郄錄朝，王 紅，徐 旸，許永賢，許良善

(中國鐵道科學(xué)研究院 鐵道建筑研究所，北京 100081)

聚氨酯固化道床是在已經(jīng)達到穩(wěn)定的新鋪碎石道床內(nèi)澆注聚氨酯固化材料，固化材料滲入道床底部后發(fā)泡、膨脹，所產(chǎn)生的聚氨酯彈性材料粘接碎石道砟并填充砟間空隙，形成彈性固結(jié)整體道床結(jié)構(gòu)[1]。

固化道床能增加道床剛度并長期保持道床的彈性，解決有砟軌道線路平順性差、養(yǎng)護維修工作量大、易臟污等問題[2-4]。與無砟軌道相比，固化道床軌道結(jié)構(gòu)同樣具有整體性好，軌道殘余變形小，少維修，能長期保持結(jié)構(gòu)穩(wěn)定等優(yōu)點，并且具有均勻的彈性，更易于維修，是一種兼具有砟和無砟軌道優(yōu)點的新型軌道結(jié)構(gòu)。目前，多用于解決既有軌道結(jié)構(gòu)的病害和特殊區(qū)段的線路問題[5]。

我國從2009年開始鋪設(shè)聚氨酯固化道床試驗段，郄錄朝、王紅等[6]通過大量的室內(nèi)外試驗對聚氨酯固化道床累積變形力學(xué)行為、荷載傳遞規(guī)律、凍融循環(huán)特性等基本力學(xué)性能進行了研究。鄭新國、李書明等[7]在材料研發(fā)和制備中取得了突破。柯在田[8]、何國華[9]、蔣函珂[10]等在工藝、施工裝備和固化道床的動力特性有限元法分析等方面取得了研究成果。2013年頒布了《聚氨酯泡沫固化道床暫行技術(shù)條件》[11]。

目前，聚氨酯固化道床在我國高速、重載和普速鐵路上都有應(yīng)用，中國鐵道科學(xué)研究院對固化道床性能、軌道平順性和列車運行狀態(tài)進行了試驗研究和長期觀測，形成了聚氨酯固化道床設(shè)計和施工成套技術(shù)[1]。在聚氨酯固化道床的澆注過程中，會因固化材料發(fā)泡而在碎石道床內(nèi)部產(chǎn)生膨脹力?，F(xiàn)場測試結(jié)果表明，在不采用變形控制措施的條件下，澆注時軌道高程的變化最高可達3 mm，這不僅會從細觀角度引起道砟顆粒之間接觸機理的改變[12]，加劇線路運營后道床的殘余變形與累積沉降；還會從宏觀角度導(dǎo)致線路的工后不平順，影響列車的運行品質(zhì)。

由于聚氨酯材料在澆注過程中的膨脹力學(xué)行為極為復(fù)雜，且尚無既有研究可供借鑒，本文設(shè)計聚氨酯固化道床膨脹力室內(nèi)試驗，以此對聚氨酯固化道床施工過程中的膨脹力學(xué)行為進行研究。并依據(jù)試驗結(jié)果，研究建立相應(yīng)的數(shù)值仿真模型，針對大西高鐵的實際線路情況進行理論分析，提出高速鐵路聚氨酯澆注施工過程中的變形控制方案。

1 聚氨酯固化道床膨脹力室內(nèi)試驗

在聚氨酯固化道床膨脹力室內(nèi)試驗中，為消除邊界效應(yīng)，選取3跨Ⅲ型混凝土軌枕、60 kg·m-1鋼軌及厚度350 mm的有砟道床建立實尺模型，并在結(jié)構(gòu)上部設(shè)置反力橫梁以約束澆注過程中道床的膨脹位移。通過反力橫梁間的壓力傳感器測定澆注過程中聚氨酯固化道床的膨脹力，所設(shè)計的室內(nèi)模型試驗如圖1所示。

圖1 聚氨酯膨脹力室內(nèi)模型試驗

固化道床膨脹力試驗時，沿1至3號軌枕按固化道床的設(shè)計斷面，采用單點順序澆注的方法進行澆注[13]，每根軌枕一端設(shè)6個澆注點，并依據(jù)圖2中1至12點的編號順序進行澆注。

