楊俊斌，段玉振，徐桂弘，楊榮山

(西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031)

動荷載作用下軌道板離縫對CRTSⅠ型框架軌道板豎向變形影響分析

楊俊斌，段玉振，徐桂弘，楊榮山

(西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031)

建立了路基上CRTSⅠ型框架式無砟軌道的彈性地基梁—板模型，以列車動荷載為加載條件，對比分析了離縫區(qū)域位于板端和板中兩種工況，研究離縫值分別為1.00 mm，1.50 mm，2.00 mm，2.50 mm時軌道板的豎向變形情況。計算結(jié)果表明：板端離縫較板中離縫對軌道板豎向變形的影響更大。若板端出現(xiàn)離縫現(xiàn)象，則離縫值不應(yīng)大于1.50 mm，否則板端下探位移及板中上拱位移均有較大幅度的增加，過大的板端下探位移會增加線路的動態(tài)不平順性，過大的板中上拱位移可能誘發(fā)新的離縫區(qū)。若板中出現(xiàn)離縫現(xiàn)象，則離縫值也不應(yīng)大于1.29 mm，否則板中離縫會使離縫區(qū)軌道板底面因完全懸空而僅受拉應(yīng)力作用，影響軌道板使用。

CRTSⅠ型 框架軌道板 離縫 彈性地基梁—板模型

CRTSⅠ型框架式無砟軌道結(jié)構(gòu)是我國客運專線建設(shè)中采用的主要軌道結(jié)構(gòu)形式之一，該型無砟軌道結(jié)構(gòu)在遂渝、秦沈線均有鋪設(shè)。框架式軌道板具有防止CA砂漿損壞、減少維修量、減少板的重量及CA砂漿用量、克服因溫度變化引起的板翹曲、降低生產(chǎn)成本和運費，具有良好的經(jīng)濟性、改善施工性能、板下 CA砂漿充填更加均勻等優(yōu)點［1-4］。

目前，在對已建成通車的遂渝線調(diào)查時發(fā)現(xiàn)，采用聚酯無紡布為材質(zhì)的CA砂漿袋在使用過程中會出現(xiàn)破裂，在列車動荷載的長期作用下，CA砂漿材料被從砂漿袋破損處擠出，使得框架式軌道板與CA砂漿接觸面間出現(xiàn)了較多的離縫(即框架式軌道板與CA砂漿層之間出現(xiàn)脫空)，離縫現(xiàn)象多出現(xiàn)在框架軌道板端部及中部，離縫沿線路方向多為長80～120 mm，離縫高度一般為1～3 mm之間，局部地區(qū)離縫貫穿軌道板寬度，圖1為板中離縫示意圖。離縫現(xiàn)象會隨著線路運營時間的增加而進一步加劇，對框架式無砟軌道結(jié)構(gòu)的整體性、耐久性及列車運行的平穩(wěn)性均會造成一定的影響，嚴(yán)重時甚至?xí)＜靶熊嚢踩?/p>

圖1 板中離縫示意

本文建立了路基上CRTSⅠ型框架式無砟軌道的彈性地基梁—板計算模型，分析了各種離縫條件下，框架式軌道板在列車動荷載作用下的豎向變形情況。本文所做研究可為后期框架板式無砟軌道結(jié)構(gòu)在離縫條件下的動力學(xué)分析提供一些借鑒和參考。

1 在離縫條件下的動力學(xué)仿真分析

1.1 計算模型的建立

采用有限單元法，建立了包括鋼軌、扣件系統(tǒng)、框架式軌道板、CA砂漿層、混凝土支承層、路基結(jié)構(gòu)的彈性地基梁、板模型，如圖2所示。

計算模型總長度為19.63 m(4塊框架式軌道板長)，鋼軌采用CHN60軌，彈性模量取為2.1×1011Pa，泊松比取為0.3，用空間梁單元模擬，每個節(jié)點具有3個平動自由度和3個轉(zhuǎn)角自由度;扣件系統(tǒng)的豎向支承剛度采用線性彈簧單元模擬，支承剛度取為60 kN/mm，為更好地處理軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)(如扣件間距、支承彈性等)沿軌道縱向不均勻分布的問題，鋼軌與扣件系統(tǒng)的支承采用連續(xù)彈性離散點支承。

