張光明,楊榮山,魏春城,梁 爽,胡 猛,常逢文

(西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都, 610031)

調(diào)車駝峰是貨運(yùn)編組站中進(jìn)行車輛分解和再編的重要組成部分，而列車緩行器又是控制駝峰調(diào)車作業(yè)中的列車溜放速度的主要設(shè)備。大多數(shù)駝峰及調(diào)車場采用的是重力式緩行器+減速頂點(diǎn)連式調(diào)速系統(tǒng)[1]，其中重力式緩行器由整體道床、管路、氣缸、推桿機(jī)構(gòu)、制動鉗組、制動軌、控制裝置、空氣凈化油霧裝置和表示裝置組成[2]。

目前駝峰溜放線部分采用有砟軌道，而重力式緩行器布置在無砟軌道，故緩行器前端均有一段較小的軌枕埋入式無砟軌道以進(jìn)行過渡，如圖1所示。緩行器軌道病害包括基礎(chǔ)翻漿冒泥、軌枕承軌槽壓潰和整體道床開裂等病害。相比于普通地段的長枕埋入式無砟軌道[3]，緩行器處軌枕埋入式無砟軌道鋼筋布置較少，且軌枕埋深較淺，僅為50 mm，故其軌枕松動病害較為常見；同時由于緩行器功能和構(gòu)造的需求，該處軌道和緩行器前端的無砟軌道過渡段未采用扣件扣壓鋼軌，僅通過軌下膠墊防止鋼軌對承軌臺的沖擊，同時使用軌撐限制鋼軌的橫向位移。

圖1 調(diào)車駝峰

軌枕與道床板交界處的新舊混凝土界面為該型無砟軌道受力薄弱區(qū)，由于軌枕埋深較淺，兩者在溫度荷載作用下變形不協(xié)調(diào)，同時受溫度荷載和列車荷載等多種荷載作用，導(dǎo)致新舊混凝土交界面處產(chǎn)生裂縫，如圖2所示。

圖2 軌枕松動

在列車荷載及溫度荷載作用下，裂縫不斷向下擴(kuò)展，影響軌道結(jié)構(gòu)的整體性，進(jìn)而影響行車安全。針對無砟軌道新舊混凝土界面裂紋擴(kuò)展問題，相關(guān)領(lǐng)域的學(xué)者進(jìn)行了大量研究，文獻(xiàn)[4-6]研究表明行車速度和裂縫長度會影響裂縫擴(kuò)展；文獻(xiàn)[7-9]對比發(fā)現(xiàn)相較于溫度梯度和列車荷載，軸向溫度荷載是影響裂紋擴(kuò)展的主要因素；文獻(xiàn)[10]分析了預(yù)制軌枕與道床板的新舊混凝土截面對整體結(jié)構(gòu)的影響；文獻(xiàn)[11-12]分別通過現(xiàn)場試驗(yàn)與有限元分析對軌枕松動的修復(fù)效果進(jìn)行了評估。現(xiàn)有研究基于斷裂力學(xué)對無砟軌道裂縫擴(kuò)展進(jìn)行分析，但未能將裂縫擴(kuò)展與修復(fù)結(jié)合研究。因此將列車和溫度荷載耦合作用下的埋入式軌枕周邊裂縫擴(kuò)展及修復(fù)綜合研究是十分有必要的。

以編組站駝峰緩行器前端的埋入式軌枕周邊裂縫為研究對象，基于斷裂力學(xué)理論，對裂縫的擴(kuò)展特性展開研究，明確裂縫的穩(wěn)定性，給出裂縫的合適修復(fù)材料及參數(shù)取值；同時現(xiàn)場驗(yàn)證材料修復(fù)軌枕松動的有效性和可行性。研究成果可為編組站軌枕埋入式無砟軌道的軌枕松動病害維修提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 無砟軌道斷裂穩(wěn)定性評估

1.1 模型建立與參數(shù)取值

利用有限元軟件建立軌枕邊緣道床板裂縫穩(wěn)定性平面計算模型，對帶初始裂縫的埋入式無砟軌道的受力狀態(tài)進(jìn)行分析，如圖3所示。由于截面左右對稱，取整體模型的1/2建立幾何模型；軌枕和道床板均采用2D 8節(jié)點(diǎn)單元模擬，如圖4所示，道床板底部全約束，左側(cè)對稱約束，其中道床板采用C40混凝土，軌枕采用C50混凝土；裂縫尖端采用奇異單元并進(jìn)行加密，非裂縫區(qū)域粘結(jié)處理。

