单元化后高速铁路桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道结构纵向力分布规律研究

2021-09-26蔡嘉升陈进杰王建西薛志强

铁道标准设计 2021年9期

蔡嘉升,陈进杰,王建西,3,陈龙,李杨,薛志强

(1.石家庄铁道大学土木工程学院,石家庄 050043； 2.河北省岩土工程安全与变形控制重点实验室,河北沧州 061001； 3.石家庄铁道大学交通工程结构力学行为与系统安全国家重点实验室,石家庄 050043；4.石家庄铁道大学交通运输学院,石家庄 050043)

引言

CRTSⅡ型板式无砟轨道为纵向连续式无砟轨道结构，运营实践表明，高温期间特别是南方夏季持续高温期间，以京沪高铁为代表[1]，CRTSⅡ型板式无砟轨道会产生起拱、胀板等不良病害问题，导致轨道板和CA砂浆之间离缝，影响轨道的几何形位与轨道结构的使用寿命，威胁高速铁路行车安全。

针对轨道板上拱、胀板现象，已有学者从理论分析和现场整治等方面进行研究。张杰[2]通过有限元软件分析得出温度荷载是轨道板胀板的主要因素，并提出相应的整治措施；任西冲[3]将内聚力和混凝土损伤塑性模型引入轨道板上拱分析中，开展了轨道板端上拱病害机理、影响规律及整治方案研究；赵春光等[4]分析了宽窄接缝伤损对CRTSⅡ型板垂向稳定性的影响；刘付山等[5]建立温度荷载作用下轨道板上拱变形有限元力学分析模型，分析其上拱变形规律；王智超等[6]依据分布式传感光纤技术特点，提出了轨道板上拱监测技术方案；袁博等[7]研究销钉尺寸和数量对轨道板上拱位移和受力的影响，提出合理的销钉锚固方案；肖虎[8]通过大数据统计对胀板病害数量与持续高温天数的相关性及沿线路的分布特征进行了研究；朱永见[9]、刘英等[10]结合现场条件，针对CRTSⅡ型板式无砟轨道板离缝与上拱的问题提出具体施工工艺，为现场养护维修提供了参考；谭社会[11]利用有限元方法研究植筋锚固和注胶对轨道板离缝上拱的整治效果，并通过分析小半径曲线上变形监测数据[12]，分析了CRTSⅡ型板无砟轨道的稳定性。

目前，针对CRTSⅡ型板式无砟轨道胀板的问题大多数是从加固、维修的角度进行整治，并未从释放轨道板温度应力的角度出发从根本上解决轨道板胀板的问题。由于单元式轨道结构具有温度应力小，传力机制明确的优点，因此，可考虑将CRTSⅡ型板式无砟轨道结构进行单元化处理，减小轨道板温度应力，解决CRTSⅡ型板上拱问题。

由于单元化后CRTSⅡ型板式无砟轨道存在较多的弱连接，会导致轨道结构纵向传力不均匀，轨道结构相互作用关系更加复杂，通过建立单元化后的桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道桥梁-轨道耦合模型，按照四块板的单元化方案，在此基础上分析研究升温和降温作用下单元化后桥上轨道结构受力变形影响规律，为单元化CRTSⅡ型板式无砟轨道提供参考。

1 单元化方案

纵向连续式的桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道放弃了长桥上无砟轨道须设置断缝，并在梁端接缝处断开的设计原则，将轨道板间通过锚筋纵向连接并浇筑混凝土连成一个整体。轨道板与宽窄接缝均采用强度等级C55混凝土，在纵向上轨道结构材料均匀分布且连续。将纵向连续式的CRTSⅡ型板式无砟轨道进行单元化是指：在不破坏现有桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道结构的基础上，有规律地减小轨道板之间宽窄接缝处材料的弹性模量，使得CRTSⅡ型轨道板在纵向形成以一定数量轨道板为一个单元的不连续整体结构，单元间通过浇筑弱化后的填充材料进行连接，使夏季连续高温期间CRTSⅡ型轨道板产生的巨大温度应力在宽窄接缝处释放，减少轨道板的上拱现象。如图1所示。

