張世杰

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司,武漢 430063； 2.鐵路軌道安全服役湖北省重點實驗室,武漢 430063)

引言

單元板式無砟軌道結構以其高平順性、高穩(wěn)定性和少維修等優(yōu)點在我國得到了廣泛應用，其結構形式一般分平板型和框架型兩種，其中框架板式無砟軌道是在原日本板式軌道基礎上發(fā)展起來的一種新型板式軌道[1-3]。目前我國的框架板式無砟軌道主要被應用在哈大、滬寧城際、廣珠、廣深港、海南東環(huán)等高速鐵路上[4]?？蚣苄桶迨杰壍老噍^于一般的平板式無砟軌道，具有以下優(yōu)點：可以減小由溫度變化引起板的翹曲，減少板的體積和質量，降低生產(chǎn)成本和運費，獲得更好的經(jīng)濟性，節(jié)省鋼筋和混凝土材料，降低橋梁的二期恒載等[5-8]。實踐表明，框架板式無砟軌道整體運營良好，但隨著線路運營時間的增長，框架板式無砟軌道也出現(xiàn)了一些病害。根據(jù)某線上框架板式無砟軌道的現(xiàn)場排查資料表明，在溫度跨度較大的連續(xù)梁梁端出現(xiàn)了小阻力扣件銹蝕、凸形擋臺樹脂離縫、梁端半圓形凸臺與底座連接處拉裂等病害。在以上病害中，梁端半圓形凸臺拉裂的病害又相對較為嚴重?？蚣苄蛙壍腊逯饕揽客剐螕跖_進行限位，梁端凸形擋臺為半圓形，梁體中部均為圓形，其設置在底座兩端的中部，用以限制軌道板的縱橫向移動和保證軌道結構穩(wěn)定性。梁端凸形擋臺病害的出現(xiàn)，嚴重影響了軌道結構的穩(wěn)定與行車安全。

目前，已有部分學者針對凸形擋臺的受力變形進行了相關研究。如任勃、楊榮山[9]等采用梁單元對CRTSI型板式無砟軌道梁端凸形擋臺的縱向力進行了相關研究；蘇乾坤[4]研究了CRTSI型板式無砟軌道凸形擋臺樹脂離縫成因；趙磊[10]采用拓展有限元理論對CRTSⅠ型板式無砟軌道梁端限位凸臺傷損機理進行了相關研究。陳楊、李成輝[11]探討了無縫線路中CRTSⅠ型板式無砟軌道凸形擋臺特性；趙偉，王平[12]等研究了樹脂彈模對板式軌道凸形擋臺受力行為的影響；王彪，謝鎧澤等[5]研究分析了連續(xù)梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道凸形擋臺縱向力；任娟娟[13]針對遂渝線的板式軌道混凝土凸形擋臺進行了相關受力分析。由上述研究可知，當前針對CRTSI型板式無砟軌道凸形擋臺受力變形的研究較多，但針對凸形擋臺受力影響規(guī)律的研究尚不夠系統(tǒng)和具體，關于框架板式無砟軌道梁端凸臺受力影響規(guī)律也缺乏相關研究。

鑒于此，基于有限元方法，結合現(xiàn)場對某線上框架板式無砟軌道的監(jiān)測結果，建立框架板式無砟軌道三維精細化靜力分析模型，研究框架板式無砟軌道梁端凸形擋臺受力影響規(guī)律。研究成果可為我國框架板式無砟軌道的優(yōu)化設計和養(yǎng)護維修提供一定理論參考。

1 框架板式無砟軌道有限元分析模型

框架板式無砟軌道，主要由鋼軌、扣件系統(tǒng)、框架型軌道板、CA砂漿層、凸形擋臺、環(huán)形樹脂和混凝士底座板組成[1-3]。

1.1 計算參數(shù)

