劉競，李書明，潘永健，申石文，崔政清，曾志平

(1. 中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 鐵道建筑研究所，北京100844；2. 高速鐵路軌道技術(shù)國家重點實驗室，北京100081；3. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙410075；4. 中國鐵路上海局集團(tuán)有限公司南京橋工段，江蘇 南京210015)

CRTSⅡ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)在我國京津、京滬、京石武、滬杭、杭甬等多條干線鐵路上廣泛使用。運營初期，CRTSⅡ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)狀態(tài)良好，但在列車荷載長期作用及外界環(huán)境的影響下，CRTSⅡ型板式無砟軌道路基沉降引發(fā)線路偏移病害[1?8]。為了解決中線偏移問題，在實際運營維修時，將采用橫向頂推糾偏修復(fù)技術(shù)。本研究基于滬杭高鐵CRTSII 型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)現(xiàn)場運營出現(xiàn)的線路偏離等病害開展在糾偏作業(yè)過程中CRTSII型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)整體受力是否良好、單點單次最大糾偏量與影響范圍、最大糾偏量與最小糾偏長度關(guān)系等技術(shù)參數(shù)進(jìn)行研究，分析糾偏施工對路基段CRTSII 型板式無砟軌道和縱連體系的影響程度等，為我國無砟軌道結(jié)構(gòu)糾偏力學(xué)機(jī)理、養(yǎng)護(hù)維修糾偏量限值和制定糾偏技術(shù)方案等提供重要技術(shù)參考。

無砟軌道結(jié)構(gòu)橫向頂推糾偏施工工藝原理如圖1所示，主要包括以下原理：

圖1 糾偏施工工藝原理Fig.1 Construction technology for rectification

1) 根據(jù)不同無砟軌道結(jié)構(gòu)所需反力大小、現(xiàn)場設(shè)置反力結(jié)構(gòu)的實際條件，設(shè)置橫向糾偏頂推反力結(jié)構(gòu)。

2) 結(jié)合不同無砟軌道的層狀結(jié)構(gòu)特點，合理選取橫向糾偏滑動面。

3) 對選定的橫向滑動面進(jìn)行解黏，并采取多種合理方式減小界面間的摩擦阻力，進(jìn)而降低反力結(jié)構(gòu)的設(shè)置難度。由于路基區(qū)段發(fā)生偏移的無砟軌道線路，通常伴隨著一定量的沉降，所以可以通過將軌道從解離界面處整體抬升一定高度的同時實現(xiàn)界面解離并降低層間摩阻力。

4)糾偏作業(yè)時從偏移量最大處進(jìn)行頂推糾偏，然后以其為中心，左右對稱進(jìn)行糾偏。同時采用逐級加載，實時監(jiān)測的方式對無砟軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行橫向糾偏。

5) 在整個施工期間，可靠設(shè)置軌道結(jié)構(gòu)臨時穩(wěn)定措施，以確保施工期間的軌道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定以及行車安全。

6) 經(jīng)多次糾偏作業(yè)，直至軌道結(jié)構(gòu)橫向位置達(dá)到目標(biāo)位置。然后對軌道結(jié)構(gòu)的滑移界面采用滿足相關(guān)要求的材料進(jìn)行粘結(jié)恢復(fù)，以保證糾偏到位后無砟軌道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性及耐久性。

1 模型建立

1.1 模型結(jié)構(gòu)尺寸

采用實體單元建立CRTSII 型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)有限元模型，根據(jù)文獻(xiàn)[9?11]，同時考慮邊界條件的影響，分別以實體單元建立總長為100 m 的軌道板、CA 砂漿、支承層和基床表面結(jié)構(gòu)模型。軌道板為C55混凝土預(yù)制的鋼筋混凝土板，寬度為2 550 mm，厚度為200 mm；CA 砂漿寬度為2 550 mm，厚度為30 mm；路基上的支承層材料為C15素混凝土，頂面寬度2 950 mm，底面寬度3 250 mm，厚度為300 mm；基床表層材料為級配碎石，寬度為8 600 mm，厚度為400 mm。軌道板、CA砂漿、支承層和基床地層模型如圖2所示。