圖3 軌道結(jié)構(gòu)截面(單位：mm)

圖4 軌枕邊緣道床板裂縫穩(wěn)定性平面計算模型

由于該段軌道鋼軌未使用扣件約束，故不考慮縱向力；同時升溫會導(dǎo)致裂縫兩邊混凝土閉合，進(jìn)而抑制裂縫[13]，且裂縫應(yīng)力強(qiáng)度因子與裂縫荷載峰值有關(guān)[14]。故荷載為列車荷載和降溫荷載；邊界條件取道床板底部全約束，左側(cè)對稱約束。計算參數(shù)見表1。

表1 計算參數(shù)

1.2 裂縫擴(kuò)展評價方法

根據(jù)裂縫面的受力變形方式，裂縫分為Ⅰ型(張開型)、Ⅱ型(剪切型)和Ⅲ型(撕開型)[15]，在實(shí)際工程中，并不存在理想的Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型裂縫，一般是多種裂縫組合形成的復(fù)合裂縫。

僅考慮列車荷載作用時，軌枕與道床板兩者間的裂縫為理想的剪切型(Ⅱ型)裂縫；當(dāng)采用Ⅱ型裂縫斷裂準(zhǔn)則來判斷在列車荷載作用下埋入式軌枕周邊裂縫斷裂限值時，若裂縫尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅡ滿足式(1)，則裂縫發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展。

KⅡ>KⅡc

(1)

式中，KⅡc為Ⅱ型裂縫斷裂韌度。

由文獻(xiàn)[15]可知，張開型(Ⅰ型)裂縫斷裂韌度KⅠc與剪切型(Ⅱ型)裂縫斷裂韌度KⅡc的關(guān)系為

(2)

式中，KⅠc為Ⅰ型裂縫斷裂韌度；m為常數(shù)，m=0.6～1.1。

文獻(xiàn)[16]的研究表明，新舊混凝土界面I型裂縫黏結(jié)斷裂韌度的公式為

KⅠc=0.3(0.01h+0.263)·0.5(fsto+fstn)

(3)

式中，h為灌砂平均深度；fsto為老混凝土劈拉強(qiáng)度；fstn為新混凝土劈拉強(qiáng)度。

文獻(xiàn)[17-18]研究表明，混凝土黏結(jié)劈拉強(qiáng)度可取混凝土抗壓強(qiáng)度的0.05倍，取灌砂平均深度h為1 mm，m為1.1，代入式(2)和式(3)可得II型裂縫斷裂韌度KⅡc=0.168 MPa·m0.5。

實(shí)際上，無砟軌道是在列車荷載和溫度荷載的共同作用下服役。軌枕產(chǎn)生向下位移，導(dǎo)致軌枕與道床板發(fā)生相對錯動，同時兩者在降溫時均會產(chǎn)生收縮現(xiàn)象，導(dǎo)致開裂面沿裂縫法向張開，并沿開裂面擴(kuò)展。因此，溫度荷載和列車荷載的耦合作用下，埋入式軌枕周邊裂縫處的裂縫為張開型(Ⅰ型)與剪切型(Ⅱ型)共同存在的Ⅰ-Ⅱ型復(fù)合型裂縫。

對于Ⅰ-Ⅱ型復(fù)合型裂縫，采用文獻(xiàn)[19]中等效應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式

(4)

當(dāng)采用Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型斷裂準(zhǔn)則來判斷在列車荷載和溫度荷載耦合作用下埋入式軌枕周邊裂縫斷裂限值時，若裂縫尖端的等效應(yīng)力強(qiáng)度因子滿足式(5)，則裂縫發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展。

Keff>Kc

(5)

式中，Kc為Ⅰ-Ⅱ型復(fù)合裂縫斷裂韌度。

聯(lián)立式(2)～式(4),可得Ⅰ-Ⅱ型復(fù)合裂縫斷裂韌度Kc=0.356 MPa·m0.5。

1.3 列車荷載作用下的裂縫擴(kuò)展評價

為明確列車荷載是否為影響軌枕與現(xiàn)澆道床新舊混凝土界面裂縫穩(wěn)定性的主要因素，運(yùn)用相互作用積分法計算應(yīng)力強(qiáng)度因子。該方法通過分離輔助場和真實(shí)場的J積分來得到相互作用積分[20-21]