所得到的聚氨酯材料膨脹力時程曲線如圖3所示。計時從澆注開始。

圖2 實尺模型軌枕編號及澆注點位示意圖

圖3 聚氨酯膨脹力室內(nèi)測試結(jié)果

由圖3可見，澆注過程聚氨酯固化道床的膨脹力經(jīng)歷了初期急速發(fā)展階段(階段Ⅰ)、中期的緩慢下降(階段Ⅱ)和后期穩(wěn)定(階段Ⅲ)3個發(fā)展階段。在第Ⅰ階段，膨脹力迅速增長，約35 min內(nèi)膨脹力增至最大值40 kN；在第Ⅱ階段，膨脹力逐漸回落至初始預(yù)壓值，此過程持續(xù)約130 min；在第Ⅲ階段，隨著材料的收縮，膨脹力逐漸消失，達到穩(wěn)定。說明固化材料在澆注過程中的膨脹力會隨時間發(fā)生顯著變化，且峰值可達40 kN。

2 聚氨酯固化道床膨脹數(shù)值模型的建立和驗證

依據(jù)室內(nèi)試驗建立相應(yīng)的數(shù)值模型，研究聚氨酯固化道床澆注過程中的膨脹機理，并實現(xiàn)聚氨酯材料澆注過程膨脹力學(xué)行為的數(shù)值模擬。

2.1 軌道結(jié)構(gòu)數(shù)值模型的建立

采用有限元分析軟件ABAQUS建立聚氨酯固化道床軌道結(jié)構(gòu)數(shù)值模型，并確保數(shù)值模型的幾何參數(shù)與第1節(jié)中室內(nèi)模型試驗完全相同。采用六面體實體單元對軌道結(jié)構(gòu)各個部件進行模擬。其中，鋼軌按照支承節(jié)點劃分單元，按實際截面屬性建模，考慮鋼軌的截面積、慣性矩和扭轉(zhuǎn)彎矩等參數(shù)；扣件采用非線性三向彈簧—阻尼單元模擬，且采用多根彈簧模擬真實軌下墊板的接觸效應(yīng)，扣件的阻力和剛度均根據(jù)實測值選??；扣件節(jié)點等距，間距取600 mm。為測定聚氨酯道床澆注過程中的膨脹力，在鋼軌上方設(shè)置反力橫梁，如圖4所示。

圖4 聚氨酯固化道床仿真模型

參照既有研究[10]，模型中軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)參數(shù)取值見表1。

表1 仿真模型的力學(xué)參數(shù)

2.2 熱—力耦合模型

由于聚氨酯固化膨脹行為的數(shù)值模擬方法尚未見報道，且聚氨酯材料在發(fā)泡過程中的膨脹力學(xué)行為與材料在外溫度場作用下所產(chǎn)生的熱力學(xué)行為十分類似，因此采用熱—力耦合本構(gòu)模型對聚氨酯材料發(fā)泡過程中的固化膨脹行為進行模擬。本構(gòu)模型中將聚氨酯發(fā)泡過程中道床的膨脹行為視為各向同性的彈性膨脹，則聚氨酯固化道床的應(yīng)力—應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系可表示為

dσ=Ddε-CΔT

(1)

其中，

dσ=(dσr, dσθ, dσz, dτzr)T

dε=(dεr, dεθ, dεz, dγzr)T

式中：dσ為熱應(yīng)力增量；D為聚氨酯固化道床的彈性矩陣；dε為熱應(yīng)變增量；C為材料性能(彈性模量、線膨脹系數(shù)等)隨溫度變化向量；ΔT為外荷載溫度場變化函數(shù)；dσr和dεr分別為徑向應(yīng)力和應(yīng)變增量；dσθ和dεθ分別為切向應(yīng)力和應(yīng)變增量；dσz和dεz分別為軸向應(yīng)力及應(yīng)變增量；dτzr和dγzr分別為剪應(yīng)力及剪應(yīng)變增量；E為聚氨酯道床的彈性模量；μ為聚氨酯道床的泊松比；α為聚氨酯的線膨脹系數(shù)，本文取α=1.1×10-3/℃；T為當前時刻的溫度，由外荷載溫度場變化函數(shù)ΔT求得。