圖2 軌道板、CA砂漿、支承層和基床表層模型Fig.2 Model of track slab,CA mortar,support and subgrade surface

1.2 模型約束條件

軌道板、CA 砂漿以及支承層采用綁定組成一個整體，頂推支承層時支承層與基床表層相互摩擦，摩擦因子為1.77[12]。與支承層接觸的基床表層與地面進(jìn)行固定；軌道板、CA 砂漿和支承層兩端進(jìn)行對稱約束，模擬支承層縱連。

2 模型驗證

選擇滬杭高鐵CRTSII 型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行模型驗證，模擬滬杭高鐵K005+096～K005+140段的荷載條件(單點荷載大小為535 kN，糾偏范圍44 m)[13]，計算得到軌道板側(cè)邊的拉壓應(yīng)變和糾偏量以及支承層側(cè)邊的拉壓應(yīng)變，再與實際所測得的數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，結(jié)果如圖3和表1所示。

如圖3(a)和3(b)可知，模型的糾偏線型和現(xiàn)場糾偏線型趨勢一致，且具有對稱性，糾偏量都是先增加后減少。

圖3 糾偏量線型圖Fig.3 Line diagram of deflection rectification

由表1可得，模型側(cè)邊最大糾偏量與實測糾偏量相差3.2%，模型軌道板側(cè)邊最大拉、壓應(yīng)變與實測值分別相差7.8%和5.1%，模型支承層側(cè)邊最大拉、壓應(yīng)變與實測值分別相差8.7%和6.8%，綜上結(jié)果可知模型是可靠的。

表1 CRTSII型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)模型驗證Table 1 Model verification of CRTSII slab ballastless track structure

3 數(shù)值計算

3.1 不同糾偏范圍單點單次最大糾偏量

考慮糾偏范圍對單點單次最大糾偏量的影響，在支承層側(cè)邊縱向板中位置施加最大荷載300 kN，將糾偏的距離分為12，24，36，48 和60 m 5 種工況進(jìn)行單點單次最大糾偏量分析，其結(jié)果如圖4和圖5所示。

由圖4(a)可知，隨著單點單次糾偏范圍的延長，軌道板、CA 砂漿和支承層單點單次最大糾偏量也隨之增大，且其擬合表達(dá)式如表2 所示(式中x，y分別表示糾偏范圍、最大糾偏量)。糾偏范圍從12 m 變化至60 m 時，單點單次最大糾偏量由0.19 mm增加至1.34 mm。

表2 不同糾偏范圍軌道結(jié)構(gòu)最大糾偏量擬合表達(dá)式Table 2 Fitting expression of the maximum rectification of track structure with different rectification ranges

由圖4(b)可知，隨著單點單次糾偏范圍的延長，軌道板相對CA 砂漿糾偏量和CA 砂漿相對支承層糾偏量都隨之增加，且在糾偏范圍達(dá)到48 m以后增加的趨勢放緩。糾偏范圍從12 m 變化至60 m 時，軌道板相對CA 砂漿糾偏量由?0.018 mm 增加至?0.029 mm，CA砂漿相對支承層糾偏量由?0.081 mm增加至?0.11 mm。

圖4 不同糾偏范圍單點單次糾偏量Fig.4 Rectification for one time single-point rectification with different rectification ranges

由圖5(a)和圖5(b)可知，隨著單點單次糾偏范圍的延長，軌道板、CA 砂漿和支承層的拉壓應(yīng)力隨之增大，在糾偏范圍達(dá)到48 m 后變化幅度放緩。糾偏范圍從12 m 變化至60 m 時，軌道板最大拉應(yīng)力由0.17 MPa 增加至0.29 MPa，最大壓應(yīng)力由?0.40 MPa 增加至?0.67 MPa；CA 砂漿最大拉應(yīng)力由0.049 MPa 增加至0.069 MPa，最大壓應(yīng)力由?0.029 MPa 增加至?0.043 MPa；支承層最大拉應(yīng)力由0.16 MPa 增加至0.28 MPa，最大壓應(yīng)力由?0.11 MPa 增加至?0.30 MPa。各部分最大拉壓應(yīng)力不超過混凝土極限抗拉和抗壓強(qiáng)度。

