王森榮,郭 杰,楊榮山

(1.中鐵第四勘察設(shè)計院集團有限公司,武漢 430063； 2.西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,成都 610031)

引言

CRTSⅠ型板式無砟軌道在我國高速鐵路上得到廣泛應(yīng)用[1]，其特有的凸臺結(jié)構(gòu)主要承受軌道結(jié)構(gòu)縱、橫向力[2]。學(xué)者針對凸臺及樹脂的研究主要集中在參數(shù)優(yōu)化與病害分析，柴文博等[3]采用實體有限元模型分析了凸臺尺寸、凸臺周圍填充材料等參數(shù)對凸臺受力的影響，徐凌雁等[4]分析了凸臺受力并進行配筋與檢算，王彪等[5]分析了連續(xù)梁橋上伸縮力、撓曲力和制動力單獨左線凸臺縱向力分布規(guī)律。任勃等[6]建立了線-板-橋-墩一體化剛構(gòu)橋無縫線路計算模型，分析了扣件縱向阻力、橋梁溫度跨度和橋墩水平剛度對梁端半圓形凸臺縱向力的影響，表明扣件縱向阻力對凸臺縱向力影響最大。趙偉等[7]分析了樹脂彈性模量對凸臺和樹脂受力的影響，表明減小樹脂彈性模量可降低其自身和凸臺的應(yīng)力水平。蔡小培等[8]建立軌道-路基空間耦合有限元模型，分析了凍脹地區(qū)凍脹條件、底座板與基床表層層間粘結(jié)強度、底座板剛度折減對底座板與砂漿層間離縫發(fā)展的影響。

對于橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道，受凸臺與軌道板縱向相對位移的影響，凸臺與軌道板間發(fā)生離縫現(xiàn)象，蘇乾坤等[9]針對梁端凸臺樹脂離縫問題，分析了離縫參數(shù)機理，并建立了采用可壓縮超彈單元模擬樹脂的實體有限元模型，分析了扣件縱向阻力和砂漿摩擦系數(shù)對設(shè)置受力的影響。謝鎧澤等[10]分析了剛構(gòu)橋端部半圓形凸臺樹脂離縫原因，認(rèn)為主要與扣件縱向阻力過大和樹脂自身材料強度不足有關(guān)。

以上有關(guān)凸臺樹脂離縫的研究主要集中在參數(shù)分析與機理分析，TG/GW 115—2012《高速鐵路無砟軌道線路維修規(guī)則(試行)》[11]將凸臺樹脂離縫劃分為3個等級，目前尚缺乏基于離縫等級的研究，也沒有提出合理的參數(shù)取值范圍。以哈齊高鐵橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道凸臺與軌道板間離縫為研究對象，基于離縫等級分析離縫影響因素并提出合理的參數(shù)取值范圍。

1 模型與計算參數(shù)

以3×32 m簡支梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道為例，建立線-板-橋-墩一體化有限元模型。模型中，鋼軌、軌道板、梁體均采用beam188單元模型，扣件縱向阻力、CA砂漿縱向阻力采用非線性彈簧combin39單元模擬，凸形擋臺主要傳遞軌道板的水平力，和樹脂砂漿一起簡化為只傳遞縱向壓力的部件，采用非線性彈簧combin39單元模擬，橋臺和固定墩的水平剛度采用線性彈簧combin14單元模擬，所有彈簧單元均為只具有縱向位移的一維彈簧單元。建模方法參見文獻[12]。

鋼軌、軌道板和橋梁采用實際截面參數(shù)，CA砂漿摩阻力取6.3 kN/m，極限位移為0.2 mm。樹脂填充層彈簧線性剛度在壓縮量0.5 mm內(nèi)為80 kN/ mm，大于0.5 mm為10 kN/mm，橋臺水平剛度為3 000 kN/cm，固定墩水平剛度為350 kN/cm[13]，簡支梁采用哈齊高鐵32 m簡支梁截面。

由橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)及傳力特點可知，鋼軌通過扣件將縱向力傳遞給軌道板并克服板下砂漿摩擦力，最后軌道板將縱向力傳遞給凸臺(或樹脂)，故影響凸臺所承受縱向力大小的因素除了溫差荷載這一不可改變的客觀因素外，還與扣件縱向阻力、凸臺樹脂剛度有關(guān)，故本文分析不同扣件縱向阻力和凸臺樹脂剛度對凸臺縱向力和離縫值的影響規(guī)律。溫差荷載考慮梁體溫差荷載和軌道板溫差荷載，哈齊高鐵的監(jiān)測結(jié)果表明，橋梁年溫差取30 ℃，軌道板溫差取40 ℃較為合理。