(6)

(7)

列車荷載按貨車軸重25 t計，裂縫深度取5-40 mm，使用相互作用積分法[20-21]可得不同初始裂縫深度下的Ⅱ型裂縫應(yīng)力強(qiáng)度因子，結(jié)果見圖5。

圖5 列車荷載作用下的KⅡ

由圖5可知，在列車荷載作用下，KⅡ隨著初始裂縫深度的增加逐漸增加，且當(dāng)初始裂縫深度達(dá)到40 mm時，KⅡ趨于穩(wěn)定。當(dāng)初始裂縫深度達(dá)到40 mm時，KⅡ=0.046 MPa·m0.5

1.4 列車荷載和溫度荷載作用下的裂縫擴(kuò)展評價

參考TB10015—2012《鐵路無縫線路設(shè)計規(guī)范》[22]取最大降溫幅度為30 ℃。裂縫深度取10～40 mm，溫度荷載取降溫5～30 ℃，可得列車荷載和溫度荷載作用下裂縫的應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅠ及KⅡ，計算結(jié)果見圖6、圖7。

圖6 列車荷載和溫度荷載作用下的KⅠ

圖7 列車荷載和溫度荷載作用下的KⅡ

圖6、圖7表明，KⅠ基本隨著降溫幅度的增加近似線性增大，且隨著初始裂縫深度的增加，KⅠ增幅逐漸變大；相反KⅡ的波動較大，當(dāng)初始裂縫深度為10 mm和20 mm時，KⅡ先減小后增加，當(dāng)初始裂縫深度為30 mm和40 mm時，KⅡ隨著初始裂縫深度的增加逐漸增加；同時當(dāng)降溫幅度為5 ℃，初始裂縫深度為10 mm時，KⅠ=0.021 MPa·m0.5KⅡ。說明此時斷裂已經(jīng)由初期的剪切型變?yōu)閺堥_型。

而后按照式(4)求出列車荷載和溫度荷載作用下裂縫尖端的等效應(yīng)力強(qiáng)度因子曲線，結(jié)果見圖8。

圖8 列車荷載和溫度荷載作用下的Keff

由圖8可以看出，等效應(yīng)力強(qiáng)度因子的變化規(guī)律基本與KⅠ一致，隨著降溫幅度的增加，等效應(yīng)力強(qiáng)度因子近似線性增加；初始裂縫深度為20，30，40 mm時，其對應(yīng)的臨界溫度為22，15，13 ℃，當(dāng)降溫幅度超過臨界溫度時，裂縫將發(fā)生失穩(wěn)并不斷向下擴(kuò)展，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞。

計算結(jié)果表明：溫度是影響埋入式軌枕周邊裂縫擴(kuò)展的重要因素；同時編組站埋入式軌枕周邊裂縫的初期斷裂為剪切斷裂，隨初始裂縫的加深及降溫幅度的增加，破壞變?yōu)閺堥_型破壞。

1.5 容許裂縫深度

以復(fù)合裂縫斷裂韌度Kc=0.356 MPa·m0.5為判斷標(biāo)準(zhǔn)，取降溫幅度為10～30 ℃，可得到不同降溫幅度下裂縫穩(wěn)定的最大裂縫深度，即容許裂縫深度。結(jié)果見圖9。

圖9 容許裂縫深度

由圖9可以看出，當(dāng)降溫幅度為10 ℃時，容許裂縫深度為47 mm，隨著降溫幅度的不斷增加，容許裂縫深度逐漸減小，軌枕越容易松動；當(dāng)降溫幅度為30 ℃時，容許裂縫深度變?yōu)?3 mm；結(jié)合文獻(xiàn)[22]中的無砟軌道梁年溫差為30 ℃，建議取編組站軌枕埋入式無砟軌道預(yù)制軌枕與現(xiàn)澆道床的新舊混凝土界面的初始裂縫深度限值為13 mm。

研究表明：當(dāng)初始裂縫深度較深及環(huán)境溫差變化較大，易導(dǎo)致預(yù)制軌枕與現(xiàn)澆道床的新舊混凝土界面裂縫失穩(wěn)，裂縫的進(jìn)一步發(fā)展會影響軌道結(jié)構(gòu)的整體性。因此，應(yīng)及時對軌枕松動較嚴(yán)重的區(qū)域進(jìn)行維修。