只要確定外荷載溫度場變化函數(shù)ΔT，則可建立聚氨酯固化道床的熱應(yīng)力及應(yīng)變關(guān)系。為使所選用的外荷載溫度場變化函數(shù)ΔT能夠準確地模擬聚氨酯固化道床的膨脹力學(xué)行為，采用本文第1節(jié)中的室內(nèi)試驗結(jié)果對外荷載溫度場變化函數(shù)ΔT進行標定。

2.3 外荷載溫度場函數(shù)的標定

基于圖3中的膨脹力實測結(jié)果對外荷載溫度場變化函數(shù)ΔT進行標定，并采用不同的溫升峰值進行數(shù)值試驗，結(jié)果表明當溫升峰值為22 ℃時，仿真計算結(jié)果與實尺模型試驗結(jié)果基本吻合。圖5為溫升峰值為22 ℃時道床膨脹力變化的仿真與實測結(jié)果對比，說明采用溫升峰值為22 ℃的外荷載溫度場函數(shù)所建立的熱—力耦合關(guān)系可以較為準確地模擬聚氨酯固化道床的膨脹力學(xué)行為。

圖5 數(shù)值仿真結(jié)果與室內(nèi)試驗結(jié)果對比

本文即在此基礎(chǔ)上對固化道床的變形機理進行研究，溫升峰值為22 ℃所對應(yīng)的外荷載溫度場變化函數(shù)ΔT如圖6所示。

圖6 外荷載溫度場變化函數(shù)曲線

2.4 固化道床膨脹變形仿真分析

對工程中無垂向限位條件下聚氨酯固化道床的自由發(fā)泡行為進行模擬。依照圖2中所標的澆注順序?qū)D6所示的外荷載溫度場變化函數(shù)ΔT分別施加至第2.1節(jié)所建立的軌道結(jié)構(gòu)數(shù)值模型中的對應(yīng)區(qū)域，且在仿真計算中考慮澆注點位的時間相位差，則順序澆注過程中不同軌枕下固化道床的膨脹變形分布云圖如圖7所示。

圖7 不同時段聚氨酯固化道床膨脹變形云圖

對應(yīng)圖2中各個軌枕端部的膨脹變形時程曲線如圖8所示。

由圖8可以看出，由于澆注過程中澆注時間存在間隔，會產(chǎn)生起發(fā)時間相位差所導(dǎo)致的線路不平順。

為進一步分析澆注過程中的軌道結(jié)構(gòu)變形，圖9給出了澆注過程中鋼軌端部高差時程曲線。

由圖9可以看出，由于澆注點位存在時間差，固化材料發(fā)泡膨脹后將引起鋼軌兩端的高差。在室內(nèi)澆注條件下，鋼軌最大高差可達4 mm，直至聚氨酯固化材料全部發(fā)泡穩(wěn)定后，高差仍未完全消除。

圖8 澆注過程中軌枕端部膨脹變形時程曲線

圖9 澆注過程中鋼軌端部高差時程曲線

綜上所述，在聚氨酯固化材料澆注過程中，單點澆注的作業(yè)方式會產(chǎn)生澆注時間差，從而引起不同軌枕間及相同軌枕端部高差。且在實際施工中，道床壓實質(zhì)量、施工溫度差異，固化材料發(fā)泡不均勻等因素均會進一步加劇軌道的縱橫向高程差，從而引起軌道高低、水平及不平順超限。因此，高速鐵路固化道床施工必須增加保壓裝備，以消除施工中產(chǎn)生的不均勻變形。由此，本文結(jié)合大西高鐵的實際線路情況，對高速鐵路聚氨酯固化道床澆注施工中的變形控制措施進行分析。