圖2 CRTSⅠ型框架式無砟軌道彈性地基梁—板模型

軌道板長、寬、高分別為 4.90 m，2.30 m，0.17 m，混凝土強度等級為C50，彈性模量取為3.5×1010Pa，泊松比為0.2，采用空間板單元模擬，具有3個平動自由度和3個轉(zhuǎn)角自由度;CA砂漿層厚0.05 m，彈性模量取為300 MPa，CA砂漿層的支承剛度在非離縫區(qū)域采用線性彈簧單元模擬，離縫區(qū)域采用非線性彈簧單元模擬，離縫效果通過定義非線性彈簧單元的力—位移曲線來實現(xiàn)。圖3為離縫高度為2.5 mm時，離縫區(qū)非線性彈簧單元的力—位移曲線圖?；炷林С袑訉挒?.3 m，厚為0.2 m，凸型擋臺高0.22 m，圓直徑為0.25 m，混凝土強度等級為C40，采用空間板單元模擬，具有3個平動自由度及3個轉(zhuǎn)角自由度。路基層的豎向支承剛度采用線性彈簧單元模擬，只具有豎向平動自由度。

圖3 非線性彈簧單元的力—位移曲線

為與離縫實際發(fā)生位置保持一致，在計算模型的中間兩塊軌道板上布置了如圖2所示的①和②兩個離縫區(qū)域，每個離縫區(qū)域?qū)挾染? m。將這兩個區(qū)域分為兩種工況進行計算及分析:離縫只發(fā)生在①區(qū)域為工況1，離縫只發(fā)生在②區(qū)域為工況2。即工況1是對離縫發(fā)生在板端情況的模擬，工況2是對離縫發(fā)生在板中情況的模擬。

為了確定兩種工況下，不同離縫高度對框架式軌道板的豎向變形的影響，計算了每種工況下，離縫高度為1.0 mm，1.5 mm，2.0 mm及2.5 mm時軌道板的變形情況。

1.2 荷載的確定

本文施加在計算模型上的列車動荷載由參考文獻［5］中的列車荷載計算公式得到。該公式是考慮振動荷載的產(chǎn)生機理，歸納出一個涵蓋列車速度、線路不平順、附加動載、波形磨耗等因素在內(nèi)的列車荷載表達(dá)式［5］。按照該公式，計算出了0.1 s的列車動荷載時程曲線，如圖4所示。工況1的加載點位置為模型中部鋼軌頂面，工況2的加載點位置為離縫區(qū)域軌道板中部對應(yīng)的鋼軌頂面。

圖4 列車荷載時程曲線

1.3 框架式軌道板豎向位移分析

當(dāng)離縫區(qū)框架式軌道板端產(chǎn)生最大下探位移時，軌道板全長范圍的豎向變形如圖5所示。4種離縫條件下，最大板端下探及板中上拱位移分別為 －3.72 mm及0.10 mm。離縫高度從1.0 mm增加到1.5 mm時，板端下探位移及板中上拱位移增加幅度分別為0.34 mm及 －0.01 mm;離縫高度從1.5 mm增加到2.0 mm及2.5 mm時，板端下探位移增加幅度分別達(dá)到了0.87 mm及0.70 mm，板中上拱位移增加幅度分別達(dá)到了0.04 mm及0.03 mm。說明在工況1條件下，板端下探位移以1.5 mm的離縫值為突變點，當(dāng)離縫值不大于1.5 mm時，板端下探位移增加緩慢，板中上拱位移隨著離縫高度的增加有一定程度回落，回落幅度較小;離縫值＞1.5 mm后，板端下探位移及板中上拱位移則隨離縫值的增加迅速增加。

圖5 4種離縫條件下軌道板豎向位移(工況1)

離縫區(qū)板端下探位移與相鄰軌道板端產(chǎn)生的高度差會造成線路動態(tài)不平順，增加輪軌間的動力響應(yīng)，從而影響列車運行的平穩(wěn)性及舒適性;板中上拱位移使軌道板對CA砂漿袋表面造成反復(fù)的拍打作用，一方面會破壞非離縫區(qū)軌道板板底與CA砂漿袋的正常接觸狀態(tài)，另一方面會使CA砂漿袋可能出現(xiàn)新的破損，從而誘發(fā)新的離縫區(qū)域。

1.4 軌道板豎向位移分析

當(dāng)離縫區(qū)框架式軌道板產(chǎn)生最大下探位移時，軌道板全長范圍的豎向變形如圖6所示。離縫值由1.0 mm增加到1.5 mm時，板中下探位移由1.16 mm增至1.28 mm;離縫值由1.5 mm增加到2.5 mm時，板中下探位移由1.28 mm增加至1.29 mm，增加幅度僅為0.01 mm。圖7為4種離縫條件下，板中最大下探位移的對比，說明，工況2條件下，板中下探位移以1.5 mm的離縫值為突變點，離縫值 ＞1.5 mm后，離縫值增加，板中下探位移幾乎不增加。

圖6 4種離縫條件下軌道板豎向位移

圖7 板中最大下探位移(工況2)