2 修復(fù)措施

為防止列車荷載和溫度荷載共同作用下修復(fù)部分重新產(chǎn)生裂紋，宜選用與軌枕和道床黏結(jié)性能較好地修復(fù)材料對裂縫進(jìn)行修復(fù)?；炷列迯?fù)材料主要有普通混凝土、改性混凝土和環(huán)氧樹脂類高分子聚合物等，由于環(huán)氧樹脂等高分子聚合物成本較高[23-24]，同時普通混凝土線膨脹系數(shù)均一致，故其修復(fù)效果有限，從經(jīng)濟(jì)性和修復(fù)效果考慮，本文選擇環(huán)氧樹脂混凝土作為修補(bǔ)材料。修復(fù)示意及模型分別如圖10和圖11所示。

圖10 軌道結(jié)構(gòu)修復(fù)示意(單位：mm)

圖11 軌道結(jié)構(gòu)修復(fù)模型

文獻(xiàn)[25-27]的研究結(jié)果表明，采用環(huán)氧樹脂能有效修復(fù)裂縫，恢復(fù)甚至提高整體結(jié)構(gòu)的開裂荷載，從而有效抑制初始裂縫的產(chǎn)生；采用環(huán)氧樹脂混凝土修復(fù)后，軌枕與環(huán)氧樹脂混凝土交界處仍然為新舊混凝土界面，受收縮徐變、溫度荷載、列車荷載和動水壓力作用下可能仍會產(chǎn)生初始裂縫，故后續(xù)分析帶初始裂縫的修復(fù)結(jié)構(gòu)的裂縫擴(kuò)展特性，以確定修復(fù)材料能否有效提高初始裂縫的穩(wěn)定性。

填充層厚度按10～50 mm考慮，裂縫深度取10～40 mm，邊界條件與前文一致。修補(bǔ)材料參數(shù)見表2。

表2 修補(bǔ)材料參數(shù)[28-29]

2.1 修復(fù)后的裂縫擴(kuò)展評價

環(huán)氧樹脂混凝土具有良好的抗裂性和成形性，文獻(xiàn)[29]的研究表明，環(huán)氧樹脂混凝土的劈裂抗拉強(qiáng)度為5.7 MPa，環(huán)氧樹脂混凝土和普通混凝土的斷裂機(jī)理基本一樣，且環(huán)氧樹脂對斷裂韌度沒有影響[30-31]，故可得復(fù)合斷裂韌度Kc=0.648 MPa·m0.5。

為明確修復(fù)后的裂縫應(yīng)力強(qiáng)度因子變化規(guī)律，取溫度荷載為降溫20 ℃，可得列車荷載和溫度荷載作用下裂縫的應(yīng)力強(qiáng)度因子，結(jié)果見圖12～圖14。

圖12 環(huán)氧樹脂混凝土修復(fù)后的KⅠ

圖13 環(huán)氧樹脂混凝土修復(fù)后的KⅡ

圖14 環(huán)氧樹脂混凝土修復(fù)后的Keff

由圖12可知，當(dāng)采用環(huán)氧樹脂混凝土進(jìn)行修復(fù)后，隨著填充層厚度的增加，KⅠ逐漸減小，當(dāng)初始裂縫深度一定時，KⅠ與填充層厚度呈負(fù)相關(guān)。由圖13可知，KⅡ波動較大，隨著填充層厚度的增加，KⅡ先增大后減小，當(dāng)初始裂縫深度為10 mm和20 mm時，KⅡ的減小幅度較大，同時當(dāng)填充層厚度達(dá)到30 mm及初始裂縫深度30 mm以上時，KⅡ無明顯增加。由圖14可知，隨著填充層厚度的增加，Keff逐漸減小，且隨著初始裂縫深度的增加，Keff的增加幅度逐漸減??；同時當(dāng)填充層厚度達(dá)到40 mm時，在降溫幅度為20 ℃的情況下，即使初始裂縫深度達(dá)到40 mm，裂縫仍然處于穩(wěn)定狀態(tài)，不會發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展。