图1 单元化CRTSⅡ型板式无砟轨道示意

结合桥上轨道板剪切连接时既有锚筋的布置情况，每片箱梁的梁缝两端设置4根锚筋、端刺与路基过渡段设置8根锚筋，如图2所示，设计以4块板为一个单元的桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道单元化方案。根据路基端刺区轨道板的实际铺设数量，以4块板为一个单元设置弱连接部位，并在两个弱连接部位中间轨道板处设置4根锚筋，保证轨道板在单元化后受温度应力作用时的稳定；简支梁上一般布置5块轨道板，弱连接部位选在中间轨道板两侧位置，4块板单元化方案如图3所示。

图2 简支梁桥上CRTSⅡ型板既有锚筋布置情况

图3 简支梁桥上CRTSⅡ型板4块板单元化方案

2 桥上无砟轨道无缝线路桥梁-轨道耦合模型

2.1 耦合模型及结构参数

桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道结构复杂，除钢轨、扣件、轨道板、底座板、端刺[13]、桥梁等结构外[14-17]，还有CA砂浆层、摩擦板、两布一膜、固结机构等传力结构[18-20]，建模时均考虑在内。以某高铁双线多跨简支梁桥为例，分别在两端建立100 m路基段(包含台后锚固体系)对无缝线路进行约束。桥梁-轨道耦合模型如图4所示，结构参数[21]如表1所示。

图4 桥梁-轨道耦合模型

表1 桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道结构参数

2.2 模型验证

为验证本模型建立的正确性，选取文献[22]进行对比分析。以温度梯度荷载作用下，钢轨的纵向力和纵向位移为指标，计算结果如图5所示，文献[22]中的计算结果如图6所示。从比较分析可知，钢轨力和钢轨位移的分布规律是一致的，因此，本文建立的有限元模型可靠，可用于后续计算。

图5 本文计算结果

图6 文献[22]计算结果

3 单元化后无砟轨道结构纵向受力分析

3.1 工况设置

由于单元化后宽窄接缝弹性模量的取值尚无参考，故假设单元化后弱连接处材料弹性模量取15 500 MPa，能够满足各项要求。升温工况采取轨道板施加90 ℃/m[23]正温度梯度，底座板和CA砂浆层整体升温35 ℃，多跨简支梁桥整体升温30 ℃；降温工况时轨道板施加45 ℃/m负温度梯度[24]，底座板和CA砂浆层整体降温35 ℃，多跨简支梁桥整体降温30 ℃。

3.2 升温工况

升温工况下，单元化后CRTSⅡ型板式无砟轨道无缝线路的钢轨纵向力、钢轨纵向位移、轨道板纵向应力、桥梁纵向位移如图7～图10所示。钢轨纵向力正值代表钢轨受拉，负值代表钢轨受压；钢轨纵向位移正值代表变形方向与坐标轴正方向相同，负值代表变形方向与坐标轴正方向相反。

图7 单元化后无缝线路钢轨纵向力

图8 单元化后无缝线路钢轨纵向位移

图9 单元化后轨道板纵向应力

图10 单元化后简支梁桥纵向位移

从图7、图8可以看出，单元化后桥上最大钢轨纵向拉力为25.1 kN，整体变形规律与单元化前钢轨力变化规律保持一致。与单元化前的钢轨受力相比，钢轨纵向力在简支梁桥地段略微减小，两侧路基的钢轨力减小约1 kN；取一跨简支梁作为研究对象，钢轨纵向力在弱连接位置处产生极小值，钢轨力突变幅值约5 kN，在梁缝处钢轨纵向力减小形成“波谷”，在未弱连接位置，钢轨力产生极大值。单元化后钢轨位移略微减小，在两侧端刺位置出现钢轨纵向位移的极值为1.34、-1.45 mm，最大钢轨纵向位移减小约5%，由于单元化作用，在原有钢轨的位移变形基础上增加了许多突变，但突变幅值非常小，可忽略不计。

升温工况下，单元化后轨道板纵向应力如图9所示。当宽窄接缝的弹性模量为35 500 MPa时，由于锚固钢筋的作用，在中间的轨道板产生应力峰，在梁缝位置轨道板纵向应力也产生应力突变现象；单元化后宽窄接缝的弹性模量为15 500 MPa时，轨道板纵向应力与之前相比减小了8.9%，梁缝处轨道板的突变幅值减小0.3 MPa，轨道板始终保持受压状态。这说明单元化能够减小轨道板的纵向应力。图10为单元化前后简支梁纵向位移情况，从图10可以看出单元化前后桥梁位移无任何影响，在固定支座处桥梁位移趋近于0，活动端伸缩量约9 mm，桥梁沿着固定支座的一端向活动端伸长，整体呈现锯齿形状。