在建立有限元模型時，軌道結構各部件幾何尺寸均按工程實際考慮。軌道板長取4 962 mm，板寬2 400 mm，板厚190 mm，相鄰板之間板縫寬70 mm；框架板中間挖空部分長2 800 mm，寬700 mm，四角的倒角半徑為200 mm；CA砂漿層與軌道板同長同寬，厚50 mm；底座板寬2 800 mm，厚200 mm，橋上混凝土底座板對應每個軌道板的距離需要設置1條伸縮縫，伸縮縫對應凸形擋臺中心并繞過凸形擋臺，伸縮縫的寬度為20 mm，伸縮縫的設置情況如圖1所示[15-18]。

圖1 伸縮縫示意(單位：mm)

凸形擋臺半徑260 mm，高240 mm，與底座板連在一起，圓心位于板縫中心，梁端為半圓形凸形擋臺，環(huán)形樹脂外徑300 mm，內徑260 mm。

扣件間距629 mm，扣件選用WJ-7B型扣件。扣件垂向剛度取50 kN/mm，橫向剛度取35 kN/mm，縱向剛度所采用的本構關系如圖2所示?？蚣馨迨綗o砟軌道結構各組成部分材料參數(shù)如表1所示。

圖2 扣件縱向剛度非線性本構關系曲線

表1 軌道結構材料參數(shù)

1.2 計算模型

為了更好地貼近工程實際情況和反映各部件的受力情況，鋼軌、軌道板、CA砂漿層和底座板均采用實體單元建模。扣件考慮縱向、橫向和垂向剛度，采用非線性彈簧單元模擬，約束扣件端部的轉動以模擬扣件墊板的作用。軌道板與CA砂漿層切向采用摩擦接觸模擬，摩擦系數(shù)取0.35，垂向采用硬接觸模擬。CA砂漿層與混凝土底座板之間以及環(huán)形樹脂與凸形擋臺之間不考慮兩接觸面的相對位移，采用Tie(綁定)連接。環(huán)形樹脂與軌道板之間的接觸，采用考慮摩擦系數(shù)為0.3的硬性接觸模擬，即兩個面在壓緊狀態(tài)下會傳遞法向力，并在切向會產(chǎn)生相對滑移[19-21]。為了得到更加精確的計算結果，并保證模型的收斂性，將各個部件的網(wǎng)格細化并盡可能對齊，由于重點分析上部軌道結構的受力，橋梁簡化成具有一定厚度的橋面。綜合以上，框架板式無砟軌道三維有限元精細化靜力分析模型如圖3所示。

圖3 整體有限元模型

1.3 有限元模型驗證

為驗證本文所建立的框架板式無砟軌道三維精細化靜力分析模型以及模型所取參數(shù)的可靠性，施加與文獻[14]相同的荷載工況驗證模型。在正溫度梯度0.5 ℃/cm的荷載作用下，文獻[14]軌道板最大縱向拉應力為3.06 MPa，板中位移為0.021 mm，相同工況下本文模型計算所得軌道板最大縱向拉應力為2.94 MPa，板中位移為0.022 mm，應力和位移分別相差3.9%和4.8%，兩者計算結果相差很小。由此可見，本文所建模型及模型所取參數(shù)正確可靠，可用于后續(xù)研究。

2 梁端凸形擋臺受力影響規(guī)律研究

某大跨度橋上主要鋪設CRTS I型框架板式軌道，基于對某大跨度橋上框架板式無砟軌道的監(jiān)測結果，研究梁端相對位移、扣件縱向阻力、軌道板與凸形擋臺相對位移以及環(huán)形樹脂彈性模量對凸形擋臺受力性能的影響規(guī)律。

2.1 梁端縱向位移對凸形擋臺受力性能的影響

結合現(xiàn)場對梁端相對位移的監(jiān)測結果，基于所建立的有限元分析模型，分析梁端相對位移對凸形擋臺受力性能的影響。

2.1.1 梁端相對位移的監(jiān)測

對某大跨度橋梁左右梁縫位置的相對位移進行監(jiān)測?，F(xiàn)場監(jiān)測工點如圖4所示。測試方法是通過工裝將位移傳感器兩端固定在所要測量的存在相對位移的結構物上，然后將傳感器接入控制室的解調儀上，以此測得梁端的相對位移。

