楊啟武 邢明照 高 翔 廖靖云

(1. 中國(guó)港灣工程有限責(zé)任公司,北京 100027; 2. 中鐵第五勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,北京 102600)

1 概述

“一帶一路”域內(nèi),各個(gè)國(guó)家鐵路軌距有所不同,除1 435 mm 的標(biāo)準(zhǔn)軌距外,還存在1 000 mm、1 067 mm 的窄軌距和1 520 mm、1 676 mm 的寬軌距[1-2],使用套軌技術(shù)是解決國(guó)際鐵路網(wǎng)互聯(lián)互通的最有效辦法[3]。 目前,“1 435 mm/1 520 mm”和“1 435 mm/1 000 mm”是兩種用量較大的嵌套方式[4];前者往往需要并列鋪設(shè)4 根鋼軌,不同軌距線路不存在共用鋼軌的情況,稱(chēng)為四線套軌(見(jiàn)圖1);后者可并列鋪設(shè)3 根鋼軌,即1 根鋼軌為共用軌,另外2 根鋼軌為非共用軌,稱(chēng)為三線套軌(見(jiàn)圖2)。

圖1 四線套軌鐵路軌道斷面

圖2 三線套軌鐵路軌道斷面

由于同一根套軌鐵路軌枕上存在兩種軌距,無(wú)論是三線套軌還是四線套軌,只要是采用有擋肩型式,其承軌槽均不對(duì)稱(chēng)(相對(duì)于枕中)。 正是由于這種不對(duì)稱(chēng),在預(yù)制套軌鐵路軌枕時(shí),其布置可能存在多個(gè)方案。 而對(duì)于混凝土軌枕,不同布置方案下,軌枕鋼筋放張時(shí)擋肩所受拉壓應(yīng)力差異較大[5]。 研究發(fā)現(xiàn),現(xiàn)有軌枕因擋肩擠裂而失效的情況占40%[6],同時(shí)存在擋肩裂紋等質(zhì)量通病[7],這是放張過(guò)程中鋼筋預(yù)應(yīng)力引起混凝土軌枕變形所致。 另外,預(yù)應(yīng)力會(huì)使混凝土軌枕與鋼模之間在沿著預(yù)應(yīng)力鋼筋的方向出現(xiàn)位移,引起軌槽板和鋼模之間作用力增大[8],這也使得軌枕的脫模難度增大[9],而此時(shí)擋肩所受壓應(yīng)力值與軌槽板的高度和角度有關(guān)[10-12]。

可以看出,軌枕布置和軌槽板的高度和角度顯著影響預(yù)制軌枕質(zhì)量。 鑒于此,擬通過(guò)對(duì)有擋肩四線套軌鐵路軌枕和三線套軌鐵路軌枕在放張階段的有限元模擬,得出套軌鐵路軌枕預(yù)制中軌枕布置及軌槽板的高度和角度建議值。

2 套軌軌枕放張模型

軌枕預(yù)應(yīng)力可通過(guò)對(duì)鋼筋進(jìn)行張拉和放張實(shí)現(xiàn)[13]。 在預(yù)應(yīng)力軌枕生產(chǎn)過(guò)程中,首先需要對(duì)鋼筋進(jìn)行張拉,張拉力不能超過(guò)所選鋼筋的承載能力,張拉完成后,將預(yù)應(yīng)力鋼筋錨固在軌枕鋼模上,再澆筑混凝土,待混凝土強(qiáng)度達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度的75%時(shí)放張鋼筋,此時(shí)鋼筋中的預(yù)應(yīng)力會(huì)傳至軌枕上。 在鋼筋放張階段,軌枕?yè)跫鐣?huì)受到軌槽板對(duì)其產(chǎn)生的拉應(yīng)力和剪切力[14]。 當(dāng)拉應(yīng)力超過(guò)強(qiáng)度限值時(shí),會(huì)造成掉肩和擋肩裂紋,從而導(dǎo)致軌枕報(bào)廢[15]。 因此,控制軌枕?yè)跫绫砻嫠艿睦瓑簯?yīng)力,是決定軌枕預(yù)制成品合格率的關(guān)鍵因素。

2.1 模型創(chuàng)建

利用ABAQUS 對(duì)軌枕放張階段進(jìn)行有限元模擬,軌枕鋼模沿長(zhǎng)度方向?yàn)閆軸,寬度方向?yàn)閄軸,高度方向?yàn)閅軸(相關(guān)尺寸見(jiàn)圖3～圖8,均采用C60 混凝土,放張階段取C45 材料參數(shù))。 建模時(shí),鋼筋采用桁架形式,其余部件都均采用實(shí)體單元,混凝土和鋼筋的材料屬性見(jiàn)表1,有限元模型見(jiàn)圖9。

表1 混凝土和鋼材的材料屬性

圖3 四線套軌軌枕軌下和枕中截面尺寸(單位:mm)

圖4 四線套軌軌枕正視(單位:mm)

圖5 四線套軌軌枕俯視(單位:mm)

圖6 三線套軌軌枕軌下和枕中截面尺寸(單位:mm)

圖7 三線套軌軌枕正視(單位:mm)