由以上分析可知，与单元化前相比，单元化后CRTSⅡ型板式无砟轨道结构的纵向受力减小，但减小程度很小；由于单元化作用，钢轨纵向力、钢轨纵向位移、轨道板纵向应力出现了不同程度的应力、位移突变现象，但突变幅值较小，在安全范围之内，桥梁整体纵向位移无变化。

3.3 降温工况

降温工况下，单元化后CRTSⅡ型板式无砟轨道结构纵向受力及位移如图11～图14所示。

图11 单元化后无缝线路钢轨纵向力

图12 单元化后无缝线路钢轨纵向位移

图13 单元化后轨道板纵向应力

图14 单元化后简支梁桥纵向位移

由图11～图14可知，降温工况时，单元化后轨道结构的受力规律和升温时呈现相反的状态，轨道结构的受力特点、变形特征及其影响规律与升温工况相同，故在此不再赘述。

4 不同弹性模量的宽窄接缝对轨道结构纵向受力影响

目前，单元化后弱连接处弹性模量的取值尚无参考，但如果单元化后弱连接处弹性模量取值太小，可能会导致弱连接处轨道结构变形过大，影响轨道结构的稳定性。为进一步掌握单元化后轨道结构纵向受力规律，分析不同弹性模量对单元化后CRTSⅡ型板式轨道结构纵向受力的影响，为单元化提供参考，故将单元化后的宽窄接缝弹性模量分为35 500，15 500，8 000，4 000，1 000 MPa五种，以升温工况为例，研究在温度荷载作用下，不同弹性模量的宽窄接缝对钢轨纵向力、钢轨纵向位移、轨道板纵向应力以及桥梁纵向位移的影响规律。

4.1 宽窄接缝对钢轨纵向力影响

温度荷载作用下钢轨纵向力如图15所示。正值代表钢轨受拉，负值代表钢轨受压。

图15 单元化后CRTSⅡ型板钢轨纵向力

从图15可以看出，单元化后随着宽窄接缝的弹性模量减小，路基两侧的钢轨力越小，钢轨纵向力在弱连接部位处产生突变的幅值越大，梁缝处钢轨力突变幅值明显增加。当弹性模量为1 000 MPa时，在一跨简支梁上，两个弱连接之间的轨道板处钢轨纵向力产生极大值形成“波峰”，梁缝处产生桥上最大钢轨纵向力，突变幅值增大；在两侧端刺位置，钢轨纵向力在弱连接处产生极小值，形成“波谷”，钢轨纵向力变化值约25 kN。模型端部路基位置钢轨力及桥上梁缝处钢轨突变幅值如表2所示。从表2可以看出，弹性模量为1 000 MPa时，梁缝处钢轨受力影响较大，钢轨纵向力突变幅值达到最大52.2 kN，两侧路基处钢轨力与弹性模量35 500 MPa时相比减少近一半，为34.2 kN。

表2 路基及桥梁梁缝处钢轨受力情况

由以上分析可知，宽窄接缝弹性模量减小，会导致弱连接位置的钢轨力减小，形成“波谷”，增加梁缝处钢轨力突变的幅值，这对小范围内钢轨的纵向受力是不利的，故在单元化时需要关注弱连接位置及梁缝处钢轨的受力情况，防止钢轨变化幅度过大导致钢轨断裂；单元化时，应选择合适的弹性模量，合理布置弱连接的位置，避免将弱连接位置布置在梁缝处，使钢轨纵向力突变幅值增加；当宽窄接缝的弹性模量减小时，单元化对路基两侧钢轨受力影响较大，应予以关注。

4.2 宽窄接缝对钢轨纵向位移影响

温度荷载作用下的钢轨纵向位移如图16所示。钢轨纵向位移正值代表变形方向与坐标轴正方向相同，负值代表变形方向与坐标轴正方向相反。

图16 单元化后无缝线路钢轨纵向位移

从图16和表3中可以看出，弹性模量从35 500 MPa降至4 000 MPa过程中，钢轨位移逐渐减小，但是减小程度较低；当弹性模量为1 000 MPa时，钢轨位移显著减小，弱连接处的钢轨位移波动幅度明显增大，约0.2 mm。记距模型端部近处端刺为A，另一侧端刺为B，如图4所示。端刺处钢轨纵向位移变化情况如表3所示。宽窄接缝弹性模量为1 000 MPa时，端刺A、B端钢轨最大纵向位移与弹性模量为35 500 MPa时相比分别减小60%、50%。