3 大西高鐵聚氨酯固化道床施工變形控制措施分析及應(yīng)用

3.1 大西高鐵固化道床軌道施工變形控制措施仿真分析

在工程實際中，高速鐵路聚氨酯固化道床通常鋪設(shè)于橋梁或路基等復(fù)雜下部基礎(chǔ)之上。以大西高鐵為例，有砟軌道下部為剛度相對較低的柔性路基基礎(chǔ)，與本文第2節(jié)模型試驗中的下部基礎(chǔ)條件存在一定的差異。因此，需考慮大西高速鐵路實際線路條件，對聚氨酯固化道床施工中的變形控制措施進行研究。本節(jié)在第2節(jié)數(shù)值模型的基礎(chǔ)上，采用實體單元對下部路基基礎(chǔ)進行模擬，建立的大西高鐵路基基礎(chǔ)聚氨酯固化道床膨脹力時變仿真模型如圖10所示。

圖10 大西高鐵聚氨酯固化道床時變仿真模型

參照既有研究[10]，下部基礎(chǔ)的力學(xué)參數(shù)取值見表2。

表2 路基下部基礎(chǔ)力學(xué)模型參數(shù)

既有研究[13]表明，外加保壓荷載是最具經(jīng)濟技術(shù)比的軌道變形控制措施，但如何選取合理保壓荷載對軌道的變形進行控制，尚屬于施工中的技術(shù)難題。在大西鐵路的工程實際中，單點式澆注設(shè)備的澆注覆蓋范圍為沿線路縱向3根軌枕區(qū)域。因此，針對沿軌道縱向間隔1.2 m，作用于扣件上方鋼軌中心點的荷載形式進行分析，如圖11所示。

圖11 保壓荷載作用形式示意圖

不同保壓荷載幅值時聚氨酯固化道床澆注過程中鋼軌垂向位移如圖12所示。

由圖12可以看出，保壓荷載在0～30 kN范圍內(nèi)增長時，可有效提高澆注過程中線路的平順性，且將軌道的高低不平順值控制在2 mm以下。當保壓荷載大于30 kN時，對線路的澆注平順性影響逐漸不明顯。因此，在大西高鐵聚氨酯固化道床的澆注作業(yè)中，建議采用幅值為30 kN的保壓荷載。

圖12 不同保壓荷載幅值時鋼軌垂向位移

3.2 大西高鐵固化道床施工變形控制措施應(yīng)用

根據(jù)以上研究結(jié)果，研發(fā)相應(yīng)的保壓小車以控制3根軌枕區(qū)域內(nèi)澆注施工過程中產(chǎn)生的膨脹力，且隨著澆注的連續(xù)作業(yè)，平板車前移繼續(xù)進行保壓，能夠保證聚氨酯固化材料全部發(fā)泡穩(wěn)定后，軌道結(jié)構(gòu)不再產(chǎn)生不平順，如圖13所示。

圖13 大西線聚氨酯固化施工現(xiàn)場

采用增加保壓裝備的控制措施后，固化道床的澆注前后10 m長弦鋼軌高低偏差如圖14所示?？梢钥闯?，10 m弦高低可控制在2 mm以內(nèi)，固化道床斷面成型良好，滿足高速鐵路軌道不平順標準和固化道床驗收要求。

圖14 澆注前后10 m長弦鋼軌高低變化

4 結(jié) 論

(1)聚氨酯固化道床施工中，固化材料的發(fā)泡膨脹過程產(chǎn)生膨脹力，膨脹力在一定時間達到峰值，在反應(yīng)結(jié)束后會減小直至消失。膨脹力會引發(fā)線路不平順，必須對單點澆注工藝進行優(yōu)化，采取保壓措施。

(2)本文提出的有限元熱—力耦合模型能較為準確地模擬聚氨酯固化道床澆注施工過程中的材料膨脹力學(xué)行為，建議在今后聚氨酯固化道床的理論分析中采用。

(3)理論分析及現(xiàn)場實踐結(jié)果表明，采用荷載作用點間隔1.2 m，單點順序澆注，荷載總量為30 kN的4點荷載保壓措施，能夠有效控制施工中由材料發(fā)泡膨脹所引起的軌面不平順。

(4)大西高鐵聚氨酯固化道床施工中軌道變形控制效果良好，達到了高速鐵路軌道不平順標準和固化道床驗收要求。

(5)聚氨酯材料發(fā)泡過程中的膨脹力與固化材料的工作性能相關(guān)，由于高速鐵路施工過程中軌道不平順的控制要求較高，建議研發(fā)膨脹力小的高速鐵路用聚氨酯固化材料。