2 凸臺縱向力學(xué)優(yōu)化方案

2.1 扣件縱向阻力

扣件縱向阻力越小，軌道板傳遞給凸臺(或樹脂)的縱向力越小，樹脂壓縮量越小，凸臺與軌道板間的離縫值亦越小，故可通過降低扣件縱向阻力以達(dá)到減小凸臺縱向力和離縫值的目的。TB10015—2012《鐵路無縫線路設(shè)計規(guī)范》[14]中采用的小阻力扣件和常阻力扣件極限阻力分別為6.5 kN/m/軌和24 kN/m/軌，對應(yīng)的極限位移分別為0.5 mm和2 mm。而不同阻力的扣件極限位移不同，根據(jù)文獻[15]的現(xiàn)場測試結(jié)果，小阻力扣件極限位移為0.5～1 mm，常阻力扣件極限位移為2～3 mm。為方便研究，本小節(jié)對不同阻力的扣件極限位移做出如下約定，扣件縱向阻力為24 kN/m/軌時，極限位移為2.4 mm，扣件縱向阻力每減小或增大1 kN/m/軌，相應(yīng)的極限位移減小或增大0.1 mm，至扣件縱向阻力為6.5 kN/m/軌時，極限位移為0.65 mm，位于0.5～1 mm，約定合理。

溫差荷載作用下，扣件縱向阻力分別取8 kN/m/軌、12 kN/m/軌、16 kN/m/軌、20 kN/m/軌和24 kN/m/軌時，經(jīng)計算可知，各工況下凸臺最大縱向力和離縫最大值均出現(xiàn)在第一跨簡支梁，故本文對凸臺縱向力優(yōu)化時均以第一跨簡支梁為研究對象。

在溫差荷載作用下，離縫值隨扣件縱向阻力r的變化趨勢見圖1。

圖1 溫差荷載作用下離縫值隨扣件縱向阻力的變化趨勢

由圖1可知，溫升荷載作用下，扣件縱向阻力由24 kN/m/軌減小至16 kN/m/軌時，離縫最大值由3.78 mm減小至3.63 mm，僅略微減小4.0%，當(dāng)扣件縱向阻力減小至12 kN/m/軌時，離縫最大值減小至2.51 mm，減小33.6%，減幅明顯，而當(dāng)扣件縱向阻力減小至8 kN/m/軌時，離縫最大值急劇減小至0.18 mm，減幅高達(dá)95.2%，減幅十分明顯。

與溫升荷載作用時變化規(guī)律類似，溫降荷載作用下，扣件縱向阻力由24 kN/m/軌減小至16 kN/m/軌時，離縫最大值由4.16 mm減小至4.03 mm，也僅略微減小3.1%，當(dāng)扣件縱向阻力減小至12 kN/m/軌時，離縫最大值減小至3.04 mm，減小26.9%，減幅也明顯，而當(dāng)扣件縱向阻力減小至8 kN/m/軌時，離縫最大值急劇減小至1.07 mm，減幅高達(dá)74.3%，減幅十分明顯。

由以上分析可知，溫差荷載作用下，扣件縱向阻力由24 kN/m/軌減小至8 kN/m/軌時，可顯著減小離縫最大值。此時，扣件縱向阻力為8 kN/m/軌已接近我國所采用的小阻力扣件?？梢?，可采用小阻力扣件以減小離縫最大值。

同時，在相同扣件縱向阻力工況下，溫降荷載作用時離縫最大值均較溫升荷載作用時增大超過10%，故后文僅對溫降荷載作用下的離縫值影響因素進行分析。同時，根據(jù)TG/GW 115—2012《高速鐵路無砟軌道線路維修規(guī)則(試行)》中對離縫值傷損等級的劃分，以Ⅰ級傷損即離縫值≤1 mm(做好記錄)為評判指標(biāo)提出合理的參數(shù)取值范圍。

取扣件縱向阻力為6～24 kN/m/軌，凸臺最大縱向力和離縫最大值隨扣件縱向阻力r的變化趨勢見圖2。

圖2 離縫最大值隨扣件縱向阻力的變化趨勢

由圖2可知，離縫最大值與扣件縱向阻力均呈非線性關(guān)系，隨著扣件縱向阻力的增大，離縫最大值逐漸增大，但增大速度逐漸變慢。擬合得到的離縫最大值與扣件縱向阻力公式如下

(1)

相關(guān)系數(shù)R2=0.983 9。

由圖2和式(1)可知，常阻力扣件和小阻力扣件對應(yīng)的離縫最大值分別為4.15 mm和0.79 mm，可知，采用小阻力扣件時可大幅減小離縫最大值，離縫最大值將小于1 mm，僅為常阻力扣件時離縫最大值的19.0%。為使離縫最大值不超過Ⅰ級傷損，由式(1)可得扣件縱向阻力r≤7 kN/m/軌。

