邵春強(qiáng), 鐘陽龍, 劉偉斌, 康曼, 李宗昊, 趙書鑫

（1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院, 北京 100044；2.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 高速鐵路軌道技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100081）

1 概述

CRTSⅡ型板式無砟軌道是由鋼軌、扣件、軌道板、水泥乳化瀝青砂漿層（簡稱CA砂漿層）和支承層（橋上底座板）等組成的一種縱連式軌道結(jié)構(gòu)?？v連式軌道結(jié)構(gòu)具有在縱向剛度均勻性好、軌道系統(tǒng)平順性高等特點(diǎn), 但運(yùn)營過程中也出現(xiàn)了軌道板混凝土掉塊、限位裝置失效、寬窄接縫損傷、層間離縫、軌道板上拱等病害。現(xiàn)場調(diào)研表明, 軌道板與CA砂漿層間離縫、軌道板上拱是常見的縱連板式無砟軌道板病害。

層間離縫、上拱病害降低了軌道系統(tǒng)線路的平順性, 影響軌道結(jié)構(gòu)的服役狀態(tài)和高速列車的正常運(yùn)行, 情況嚴(yán)重時(shí)甚至影響到行車安全[1-2］。為了整治離縫、上拱病害, 專家學(xué)者們開展了病害成因及治理措施的相關(guān)研究工作。陳龍等[3］分析縱連式軌道板結(jié)構(gòu)層間離縫形成機(jī)理及其發(fā)展規(guī)律, 研究結(jié)果表明溫度荷載是產(chǎn)生層間離縫的主要原因。Deng等[4］研究初始離縫、車輛荷載等對CA砂漿層與軌道板層間疲勞損傷的影響。Cai等[5］通過研究軌道板上拱演化過程, 發(fā)現(xiàn)溫度荷載作用下寬窄接縫作為薄弱區(qū)間易損壞, 導(dǎo)致軌道結(jié)構(gòu)失穩(wěn)進(jìn)而引發(fā)軌道板上拱。Huang等[6］研究寬縫和窄縫的傷損起始和演化過程, 分析接縫損傷對軌道板上拱的影響。譚社會(huì)等[7-9］針對離縫、上拱病害整治提出銷釘錨固、注膠修復(fù)、采用反射隔熱層降低軌道結(jié)構(gòu)溫度等措施。鐵路部門綜合考慮施工便利性、工程造價(jià)及整治效果, 主要通過銷釘錨固方式預(yù)防[10］及治理離縫、上拱病害, 以確保高速鐵路的正常運(yùn)營及行車安全。

在銷釘錨固整治措施方面, 王繼軍[11］對板式無砟軌道錨固銷釘限位技術(shù)進(jìn)行試驗(yàn)研究, 提出適用于板式無砟軌道的銷釘布置方案。鐘陽龍等[12］分析不同植筋方案對層間抗剪性能的影響, 并提出不同溫升幅度下軌道系統(tǒng)植筋方案的建議。袁博等[13-14］研究在溫度荷載、空間位移荷載下, 銷釘尺寸和數(shù)量等對軌道板上拱位移和受力的影響, 提出合理的銷釘錨固布設(shè)方案。

通過研究現(xiàn)狀分析可知, 目前針對縱連軌道板銷釘錨固方案及其影響方面已開展了大量研究, 為現(xiàn)場病害預(yù)防、整治提供了重要的理論支撐。但既有研究主要針對溫度荷載等靜力學(xué)方面進(jìn)行。列車荷載作用下, 錨固銷釘與軌道系統(tǒng)一起振動(dòng), 錨固銷釘對軌道系統(tǒng)產(chǎn)生怎樣的動(dòng)力影響值得研究, 研究成果可為縱連板式無砟軌道離縫、上拱病害的預(yù)防整治工作提供理論指導(dǎo), 具有重要的研究意義和工程應(yīng)用價(jià)值。

2 車輛-軌道-銷釘耦合動(dòng)力學(xué)模型

2.1 模型建立

主要關(guān)注列車荷載下縱連板式軌道-銷釘錨固體系的動(dòng)力學(xué)響應(yīng), 忽略軌道自質(zhì)量、溫度荷載等因素的影響。銷釘采用梁單元模擬, 植筋膠簡化為鋼筋與混凝土（CA砂漿）間的黏結(jié)層, 采用笛卡爾三向彈簧模擬本構(gòu)關(guān)系。忽略軌道板預(yù)裂縫、承軌臺、軌道板縱橫向普通鋼筋和橫向預(yù)應(yīng)力筋的影響并對軌道板端部位置形狀進(jìn)行適當(dāng)簡化?？紤]到邊界影響和計(jì)算效率問題, 選擇20塊軌道板的長度進(jìn)行建模, 模型總長130 m。

基于車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)理論體系[15］建立高速鐵路車輛-CRTSⅡ型板式無砟軌道-銷釘體系耦合動(dòng)力學(xué)模型（見圖1）。將車輛視為轉(zhuǎn)向架、輪對和車體利用剛體約束組合而成的多剛體系統(tǒng), 考慮車體、前后構(gòu)架及輪對的垂向、橫向、沉浮、點(diǎn)頭、側(cè)滾、搖頭自由度, 建立整車動(dòng)力學(xué)模型, 參考文獻(xiàn)[15-16］確定車輛動(dòng)力學(xué)方程。鋼軌和車輪之間作用力采用Hertz的非線性彈性接觸模型, 參考文獻(xiàn)[16］進(jìn)行接觸屬性定義。