圖4 梁縫相對位移測點

大跨度橋梁梁縫位置縱向相對位移的變化曲線如圖5所示。由圖5可知，左、右側梁縫的相對位移變化量趨勢相同。從夏季到冬季，隨著氣溫的降低，梁縫值從負值變化為正值，梁縫值逐漸增大。左、右側梁縫全年的相對位移最大變化量分別為60.95，50.26 mm。

圖5 梁端相對位移變化曲線

2.1.2 梁端不同相對位移對凸形擋臺受力的影響

結合現(xiàn)場對梁端相對位移的監(jiān)測結果，考慮梁端相對位移分別取5，10，20，40，60，80，100 mm，計算分析梁端發(fā)生不同相對位移時凸形擋臺的受力情況，扣件縱向阻力取4 kN/組，環(huán)形樹脂彈性模量為25 MPa。

不同工況下凸形擋臺的受力變形規(guī)律類似，以梁端相對位移40 mm為例，根據(jù)凸形擋臺的受力特點，重點分析凸形擋臺所受縱向力、橫向力、垂向力以及縱向剪應力。梁端凸形擋臺的受力云圖如圖6所示。

圖6 凸形擋臺受力云圖

由圖6可知，在梁端相對位移40 mm的情況下，凸形擋臺的最大縱向拉應力為1.08 MPa，垂向拉應力為1.96 MPa，橫向拉應力為0.59 MPa，縱向剪應力為0.768 MPa，所受垂向拉應力較大。在凸形擋臺與底座板相連位置存在著較為明顯的應力集中現(xiàn)象。由于環(huán)形樹脂層的緩沖作用，不同工況下的凸形擋臺所受壓應力相對較小，遠小于混凝土標準抗壓強度。進一步繪制不同工況下凸形擋臺最大垂向拉應力隨梁端相對位移的變化曲線，如圖7所示。

圖7 垂向拉應力隨梁端相對位移變化曲線

由圖7可知，梁端凸形擋臺所受最大垂向拉應力隨梁端相對位移的增加整體呈非線性增加的趨勢，變化速度越來越小。當梁端相對位移超過80 mm時，凸形擋臺的受力基本不發(fā)生變化。

分析產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因在于，梁端縱向變形帶動底座板和凸形擋臺發(fā)生縱向變形，軌道板受到鋼軌通過扣件的約束作用和CA砂漿與軌道板之間的摩擦作用，當梁端相對位移較小時，凸形擋臺的受力隨梁端位移的增加而增大；當梁端相對位移很大時，由扣件縱向剛度的本構關系可知，扣件剛度逐漸處于平穩(wěn)階段，通過軌道板傳遞至凸形擋臺的受力有限，由此導致凸形擋臺的受力逐漸穩(wěn)定。

2.2 扣件縱向阻力對凸形擋臺受力性能的影響

當橋梁溫度跨度較大時，為滿足無縫線路的檢算要求，通常需要采用小阻尼扣件。本文所在工點的大跨度橋上即采用小阻力扣件。但現(xiàn)場調研發(fā)現(xiàn)，隨著運營期的增長，部分小阻力扣件出現(xiàn)了扣件銹蝕的病害，由此導致扣件縱向阻力變大。WJ-7B型小阻力扣件的設計阻力值為4 kN/組，考慮扣件生銹將加大扣件縱向阻力，本節(jié)考慮扣件縱向阻力分別取4 kN/組、6 kN/組、8 kN/組、10 kN/組、15 kN/組、20 kN/組。

計算分析不同工況時，考慮梁端相對位移為80 mm，環(huán)形樹脂彈性模量為25 MPa。不同扣件縱向阻力的梁端凸形擋臺所受最大垂向拉應力變化曲線如圖8所示。