由圖5(c)和圖5(d)可知，隨著單點單次糾偏范圍的延長，軌道板相對CA 砂漿拉應(yīng)力和CA 砂漿相對支承層拉應(yīng)力隨之增大；軌道板相對CA 砂漿壓應(yīng)力隨之增加，CA 砂漿相對支承層壓應(yīng)力則隨之減少；在糾偏范圍達(dá)到48 m 后變化幅度均放緩。糾偏范圍從12 m 變化至60 m 時，軌道板相對CA砂漿拉應(yīng)力由0.13 MPa 增加至0.23 MPa，壓應(yīng)力由?0.11 MPa 增加至?0.24 MPa；CA 砂漿相對支承層拉應(yīng)力由?0.11 MPa 增加至?0.21 MPa，壓應(yīng)力由?0.18 MPa減少至?0.13 MPa。

圖5 不同糾偏范圍單點單次糾偏應(yīng)力Fig.5 Rectification stress for one time single-point rectification with different rectification ranges

3.2 不同糾偏溫降單點單次最大糾偏量

考慮溫度和糾偏對CRTSII 型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)的影響，取糾偏最大距離60 m，最大荷載300 kN，考慮夜晚施工，取溫降為0，?10，?20，?30和?40 ℃5 種工況進(jìn)行比較分析，其結(jié)果如圖6 和圖7所示。

由圖6(a)可知，隨著單點單次糾偏溫降絕對值的增大，軌道板、CA 砂漿和支承層單點單次最大糾偏量也隨之線性增大。糾偏溫降從0 ℃變化至?40 ℃時，單點單次最大糾偏量由1.34 mm 增加至2.12 mm。

由圖6(b)可知，隨著單點單次糾偏溫降絕對值的增大，軌道板相對CA 砂漿糾偏量基本不變，CA 砂漿相對支承層糾偏量都隨之線性增加。糾偏溫降從0 ℃變化至?40 ℃時， CA 砂漿相對支承層糾偏量由?0.11 mm增加至?0.28 mm。

圖6 不同糾偏溫降單點單次糾偏量Fig.6 Rectification for one time single-point rectification with different temperature drop

由圖7(a)和7(b)可知，隨著單點單次糾偏溫降絕對值的增大，軌道板、CA 砂漿和支承層的拉應(yīng)力隨之線性增大，軌道板相對CA 砂漿拉應(yīng)力和CA 砂漿相對支承層拉應(yīng)力也都隨之線性增大。糾偏溫降從0 ℃變化至?40 ℃時，軌道板最大拉應(yīng)力由0.30 MPa 增加至25.29 MPa；CA 砂漿最大拉應(yīng)力由0.069 MPa 增加至22.14 MPa；支承層最大拉應(yīng)力由0.28 MPa 增加至10.87 MPa；軌道板相對CA 砂漿拉應(yīng)力由0.23 MPa 增加至3.15 MPa，CA砂漿相對支承層拉應(yīng)力由?0.21 MPa 增加至11.27 MPa。

圖7 不同糾偏溫降單點單次拉應(yīng)力Fig.7 Rectification stress for one time single-point rectification with different temperature drop

綜上所述，單點單次最大允許糾偏量應(yīng)根據(jù)軌道板和支承層的應(yīng)力來判斷。最大糾偏范圍60 m，最大荷載300 kN，溫降為0 ℃和?10 ℃時軌道板和支承層的應(yīng)力如表3所示。

表3 CRTSII型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)不同溫度下應(yīng)力Table 3 Stress of CRTSII slab ballastless track structure at different temperatures

由表3 可知，軌道板和支承層將在0 ℃和?10 ℃之間發(fā)生破壞，根據(jù)文獻(xiàn)[14?15]，由插值法可得軌道板的臨界降溫幅度為?4.4 ℃，支承層的臨界降溫幅度為?4.5 ℃，綜上可得CRTSII 型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)臨界降溫幅度為?4.4 ℃，其線形如圖8 所示。單點單次最大糾偏量為1.44 mm，在達(dá)到單點單次最大糾偏量時，其影響范圍為60 m，線形呈對稱分布，其值先增大后減小。