表3 端刺处钢轨纵向位移

由以上分析可知，单元化后钢轨纵向位移逐渐减小，有利于钢轨的纵向稳定；但弹性模量减小对钢轨位移突变幅值的影响程度增加，最大钢轨位移突变幅值约为0.2 mm，尚在安全范围之内。故单元化时应关注弱连接部位钢轨位移的变化情况，需加强观测弱连接处钢轨的爬行，提高弱连接处钢轨扣件要求，避免弱连接位置钢轨位移发生较大的变化。

4.3 宽窄接缝对轨道板纵向应力影响

温度荷载作用下轨道板纵向应力如图17所示。正值代表轨道板受拉，负值代表轨道板受压。

图17 单元化后轨道板纵向应力

由图17可知，升温工况下，宽窄接缝的弹性模量越小，对轨道板纵向受力的影响越明显，一方面随着宽窄接缝逐渐减小，轨道板的纵向应力逐渐减小，梁缝处轨道板纵向应力峰值逐渐减小，当弹性模量为1 000 MPa时，与35 000 MPa相比轨道板纵向应力最大减少44.9%；另一方面，取一跨简支梁为研究对象，单元化后由于弱连接位置较近，在两个弱连接位置中间轨道板处产生纵向应力的极小值，未弱连接的轨道板处产生应力峰值，轨道板纵向应力在梁缝处出现“波谷”。当弹性模量减小时，弱连接处的轨道板纵向应力与梁缝处轨道板的应力变化幅度受弹性模量影响较大，在弹性模量为1 000 MPa时，弱连接处轨道板纵向应力突变幅值为4 MPa，梁缝处轨道板纵向应力突变幅值为7 MPa，轨道板始终保持受压状态。为更好的比较不同弹性模量间轨道板纵向应力的大小，将不同工况下桥上无缝线路(从距模型端部100～420 m位置)轨道板的纵向应力与宽窄接缝弹性模量35 500 MPa时轨道板的纵向应力相比，统计减少幅度，如表4所示。

表4 单元化后桥上轨道板向应力值

从表4可知，升温工况下，在宽窄接缝弹性模量为35 500 MPa时，桥上部分轨道板应力为16.7 MPa；当弹性模量减小至15 500 MPa时，轨道板纵向应力减小为15.4 MPa，减少程度为8.9%；当弹性模量为1 000 MPa时，轨道板纵向应力整体显著减小，轨道板纵向应力减少44.9%，轨道板纵向压应力为9.2 MPa。

综上所述，单元化CRTSⅡ型板式无砟轨道能够有效减小轨道板温度应力，减小梁缝处应力峰值，释放轨道板的纵向应力，弱连接处填充材料的弹性模量在8 000 MPa以下时，对轨道板纵向应力的影响较为明显；单元化使得弱连接位置及梁缝处的轨道板纵向应力突变幅值增大，突变幅值在混凝土抗压强度安全范围内，但幅值增大容易导致在梁缝及弱连接位置处发生混凝土疲劳破坏，影响轨道板耐久性。故单元化时，应选择合适的弱连接弹性模量，对梁缝及弱连接处的轨道板采取加固措施，防止单元化后轨道板的疲劳破坏。

4.4 宽窄接缝对桥梁整体纵向位移影响

温度荷载所用下，桥梁纵向位移如图18所示。

图18 单元化后桥梁整体纵向位移

由图18可以看出，桥梁整体位移变形与单元化前相比，桥梁的位移特征是一致的；单元化后不同弹性模量的宽窄接缝对桥梁整体位移基本无影响，这是因为单元化只改变了宽窄接缝材料属性，对原有轨道结构和桥梁结构之间的关系没有改变。故单元化对桥梁整体结构位移影响较小，不同弹性模量对桥梁整体纵向位移影响很小，在单元化时可根据桥梁位移特点，采取适当加固措施即可。