圖8 垂向拉應力隨扣件縱向阻力變化曲線

由圖8可知，隨著扣件縱向阻力的增加，凸形擋臺所受最大垂向拉應力不斷增大，整體呈線性增加的趨勢，變化較為明顯。由圖8可知，當扣件縱向阻力超過7.5 kN/組時，凸形擋臺所受最大垂向拉應力將達到其混凝土等級的極限抗拉強度2.7 MPa，因此建議扣件的縱向阻力不宜超過7.5 kN/組。同時，建議現(xiàn)場應重點關注小阻力扣件的服役狀態(tài)，一旦發(fā)現(xiàn)扣件銹蝕病害，應進行及時處理，確保小阻力扣件處于正常工作狀態(tài)，防止由于扣件縱向阻力的增大導致凸形擋臺受力的增加，造成凸形擋臺與底座板相連位置拉裂，降低軌道結構穩(wěn)定性和耐久性。

2.3 軌道板與凸形擋臺相對位移對凸形擋臺受力性能的影響

結合現(xiàn)場對軌道板與凸形擋臺相對位移的監(jiān)測結果，基于所建立的有限元分析模型，分析軌道板與凸形擋臺相對位移對梁端凸形擋臺受力性能的影響。

2.3.1 軌道板與凸形擋臺相對位移監(jiān)測

凸形擋臺與軌道板的相對位移監(jiān)測如圖9所示，共布置4個測點，測點2和測點3位于梁縫處，測點1和測點4與梁縫距離一塊軌道板的長度。軌道板上的測點位于板端第一扣件和第二扣件之間的位置。

圖9 凸形擋臺-軌道板相對位移測點

軌道板與凸形擋臺相對位移的部分測點3和測點4的監(jiān)測結果如圖10所示。由圖10可知，梁端位置測點3和測點4的相對位移變化趨勢基本相同，均從正相對位移變成負相對位移，最后再回到正的相對位移，即凸形擋臺與軌道板間由受拉變成受壓再到受拉狀態(tài)；分析產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因在于，凸形擋臺與底座板連為一個整體，而底座板又通過預埋鋼筋與橋面連在一起，當溫度較低時，橋梁縱向收縮的位移大于軌道板，由此導致凸形擋臺與軌道板之間受壓，相對位移為負；當溫度較高時，橋梁縱向伸長的位移大于軌道板，由此導致凸形擋臺與軌道板之間相對位移為正。

測點3位于梁端，監(jiān)測位移整體上要大于測點4，其中測點3的最大相對位移為6.16 mm，測點4的最大相對位移為5.88 mm；夏季軌道板與凸臺相對位移的絕對值要小于冬季，分析產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因在于夏季升溫時軌道板縱向伸長受到凸形擋臺的縱向限制，而在冬季降溫時，軌道板縱向收縮，基本不受凸臺的限制，由此導致夏季軌道板與凸形擋臺的相對位移要小于冬季。

圖10 凸形擋臺與軌道板相對位移量變化曲線

2.3.2 軌道板與凸形擋臺相對位移對凸形擋臺受力的影響

基于軌道板和凸形擋臺相對位移的監(jiān)測結果，考慮軌道板與凸形擋臺的相對位移分別取1，2，4，6，8，10，15 mm。計算分析在外界復雜荷載作用下導致梁端凸形擋臺與軌道板發(fā)生不同相對位移時凸形擋臺的受力性能，扣件縱向阻力取4 kN/組，環(huán)形樹脂彈性模量為25 MPa。

