响范围为60 m，线形呈对称分布，其值先增大后减小。

图8 单点单次最大允许纠偏量线形图Fig.8 A line diagram of the maximum rectification for one time single-point rectification

3.3 最大纠偏量与最小纠偏长度分析

基于单点单次最大纠偏量线形图，选定纠偏范围为60 m，取3 个顶推点，将顶推距离分为2，2.2，2.4，2.6，2.8 和3 m 6 种工况进行比较分析，其结果如图9和图10所示。

图9 不同纠偏顶推间距多点单次纠偏量图Fig.9 Maximum rectification with different rectification distances between pushing points

由图9可知，随着纠偏顶推间距的延长，轨道板、CA 砂浆和支承层最大纠偏量也随之线性减少。顶推间距从2 m 变化至3 m 时，轨道板最大纠偏量由3.71 mm 减少至3.67 mm，减少1.25%，CA砂浆最大纠偏量由3.79 mm 减少至3.74 mm，减少1.28%，支承层最大纠偏量由3.95 mm 减少至3.90 mm，减少1.32%。

由图10(a)和10(b)可知，随着纠偏顶推间距的延长，轨道板和支承层的拉应力随之减少，CA 砂浆拉应力基本不变；轨道板相对CA 砂浆拉应力和CA 砂浆相对支承层拉应力随之减少。顶推间距从2 m 变化至3 m 时，轨道板最大拉应力由0.73 MPa减少至0.67 MPa，减少8.72%，轨道板相对CA 砂浆拉应力由0.52 MPa 减少至0.46 MPa；支承层最大拉应力由0.64 MPa 减少至0.56 MPa，减少12.14%，CA 砂浆相对支承层拉应力由−0.43 MPa减少至−0.35 MPa。但各部分拉应力都小于混凝土极限抗拉强度。

图10 不同纠偏顶推间距多点单次应力Fig.10 Rectification stress with different rectification distances between pushing points

由图9 和图10 可知，不同顶推间距下，其线形成对称变化，随着顶推间距的增大，轨道板、CA 砂浆和支承层的纠偏量有所减少，但相差不大，而轨道板和支承层的拉应力减幅较大，因此在2～3 m 的顶推间距时，选择3 m 的顶推间距对轨道结构的受力更有利。

4 结论

1) 随着单点单次纠偏范围的延长，轨道板、CA 砂浆和支承层单点单次最大纠偏量也随之增大。纠偏范围从12 m 变化至60 m 时，单点单次最大纠偏量由0.19 mm增加至1.34 mm。

2) 随着单点单次纠偏温降绝对值的增大，轨道板、CA 砂浆和支承层单点单次最大纠偏量也随之线性增大。纠偏温降从0 ℃变化至−40 ℃时，单点单次最大纠偏量由1.34 mm增加至2.12 mm。

3)纠偏荷载300 kN，纠偏范围60 m 时，CRT‐SII 型板式无砟轨道结构临界降温幅度为−4.4 ℃，对应的单点单次最大纠偏量为1.44 mm。

4)随着纠偏顶推间距的延长，轨道板、CA 砂浆和支承层最大纠偏量也随之线性减少。顶推间距从2 m 变化至3 m 时，轨道板最大纠偏量由3.71 mm 减少至3.67 mm，减少1.25%；CA 砂浆最大纠偏量由3.79 mm 减少至3.74 mm，减少1.28%，支承层最大纠偏量由3.95 mm 减少至3.90 mm，减少1.32%。

5)多点顶推时，随着顶推间距增大，轨道板、CA 砂浆和支承层纠偏量有所减少，但是相差不大，而轨道板和支承层的拉应力明显降低，在2～3 m 的顶推间距下，选择3 m 的顶推间距对轨道结构的受力更有利。