圖8 單點單次最大允許糾偏量線形圖Fig.8 A line diagram of the maximum rectification for one time single-point rectification

3.3 最大糾偏量與最小糾偏長度分析

基于單點單次最大糾偏量線形圖，選定糾偏范圍為60 m，取3 個頂推點，將頂推距離分為2，2.2，2.4，2.6，2.8 和3 m 6 種工況進(jìn)行比較分析，其結(jié)果如圖9和圖10所示。

圖9 不同糾偏頂推間距多點單次糾偏量圖Fig.9 Maximum rectification with different rectification distances between pushing points

由圖9可知，隨著糾偏頂推間距的延長，軌道板、CA 砂漿和支承層最大糾偏量也隨之線性減少。頂推間距從2 m 變化至3 m 時，軌道板最大糾偏量由3.71 mm 減少至3.67 mm，減少1.25%，CA砂漿最大糾偏量由3.79 mm 減少至3.74 mm，減少1.28%，支承層最大糾偏量由3.95 mm 減少至3.90 mm，減少1.32%。

由圖10(a)和10(b)可知，隨著糾偏頂推間距的延長，軌道板和支承層的拉應(yīng)力隨之減少，CA 砂漿拉應(yīng)力基本不變；軌道板相對CA 砂漿拉應(yīng)力和CA 砂漿相對支承層拉應(yīng)力隨之減少。頂推間距從2 m 變化至3 m 時，軌道板最大拉應(yīng)力由0.73 MPa減少至0.67 MPa，減少8.72%，軌道板相對CA 砂漿拉應(yīng)力由0.52 MPa 減少至0.46 MPa；支承層最大拉應(yīng)力由0.64 MPa 減少至0.56 MPa，減少12.14%，CA 砂漿相對支承層拉應(yīng)力由?0.43 MPa減少至?0.35 MPa。但各部分拉應(yīng)力都小于混凝土極限抗拉強(qiáng)度。

圖10 不同糾偏頂推間距多點單次應(yīng)力Fig.10 Rectification stress with different rectification distances between pushing points

由圖9 和圖10 可知，不同頂推間距下，其線形成對稱變化，隨著頂推間距的增大，軌道板、CA 砂漿和支承層的糾偏量有所減少，但相差不大，而軌道板和支承層的拉應(yīng)力減幅較大，因此在2～3 m 的頂推間距時，選擇3 m 的頂推間距對軌道結(jié)構(gòu)的受力更有利。

4 結(jié)論

1) 隨著單點單次糾偏范圍的延長，軌道板、CA 砂漿和支承層單點單次最大糾偏量也隨之增大。糾偏范圍從12 m 變化至60 m 時，單點單次最大糾偏量由0.19 mm增加至1.34 mm。

2) 隨著單點單次糾偏溫降絕對值的增大，軌道板、CA 砂漿和支承層單點單次最大糾偏量也隨之線性增大。糾偏溫降從0 ℃變化至?40 ℃時，單點單次最大糾偏量由1.34 mm增加至2.12 mm。

3)糾偏荷載300 kN，糾偏范圍60 m 時，CRT‐SII 型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)臨界降溫幅度為?4.4 ℃，對應(yīng)的單點單次最大糾偏量為1.44 mm。

4)隨著糾偏頂推間距的延長，軌道板、CA 砂漿和支承層最大糾偏量也隨之線性減少。頂推間距從2 m 變化至3 m 時，軌道板最大糾偏量由3.71 mm 減少至3.67 mm，減少1.25%；CA 砂漿最大糾偏量由3.79 mm 減少至3.74 mm，減少1.28%，支承層最大糾偏量由3.95 mm 減少至3.90 mm，減少1.32%。

5)多點頂推時，隨著頂推間距增大，軌道板、CA 砂漿和支承層糾偏量有所減少，但是相差不大，而軌道板和支承層的拉應(yīng)力明顯降低，在2～3 m 的頂推間距下，選擇3 m 的頂推間距對軌道結(jié)構(gòu)的受力更有利。