同樣，重點分析凸形擋臺所受的最大垂向拉應力指標。軌道板與凸形擋臺不同相對位移下凸形擋臺所受最大垂向拉應力的變化曲線如圖11所示。

圖11 凸形擋臺最大垂向拉應力變化曲線

由圖11可知，凸形擋臺所受最大垂向拉應力與軌道板和凸形擋臺的相對位移量整體呈線性增加的關系?？紤]凸形擋臺材料為C40混凝土，當軌道板與凸形擋臺的相對位移達到5.3 mm左右時，凸形擋臺所受垂向拉應力將達到其極限抗拉強度2.70 MPa，凸形擋臺有可能被拉裂。因此，建議應加強對梁端凸形擋臺與軌道板相對位移的監(jiān)測，建議當兩者相對位移超過5.3 mm時，應對梁端凸形擋臺位置采取相應的補強加固措施，防止凸形擋臺破壞，影響軌道結構的安全穩(wěn)定。

2.4 環(huán)形樹脂彈性模量對凸形擋臺受力性能的影響

環(huán)形樹脂材料在外界復雜荷載作用下容易出現(xiàn)老化，導致彈性模量發(fā)生變化。本節(jié)考慮環(huán)形樹脂彈性模量分別取5，15，25，35，55，75，100，150，200，300 MPa。計算分析不同工況時，扣件縱向阻力取4 kN/組，考慮梁端相對位移為80 mm。

圖12和圖13分別為環(huán)形樹脂不同彈性模量下凸形擋臺最大垂向拉應力變化曲線和環(huán)形樹脂與軌道板界面壓縮量的變化曲線。

圖12 垂向拉應力隨環(huán)形樹脂彈性模量變化曲線

圖13 環(huán)形樹脂與軌道板界面壓縮量變化曲線

由圖12可知，隨著環(huán)形樹脂彈性模量的增大，凸形擋臺的受力有一定程度的增大，整體呈非線性增加的趨勢；以彈性模量50 MPa為分界點，大致分為兩個階段；第一階段當彈性模量小于25 MPa時，隨著彈性模量的增加，凸形擋臺受力迅速增加；當彈性模量在25～50 MPa時，凸形擋臺的受力變化不明顯；當彈性模量超過50 MPa時，第二階段隨著彈性模量的增加又整體呈非線性增加的趨勢，且變化的速度逐漸減小，當彈性模量超過200 MPa時，凸形擋臺所受最大垂向拉應力基本不再增加。當凸形擋臺彈性模量由25 MPa增加至200 MPa時，凸形擋臺的最大拉應力由1.69 MPa增加至2.01 MPa，增加了18.9%。由此可見，樹脂的老化能一定程度劣化凸形擋臺的受力。由圖13可知，環(huán)形樹脂與軌道板端界面的壓縮量隨著環(huán)形樹脂彈性模量的增加整體呈非線性減小的趨勢，變化速度越來越小，最后逐漸趨于平穩(wěn)。

3 結論

本文通過建立框架板式無砟軌道三維精細化靜力分析模型，結合現(xiàn)場對某線框架板式無砟軌道的監(jiān)測結果，研究框架板式無砟軌道梁端凸形擋臺受力影響規(guī)律，研究結論如下。

(1)梁端凸形擋臺所受垂向拉應力較大，在凸形擋臺與底座板連接位置應力較大，容易出現(xiàn)混凝土開裂。

(2)凸形擋臺受力隨著梁端相對位移的增加整體呈非線性增加的趨勢，當梁端相對位移超過80 mm時，凸形擋臺的受力基本不再增加。

(3)扣件縱向阻力對凸形擋臺的受力影響明顯，扣件縱向阻力越大，凸形擋臺受力越大，當扣件縱向阻力超過7.5 kN/組時，凸形擋臺底部可能會發(fā)生受拉破壞，現(xiàn)場應重點關注扣件的服役狀態(tài)。

(4)建議當凸形擋臺與軌道板之間相對位移超過5.3 mm時，應對梁端凸形擋臺采取相應的加固措施，防止凸形擋臺發(fā)生拉裂破壞。

(5)環(huán)形樹脂的老化能一定程度劣化凸形擋臺的受力，當環(huán)形樹脂彈性模量由25 MPa增加至200 MPa時，凸形擋臺所受最大垂向拉應力由1.69 MPa增加至2.01 MPa，增加了18.9%。