檢算結(jié)果表明，Keff與填充層厚度呈負(fù)相關(guān)，取降溫幅度為20～30 ℃，得出容許裂縫深度的變化情況，結(jié)果見圖15。

圖15 容許裂縫深度

由圖15可以看出，環(huán)氧樹脂混凝土填充層的出現(xiàn)，可有效提高容許裂縫深度，同時容許裂縫深度隨著填充層厚度的增加而增加。以降溫30 ℃為例，無填充層厚度時容許裂縫深度為13 mm，填充層厚度為10，20，30 mm時，容許裂縫深度分別為15，15，17 mm，增加不大；填充層厚度為40，50 mm時的容許裂縫深度分別為20，23 mm。

2.2 修復(fù)后的容許裂縫深度限值

結(jié)合文獻(xiàn)[22]中的無砟軌道梁年溫差為30 ℃，取降溫30 ℃下各容許裂縫深度作為該填充層厚度下的容許裂縫深度限值，結(jié)果見圖16。

圖16 容許裂縫深度限值

由圖16可以看出，當(dāng)填充層厚度為40 mm時，容許裂縫深度限值為20 mm，增加了1.5倍。結(jié)合環(huán)氧樹脂混凝土強(qiáng)度增長比普通混凝土快，且環(huán)氧樹脂混凝土與其有很好的黏附性[32]，并從經(jīng)濟(jì)性方面考慮，建議當(dāng)采用環(huán)氧樹脂混凝土對埋入式軌枕周邊裂縫進(jìn)行修復(fù)時，若修復(fù)材料的強(qiáng)度如文獻(xiàn)[29]所述時，修復(fù)層厚度在40 mm左右為宜，以保證軌道結(jié)構(gòu)整體性。

2.3 施工建議

前述研究表明降溫幅度對裂縫的穩(wěn)定性有較大影響，因此建議在環(huán)境溫度15 ℃左右的春秋季節(jié)進(jìn)行施工，保證施工溫度處于年平均氣溫附近，防止升溫過高導(dǎo)致初始裂縫的產(chǎn)生，同時防止軌道結(jié)構(gòu)在服役期間降溫超限，導(dǎo)致高分子材料活性下降，修復(fù)效果降低。

施工時，鑿除軌枕周圍及底部約40 mm深的道床板混凝土，灌注底部環(huán)氧樹脂混凝土，后放置軌枕并灌注周圍環(huán)氧樹脂混凝土，現(xiàn)場修復(fù)見圖17。經(jīng)后續(xù)長達(dá)1年多的監(jiān)測，修復(fù)處無較明顯的裂縫產(chǎn)生，說明環(huán)氧樹脂混凝土可有效保證軌枕與道床板的整體性。

圖17 修復(fù)效果

3 結(jié)論

針對編組站駝峰緩行器處的軌枕埋入式無砟軌道新舊混凝土界面開裂問題，基于斷裂力學(xué)理論建立了軌枕邊緣道床板裂縫穩(wěn)定性計算模型，計算了不同荷載條件下的埋入式軌枕周邊裂縫處的應(yīng)力強(qiáng)度因子并對裂縫的穩(wěn)定性進(jìn)行了評價，同時給出了修復(fù)措施，主要結(jié)論如下。

(1)對于編組站軌枕埋入式無砟軌道，等效應(yīng)力強(qiáng)度因子隨降溫幅度的增加而增大，與列車荷載相比，溫度荷載是影響裂縫穩(wěn)定性的主要因素；同時編組站埋入式軌枕周邊裂縫的初期斷裂為剪切斷裂，隨初始裂縫深度的加深及降溫幅度的增加，破壞變?yōu)閺堥_型破壞。

(2)在溫度荷載與列車荷載共同作用下，軌枕與道床板交界處裂縫的限值為13 mm；且當(dāng)初始裂縫深度較深及環(huán)境溫差變化較大，易導(dǎo)致預(yù)制軌枕與現(xiàn)澆道床的新舊混凝土界面裂縫失穩(wěn)，裂縫的進(jìn)一步發(fā)展會影響軌道結(jié)構(gòu)的整體性。因此，應(yīng)及時對軌枕松動較嚴(yán)重的區(qū)域進(jìn)行維修。

(3)受收縮徐變等多種因素影響，當(dāng)修復(fù)后的軌枕邊緣道床板出現(xiàn)裂縫時，采用本文所述強(qiáng)度的環(huán)氧樹脂混凝土對埋入式軌枕周邊裂縫進(jìn)行修復(fù)時，應(yīng)在環(huán)境溫度15 ℃左右的春秋季節(jié)進(jìn)行修復(fù)工作，修復(fù)層厚度在40 mm左右為宜。