我國目前常用跨度的簡支梁橋上無砟軌道無縫線路采用的是常阻力扣件，小阻力扣件主要用于長大跨度橋梁[16-19]，現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)我國常用跨度簡支梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道凸臺與軌道板間離縫值較大，有限元計算與現(xiàn)場反映的情況一致。日本為減小凸臺所承受的縱向力，在新干線橋上板式無砟軌道無縫線路普遍采用了小阻力扣件，其阻力值僅為5 kN/m/軌[20-21]，比我國長大橋上無砟軌道無縫線路所用的小阻力扣件阻力值還小，由式(1)可計算此時離縫最大值為0.41 mm，僅為我國常阻力扣件時離縫最大值的9.9%，這與日本新干線橋上板式無砟軌道無縫線路離縫和樹脂壓裂現(xiàn)象很少發(fā)生較為吻合。

綜合以上分析，建議我國高速鐵路橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道無縫線路扣件縱向阻力r≤7 kN/m/軌，以滿足Ⅰ級傷損，即我國的小阻力扣件滿足Ⅰ級傷損。同時，建議研發(fā)與橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道配套使用的更小阻力扣件，以進一步降低離縫最大值。

2.2 樹脂剛度

凸臺樹脂填充層可緩沖軌道板與凸臺間的縱向力，其剛度越小，緩沖效果越好，但樹脂剛度較小時變形增大，將產(chǎn)生塑性變形，與軌道板間產(chǎn)生離縫，故樹脂剛度不宜過小，應(yīng)具有足夠的剛度以承受軌道板傳遞來的縱向力，并保證變形量不過大以產(chǎn)生塑性變形。為研究方便，認(rèn)為每個工況的樹脂剛度為定值。

在常阻力扣件條件下，即扣件極限阻力取24 kN/m/軌，對應(yīng)的極限位移取2 mm，分別取樹脂剛度為40～160 kN/mm，離縫最大值隨樹脂剛度的變化趨勢見圖3。

圖3 離縫最大值隨樹脂剛度的變化趨勢

由圖3可知，隨著樹脂剛度的增大，離縫值最大值逐漸減小，但減小速度逐漸變慢。離縫最大值與樹脂剛度的關(guān)系可用非線性函數(shù)擬合，擬合得到的離縫最大值與樹脂剛度之間的關(guān)系如下

y=1.398 5+4.628 8e-0.021 2x

(2)

相關(guān)系數(shù)R2=0.998 6。

由圖3和式(2)可知，樹脂剛度由40 kN/mm增大至110 kN/mm時，離縫最大值由3.36 mm減小至1.85 mm，減小44.9%，減幅明顯?？梢姡龃髽渲瑒偠葘p小離縫最大值十分有效，但當(dāng)樹脂剛度≥100 kN/mm時，離縫最大值減小速度緩慢，即使樹脂剛度增大至現(xiàn)場采用的2倍即160 kN/mm時，離縫最大值仍高達(dá)1.54 mm，不滿足Ⅰ級傷損，故須采用小阻力扣件以滿足Ⅰ級傷損。

在小阻力扣件條件下，即扣件極限阻力取6.5 kN/m/軌，對應(yīng)的極限位移取0.5 mm，分別取樹脂剛度為40～160 kN/mm，離縫最大值隨樹脂剛度的變化趨勢見圖4。

圖4 離縫最大值與扣件縱向阻力的關(guān)系

由圖4可知，離縫最大值與樹脂剛度呈非線性關(guān)系，隨著樹脂剛度的增大，離縫最大值逐漸減小，但減小速度逐漸變慢。擬合得到的離縫最大值與樹脂剛度之間的關(guān)系如下

y=0.642 2+1.437 4e-0.027 4x

(3)

相關(guān)系數(shù)R2=0.997 4。

由圖4和式(3)可知，增大樹脂剛度可顯著減小離縫最大值，為使離縫最大值不超過Ⅰ級傷損，由式(3)可得樹脂剛度≥51 kN/mm。

由以上分析可知，對于我國高速鐵路橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道無縫線路，增大樹脂剛度可有效減小離縫最大值，但采用常阻力扣件時，樹脂剛度增大至目前廣泛采用的2倍即160 kN/mm時，離縫最大值仍不滿足Ⅰ級傷損，采用小阻力扣件當(dāng)樹脂剛度≥51 kN/mm時即滿足Ⅰ級傷損。

3 結(jié)論

建立3×32 m簡支梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道無縫線路空間縱向相互作用有限元模型，分析了扣件縱向阻力和樹脂剛度對離縫最大值的影響，以滿足Ⅰ級傷損提出了合理的參數(shù)取值范圍，得出以下結(jié)論。

(1)扣件縱向阻力相同時，溫降荷載作用時凸臺離縫最大值均較溫升荷載作用時增大超過10%，溫降荷載為離縫最大值控制荷載。

(2)采用小阻力扣件可有效減小凸臺離縫，為滿足Ⅰ級傷損，扣件縱向阻力r≤7 kN/m/軌。

(3)增大樹脂剛度也可有效減小凸臺離縫，常阻力扣件條件下，增大樹脂剛度不滿足Ⅰ級傷損，小阻力扣件條件下，當(dāng)樹脂剛度≥51 kN/mm時即滿足Ⅰ級傷損。