地铁线路U型槽区段轨道设置钢支墩的维修方案及其力学特性研究*

张娅敏

(1.中铁第四勘察设计院集团有限公司，430063，武汉；2.铁路轨道安全服役湖北省重点实验室，430063，武汉∥高级工程师)

在城市轨道交通线路的隧道洞口处，通常设置连接地面线和地下线的U型槽敞口地段。为保证雨水随线路坡度从地面线流入地下隧道的雨水泵房，在U型槽位置的整体道床处设置两条横向排水沟，形成截水沟处双柱一体式整体道床。由于线路在服役过程中列车荷载长期作用等因素，导致部分截水沟处的整体道床出现与下部隧道结构垂向分层及水平位移现象，并造成轨道不平顺从而影响乘车舒适度和列车的正常运行。当变形较为严重时，将会导致轨道几何形位出现重大偏差，影响列车安全运行，因此及时对整体道床进行整治更换是非常必要的。

针对目前常用的整体道床无砟轨道结构，国内外学者对其常见病害类型进行了归纳总结，主要有道床板裂纹、掉块、上拱和基础变形等，并提出了针对更换道床的修复方法[1-5]。在以上修复方法中，现浇混凝土的养护需要一定时间，而地铁运行的天窗时间短，无法实现封闭路线进行集中整治。因此，现有的维修方法难以保证列车的正常运营。

本文参考高铁动车段内的钢支墩结构，针对城市轨道交通U型槽位置整体道床出现开裂分层的问题，提出设置钢支墩结构的临时支承维修方案，并通过建立有限元模型对列车静荷载和动荷载作用下，钢支墩的受力变形情况和轨道结构的动力响应结果进行分析，从而使其满足在道床整治更换期间列车正常运营行车的条件。本文研究可为地铁线路U型槽地段轨道结构类似病害的整治提供借鉴与参考。

1 钢支墩设计

图1 U型槽敞口段设计图Fig.1 Design drawing of U-shaped groove open section

U型槽宽度为4.9 m，高度为4.4 m，其中，雨水泵房宽度为4.0 m，高度为4.0 m。U形槽地段轨道结构高度设计值为560 mm，考虑到施工误差及后期精调需要，钢支墩组装完成后的高度为630 mm。在对U型槽位置立柱式整体道床进行整治时，为保证整治期间列车的安全平稳运行，在立柱式整体道床两侧各增加一排钢支墩结构，由于U型槽位置宽度为1 500 mm，结合原道床宽度450 mm，确定钢支墩间距为1 000 mm。剩余钢支墩与排水沟之间的高度由聚合物混凝土材料填充，如图1所示。

钢支墩材料为Q235钢，使用钢型材和钢板焊接而成，下部通过锚杆与聚合物混凝土材料(通过钢筋锚入150 mm)，上部通过调高垫板调整至设计高度后，安装单趾弹条扣件系统，然后通过高强度螺柱和大六角螺母将扣件系统与支墩牢固连接，其设计图如图2所示。

图2 钢支墩结构设计图Fig.2 Design drawing of steel abutment structure

2 力学分析

2.1 静力分析

为研究钢支墩结构的受力特性，通过有限元软件，采用实体单元对钢支墩进行模拟，不考虑钢支墩自身错动，有限元模型如图3所示。钢支墩采用线弹性模型进行模拟，其材料参数如表1所示。

图3 钢支墩有限元模型Fig.3 Finite element model of steel abutment

表1 钢支墩有限元模型材料参数

列车轴重为14 t，设列车动载系数为1.5。将钢轨对钢支墩的作用力等效为垂向力和横向力，分别为105 kN和84 kN，并将其换算为均布荷载施加至有限元模型。由钢支墩有限元模型计算得到的垂向位移和等效应力云图分别如图4和图5所示。由图4和图5可知：在列车荷载作用下，结构整体应力水平偏低，应力较高处位于钢支墩下部与底板连接处，其值为82.10 MPa，远小于Q235钢的屈服强度235 MPa；最大垂向位移为0.16 mm，位于钢轨底部的钢支墩顶板处，均满足使用要求。

图4 钢支墩垂向位移云图Fig.4 Nephogram of vertical displacement of steel abutment

图5 钢支墩等效应力云图Fig.5 Nephogram of equivalent stress of steel abutment

2.2 动力学分析

基于动力学仿真软件将下部基础进行刚度换算，建立车辆-轨道耦合动力学模型，如图6所示。计算得到钢轨位移时程曲线，然后将其作为荷载激励导入三维有限元模型，采用动力隐式算法[6]获得在列车动荷载作用下，钢支墩轨道结构的动力响应结果。为确保计算结果准确，除扣件采用弹簧单元模拟外，其余部件均采用实体单元模拟，主要参数如表2所示。