圖8 三線套軌軌枕俯視(單位:mm)

圖9 軌枕放張階段有限元模型

2.2 邊界條件

在鋼模型中,焊接部位采用“tie”連接,將兩部件連接到一起;軌枕與沖壓板(軌枕鋼模型采用沖壓板制造)之間設(shè)置摩擦系數(shù);支撐軌枕鋼模型的鋼板底端設(shè)置為固定約束;支撐軌枕鋼模型的鋼板與軌枕模具之間也設(shè)置摩擦系數(shù);張拉桿與張拉盒之間采用“tie”連接,以模擬螺栓的約束作用;張拉方頭與支撐板之間設(shè)置一個(gè)摩擦系數(shù);模具上的加勁肋通過(guò)“tie”連接與模具進(jìn)行連接;軌枕與鋼筋之間在3 個(gè)方向分別建立彈簧進(jìn)行連接,以模擬鋼筋與混凝土之間的滑移,垂直于鋼筋縱向的2 個(gè)彈簧設(shè)置較大的剛度,沿鋼筋縱向的彈簧按照GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中混凝土與鋼筋的滑移本構(gòu)建立非線性彈簧[16],所設(shè)系數(shù)見(jiàn)表2。

表2 邊界條件系數(shù)設(shè)置

2.3 張力施加

設(shè)置重力加速度為9.8 m/s2,沿Y軸為負(fù)方向。軌枕鋼筋設(shè)計(jì)張拉力為348 kN,預(yù)應(yīng)力損失為16%,通過(guò)采用等效降溫法來(lái)模擬[17],即通過(guò)降低鋼筋預(yù)定義場(chǎng)溫度以達(dá)到預(yù)應(yīng)力鋼筋收縮的目的,通過(guò)計(jì)算,得出將溫度降低367.5 ℃可以達(dá)到鋼筋放張的效果。

2.4 網(wǎng)格劃分與模型計(jì)算

由于所建立的有限元模型部件及設(shè)置的接觸較多,故在有限元模型的整體計(jì)算階段網(wǎng)格劃分較大,軌枕網(wǎng)格間距取100 mm,在整體計(jì)算完成之后建立軌枕子模型來(lái)增加仿真準(zhǔn)確性,此時(shí)軌枕的網(wǎng)格間距取10 mm。

3 方案設(shè)置及結(jié)果對(duì)比分析

3.1 四線套軌軌枕布置方案和軌槽板角度

將擋肩頂部距軌枕端部距離較大一端布置在固定端設(shè)為方案1,擋肩頂部距軌枕端部距離較大一端布置在張拉端設(shè)為方案2,軌枕?yè)跫绲母叨葹?5 mm,將軌槽板角度設(shè)為110°、115°、120°、125°、130°、135°,并對(duì)其進(jìn)行放張階段的有限元模擬,得到方案1 和方案2 張拉端一側(cè)軌枕的Mises 應(yīng)力云圖,見(jiàn)圖10～圖11。

圖10 方案1-Mises 應(yīng)力(單位:MPa)

圖11 方案2-Mises 應(yīng)力(單位:MPa)

隨著軌槽板角度的變化,方案1 和方案2 中軌枕?yè)跫缢艿降淖畲髩簯?yīng)力變化、軌枕?yè)跫缢茏畲罄瓚?yīng)力變化和軌枕?yè)跫缢芷骄鶋簯?yīng)力變化見(jiàn)圖12～圖14。

圖12 軌槽板角度變化擋肩最大壓應(yīng)力

圖13 軌槽板角度變化擋肩最大拉應(yīng)力

圖14 軌槽板角度變化擋肩平均壓應(yīng)力

由圖12～圖14 可知,方案1 中,軌枕?yè)跫缢茏畲罄瓑簯?yīng)力和平均壓應(yīng)力隨軌槽板角度的增加基本呈現(xiàn)下降的趨勢(shì),但是在槽板角度為120°時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn);軌槽板角度由115°增加至120°時(shí),軌枕?yè)跫缢茏畲罄瓑簯?yīng)力和平均壓應(yīng)力急劇增加;當(dāng)軌槽板角度由120°增加至125°時(shí),軌枕?yè)跫缢芾瓑簯?yīng)力又急劇減小;方案2 中,軌枕?yè)跫缢芾瓑簯?yīng)力在120°時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn);軌槽板角度由110°增加至120°時(shí),軌枕?yè)跫缢軕?yīng)力減小;軌槽板角度由120°增加至135°時(shí),由于軌槽板角度的增大,軌枕在軌槽板上的爬行距離增加,從而導(dǎo)致軌枕?yè)跫缗c軌槽板之間的接觸面積減小,力矩增大,軌枕?yè)跫缢芾瓑簯?yīng)力增加,見(jiàn)圖15。 通過(guò)對(duì)比,方案1 中軌枕?yè)跫缢茏畲髩簯?yīng)力、軌枕?yè)跫缢茏畲罄瓚?yīng)力和軌枕?yè)跫缢芷骄鶋簯?yīng)力大于方案2。