4種離縫條件下，最大的板中下探位移為1.29 mm，說明離縫值不大于1.29 mm時，離縫區(qū)域軌道板下表面在列車荷載作用下會與CA砂漿層接觸，即該區(qū)域的CA砂漿層會對軌道板的彎曲變形提供一定的支承作用，但當(dāng)離縫值＞1.29 mm后，離縫區(qū)域軌道板下表面不再與CA砂漿層接觸，即該區(qū)域的CA砂漿層不再對軌道板的彎曲變形提供支承作用，離縫區(qū)域軌道板中部處于完全懸空狀態(tài)，在列車動荷載作用下，完全懸空區(qū)域軌道板底部承受拉應(yīng)力作用，對軌道板的耐久性產(chǎn)生不良影響。

4種離縫條件下，非離縫區(qū)軌道板的上拱位移最大僅為0.05 mm，說明在工況2條件下，列車動荷載誘發(fā)框架軌道板新離縫區(qū)的可能性很小。

1.5 軌道板豎向位移對比

圖8和圖9為4種離縫條件下，2種工況產(chǎn)生的板端下探位移及板中上拱位移對比圖?？梢钥闯觯?種離縫情況下，工況1較工況2的最大下探位移均大，且隨著離縫值的增加，工況1的板端下探位移增加明顯，而工況2的板中下探位移增加很小，說明工況1要比工況2對軌道結(jié)構(gòu)動態(tài)平順性造成的影響更大，這主要是板端離縫較板中離縫使軌道板沿長度方向受力更加不均而造成的，且隨著離縫值的增加，板端離縫使軌道板產(chǎn)生的下探位移與板中離縫產(chǎn)生的下探位移相比，兩者的差距會越來越大。

圖8 軌道板下探位移

工況1條件下，離縫值高度不大于1.5 mm時，軌道板的板中上拱位移變化緩慢，如圖9所示，離縫高度增加0.5 mm，上拱位移僅增加0.002 mm，但當(dāng)離縫值＞1.5 mm后，工況1的板中上拱位移先減后增，變化幅度較大，離縫值為1.5 mm較離縫值為2.0 mm，板中上拱位移減少了近0.006 mm，而離縫值為2.0 mm較離縫值為2.5 mm，板中上拱位移又增加了近0.01 mm，說明離縫值＞1.5 mm后，工況1條件下，板端離縫區(qū)及板中區(qū)域的豎向位移變化幅度均較大。工況2條件下的上拱位移總體變化趨勢是隨離縫值的增加而增加，但當(dāng)離縫值＞1.5 mm后，增加非常緩慢，且當(dāng)離縫值達(dá)2.5 mm時，軌道板上拱位移僅0.006 mm。說明工況2條件下軌道板的豎向變形主要是板中的下探位移引起的，而非離縫區(qū)軌道板的變形可以不予考慮。

圖9 軌道板上拱位移

2 結(jié)論

板端離縫較板中離縫對CRTSⅠ型框架式軌道板豎向位移造成的影響更大。CRTSⅠ型框架式無砟軌道離縫區(qū)域出現(xiàn)在軌道板端部時，在列車動荷載作用下，為減少板端下探位移造成的線路動態(tài)不平順及板中上拱誘發(fā)新的離縫區(qū)域的可能性，板端離縫值應(yīng)控制在1.5 mm以內(nèi)。CRTSⅠ型框架式無砟軌道離縫區(qū)域出現(xiàn)在軌道板中部時，在列車動荷載作用下，為避免出現(xiàn)離縫區(qū)軌道板底處于完全懸空狀態(tài)，板底混凝土材料僅受拉應(yīng)力作用的現(xiàn)象，板中離縫值應(yīng)不大于1.29 mm。

［1］趙國堂．高速鐵路無砟軌道結(jié)構(gòu)［M］．北京:中國鐵道出版社，2006:55-67．

［2］賀志榮，賈德華，楊格．高速鐵路CRTSⅡ型軌道板裂縫分析與預(yù)防［J］．鐵道建筑，2011(9):115-118．

［3］王偉，康林．CRTSⅠ型鋼筋混凝土框架板(RF)預(yù)制技術(shù)［J］．鐵道建筑，2010(1):39-41．

［4］楊德軍．CRTSⅠ型板式無砟軌道水泥乳化瀝青砂漿施工技術(shù)［J］．鐵道建筑，2010(1):42-44．

［5］梁波，孫常新．高速鐵路路基動力響應(yīng)中的雙峰現(xiàn)象分析［J］．土木工程學(xué)報，2006，39(9):117-122．

U213．2+44;U216．42+3

A

10．3969/j．issn．1003-1995．2013．04．37

1003-1995(2013)04-0121-03

2012-04-20;

2013-01-20

鐵道部科技開發(fā)計劃項目(2011G001);西南交通大學(xué)青年教師百人計劃資助項目(SWJTU09BR277);西南交通大學(xué)峨眉校區(qū)科研基金(10101X10096018)

楊俊斌(1979— )，男，陜西寶雞人，講師，博士研究生。

(責(zé)任審編 王 紅)