图6 车辆-轨道耦合动力学模型Fig.6 Vehicle-track coupling dynamic model

表2 轨道结构计算参数Tab.2 Calculation parameters of track structure

图7 轨道结构有限元模型Fig.7 Finite element model of track structure

所建立的三维有限元模型如图7所示。基于以上模型，根据现场运营情况，列车在经过U型槽地段时速度为25 km/h，同时结合线路设计时速80 km/h，分别计算当速度为80 km/h和25 km/h时的轨道结构动力响应结果，如图8～11所示。

图8 钢轨垂向加速度时程图Fig.8 Time-history diagram of rail vertical acceleration

图9 轨道结构垂向位移时程图

图10 钢支墩等效应力时程图

由图8和图9可知，当列车运行速度分别为80 km/h和25 km/h时，钢轨垂向加速度最大值分别为76.25 m/s2和5.88 m/s2。由于轨道结构垂向位移主要与轨道结构刚度有关，所以当列车速度变化时，轨道结构垂向位移变化较小，钢轨、钢支墩和底座的垂向位移最大值分别为0.53 mm、0.08 mm和0.03 mm，均满足轨道平顺性的要求。

图11 底座最大主应力时程图

由图10和图11可知，当列车运行速度分别为80 km/h和25 km/h时，钢支墩等效应力最大值分别为23.24 MPa和23.22 MPa，相差较小，且远小于Q235钢的屈服强度235.00 MPa；混凝土底座的主应力最大值分别为0.68 MPa和0.47 MPa，均小于C40混凝土抗拉强度设计值1.71MPa。

3 施工流程

在对发生分层及位移病害的截水沟处整体道床进行拆除置换的过程中，将双柱一体式整体道床范围内的道床板全部破除，重新浇筑道床并安装轨枕和扣件。根据既有线改造特点，采用“轨顶标高确定、钢支墩安装、道床板凿除、道床板浇筑”的施工方法，主要施工流程如下：

1) 施工前应对施工线路进行现场测量，确定轨顶设计标高后,把既有基标控制桩引测到线路的两侧隧道壁上，作为施工的控制点。

2) 排水槽内清理干净后，将钢支墩与钢轨间采用扣件联接，钢支墩通过锚杆与现场浇筑的聚合物混凝土底座进行连接，如图12所示。

图12 钢支墩结构设计示意图Fig.12 Schematic diagram of steel abutment structure design

3) 将立柱式整体道床置换范围两侧各10 m范围内的扣件复紧，然后将中间位置道床板凿除，取出轨枕。

4) 将隧道仰拱回填层表面凿毛，然后对其混凝土碎片冲洗干净，并在仰拱上采取植筋措施。

5) 在凿除后的立柱式整体道床位置铺设纵横向钢筋，然后在两侧支立模板。同时，对钢轨和轨枕进行精调，采用聚合物混凝土浇筑道床板混凝土，灌注之后立即对轨道几何形位进行检查并及时调整。

6) 在立柱式整体道床浇筑达到设计强度并完成轨道精调后，拆除钢支墩及其下方底座。

4 结语

针对城市轨道交通U型槽位置整体道床出现开裂分层的问题，提出设置临时支承的钢支墩结构维修方案，并通过建立有限元模型对列车静荷载和动荷载作用下，钢支墩的受力变形情况和轨道结构动力响应结果进行分析，主要获得以下结论：

1) 通过对钢支墩进行静力分析发现，在最不利荷载作用下，钢支墩结构最大应力为82.10 MPa，最大垂向位移为0.16 mm。整体应力水平较低，变形较小，均满足正常使用要求。

2) 通过对钢支墩进行动力分析发现，当列车运行速度分别为80 km/h和25 km/h时，钢轨垂向加速度最大值分别为76.25 m/s2和5.88 m/s2，钢轨、钢支墩和底座的垂向位移最大值分别为0.53 mm、0.08 mm和0.03 mm，均满足轨道平顺性的要求。

3) 钢支墩等效应力最大值分别为23.24 MPa和23.22 MPa，远小于Q235钢的屈服强度235.00 MPa；混凝土底座的主应力最大值分别为0.68 MPa和0.47 MPa，均小于C40混凝土抗拉强度设计值1.71 MPa，钢支墩和底座的受力均满足使用要求。

4) 该维修方法施工作业过程简单，无需进行钢轨切割和拆卸作业，减少了维修期间对既有线路条件及轨道设备的干扰，同时为道床的养护提供了充足时间，保障了列车的正常运营。