圖15 軌枕沿軌槽板爬行有限元示意

綜上,預(yù)制四線有擋肩套軌軌枕時(shí),應(yīng)將擋肩頂部距軌枕端部距離較大一端布置在張拉端,軌槽板的角度宜選120°。

3.2 四線套軌軌槽板高度

方案2 中,對(duì)軌槽板高度為20,25,30,35,40 mm進(jìn)行放張階段的有限元模擬,得到軌枕?yè)跫缢艿降淖畲髩簯?yīng)力變化曲線,軌枕?yè)跫缡艿阶畲罄瓚?yīng)力變化圖和軌枕?yè)跫缢芷骄鶋簯?yīng)力變化見(jiàn)圖16～圖18。

圖16 改變軌槽板高度擋肩最大壓應(yīng)力

圖17 改變軌槽板高度擋肩最大拉應(yīng)力

圖18 改變軌槽板高度擋肩平均壓應(yīng)力

由圖16～圖18 可知,軌槽板所受最大壓應(yīng)力、最大拉應(yīng)力和平均壓應(yīng)力都在25 mm 時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn),軌槽板高度由20 mm 增加至25 mm 時(shí),擋肩所受拉壓應(yīng)力得到改善;但當(dāng)軌槽板高度繼續(xù)增加時(shí),由于鋼筋在軌下截面位置發(fā)生改變,導(dǎo)致出現(xiàn)放張應(yīng)力集中現(xiàn)象,軌枕?yè)跫缢軕?yīng)力又會(huì)增加,影響軌枕生產(chǎn)質(zhì)量。

不難看出,預(yù)制四線有擋肩套軌軌枕時(shí),軌槽板高度宜選25 mm 左右。

3.3 三線套軌軌枕布置

將三線套軌中的共用軌布置在固定端一側(cè)設(shè)為方案1,共用軌布置在張拉端一側(cè)設(shè)為方案2,軌枕編號(hào)見(jiàn)圖19,分別對(duì)方案1 和方案2 進(jìn)行放張階段的有限元模擬,擋肩所受應(yīng)力為承軌槽張拉端一側(cè)擋肩所受應(yīng)力,得到Mises 應(yīng)力云圖(見(jiàn)圖20～圖21)。 方案1 和方案2 各軌枕?yè)跫缢艿降淖畲髩簯?yīng)力變化、各軌枕?yè)跫缢茏畲罄瓚?yīng)力變化和各軌枕?yè)跫缢芷骄鶋簯?yīng)力變化見(jiàn)圖22～圖24。

圖19 軌枕編號(hào)示意

圖20 方案1-Mises 應(yīng)力云圖(單位:MPa)

圖21 方案2-Mises 應(yīng)力云圖(單位:MPa)

由圖22 可知,方案1 中軌枕?yè)跫缢艿降淖畲髩簯?yīng)力較方案2 小,并且兩個(gè)方案中最大壓應(yīng)力都小于C45 混凝土的最大抗壓強(qiáng)度;由圖23 可知,方案2 中軌枕?yè)跫缢茏畲罄瓚?yīng)力大于方案1 中軌枕?yè)跫缢茏畲罄瓚?yīng)力;由圖24 可知,方案2 中軌枕?yè)跫缢芷骄鶋簯?yīng)力小于方案1 中軌枕?yè)跫缢芷骄鶋簯?yīng)力。

圖22 各軌枕?yè)跫缢茏畲髩簯?yīng)力變化

圖23 各軌枕?yè)跫缢茏畲罄瓚?yīng)力變化

圖24 各軌枕?yè)跫缢芷骄鶋簯?yīng)力變化

由此可知,在預(yù)制三線套軌鐵路軌枕時(shí),軌枕布置需按照實(shí)際情況進(jìn)行選擇:若想要軌枕脫模較為容易,則應(yīng)將共用軌布置在張拉端一側(cè);若想要軌枕?yè)跫缢艿降淖畲罄瓚?yīng)力較小,則應(yīng)將共用軌布置在固定端一側(cè)。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)有擋肩四線套軌鐵路軌枕和三線套軌鐵路軌枕在放張階段的有限元模擬,結(jié)合現(xiàn)有軌枕預(yù)制質(zhì)量通病,得到以下結(jié)論。

(1)在預(yù)制四線套軌軌枕時(shí),應(yīng)將擋肩頂部距軌枕端部距離較大的一端布置在張拉端。

(2)預(yù)制有擋肩三線套軌鐵路軌枕時(shí),應(yīng)充分考慮軌枕?yè)跫缢艿睦瓑簯?yīng)力值。

(3)從套軌的生產(chǎn)角度,在生產(chǎn)中宜將擋肩角度設(shè)置為120°,承軌槽深度宜取25 mm,還需同時(shí)考慮與之相配套的扣件系統(tǒng)、現(xiàn)場(chǎng)的軌道幾何保持能力等。

(4)雖然在放張階段套軌軌枕?yè)跫缢茏畲髩簯?yīng)力符合C45 混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,但是不符合抗拉強(qiáng)度的要求,故建議在擋肩處設(shè)置與所受拉應(yīng)力平面平行的鋼筋,以增加擋肩處混凝土的抗拉強(qiáng)度。