圖1 高速鐵路車輛-CRTSⅡ型板式無砟軌道-銷釘體系耦合動(dòng)力學(xué)模型

考慮采用銷釘錨固措施后, 軌道板與CA砂漿層之間依舊是薄弱區(qū)。因此在長期復(fù)雜荷載作用下, 軌道板與CA砂漿層間脫黏, 層間界面進(jìn)一步破壞, 離縫量隨之增大。TB 10761—2013《高速鐵路工程動(dòng)態(tài)驗(yàn)收技術(shù)規(guī)范》[17］規(guī)定軌道系統(tǒng)的垂向位移不超過2 mm, 綜合考慮設(shè)置層間良好、層間脫黏、離縫2 mm三種工況進(jìn)行分析。層間良好采用共節(jié)點(diǎn)的綁定連接模擬；層間脫黏與離縫2 mm的區(qū)間長度范圍為13 m, 界面完全脫黏, 采用接觸模擬（法向硬接觸, 切向摩擦系數(shù)0.5）。根據(jù)縱連軌道板離縫特點(diǎn), 用單波余弦曲線[1］模擬板間最大離縫量為2 mm的不同位置離縫量的分布, 計(jì)算方式如下：

式中：hx為離縫量；L0為離縫區(qū)域縱向長度；x為離縫區(qū)域縱向坐標(biāo)。

2.2 模型參數(shù)

車輛建模選用CRH3型動(dòng)車組, 參數(shù)按照文獻(xiàn)[16］選取, 列車軸重14 t。模型尺寸按實(shí)際CRTSⅡ型板式無砟軌道尺寸構(gòu)建, 選用WJ-8型扣件, 垂向剛度35 kN/mm, 縱向阻力9 kN, 扣件間距0.65 m。CRTSⅡ型板式無砟軌道主體結(jié)構(gòu)材料參數(shù)匯總見表1。

表1 CRTSⅡ型板式無砟軌道主體結(jié)構(gòu)材料參數(shù)匯總

利用高速鐵路無砟軌道不平順譜[18］中疊加Sato譜的方式生成不平順序列, 波長范圍為1.5～150.0 m, 不平順序列見圖2。

圖2 軌道不平順序列

2.3 模型驗(yàn)證

從以下2個(gè)方面驗(yàn)證所建模型的正確性：首先通過與現(xiàn)場頂推上拔試驗(yàn)結(jié)果對比, 對銷釘錨固結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行驗(yàn)證；其次對整體無砟軌道有限元模型進(jìn)行驗(yàn)證。

2.3.1 銷釘錨固結(jié)構(gòu)模型驗(yàn)證

通過對頂推-上拔試驗(yàn)[19］和仿真模擬得到的力與位移曲線進(jìn)行對比, 上拔力、頂推力的位移曲線試驗(yàn)值與仿真的線形擬合良好, 可知仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較接近（見圖3）, 驗(yàn)證了銷釘錨固結(jié)構(gòu)模型的正確性。

圖3 錨固銷釘結(jié)構(gòu)模型驗(yàn)證

2.3.2 整體有限元模型驗(yàn)證

將計(jì)算所得結(jié)果與既有文獻(xiàn)[1, 15-16］進(jìn)行對比（見表2）, 可見, 所建模型在時(shí)速350 km層間良好工況條件下, 模型輸出頻率5 000 Hz, 計(jì)算得到的車體、鋼軌垂向加速度及鋼軌垂向位移、輪軌垂向力等動(dòng)力學(xué)指標(biāo)與既有文獻(xiàn)實(shí)測數(shù)據(jù)和理論計(jì)算結(jié)果擬合良好, 由此可以驗(yàn)證所建整體模型的正確性。

表2 仿真結(jié)果與既有文獻(xiàn)對比

3 縱連板式軌道-銷釘體系動(dòng)力響應(yīng)

為研究縱連板式軌道-銷釘體系的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)規(guī)律, 建立車輛-軌道-銷釘耦合動(dòng)力學(xué)模型, 首先分析在不同層間狀態(tài)下有無錨固銷釘對縱連板式軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響, 其次分析在不同層間狀態(tài)下銷釘?shù)膭?dòng)力響應(yīng)規(guī)律。

3.1 軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)

在行車速度為350 km/h條件下分析3種層間狀態(tài)下錨固銷釘對軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響, 選取車體垂向振動(dòng)加速度峰值、輪軌垂向力峰值、鋼軌與軌道板垂向位移、鋼軌與軌道板振動(dòng)加速度等車輛-軌道動(dòng)力響應(yīng)指標(biāo)。

不同層間狀態(tài)下車體垂向振動(dòng)加速度峰值和輪軌垂向力峰值分別見圖4、圖5。在層間離縫小于2 mm時(shí), 軌道系統(tǒng)有無銷釘錨固對車體垂向振動(dòng)加速度無明顯影響；離縫2 mm工況下, 車體垂向振動(dòng)加速度峰值為0.53 m/s2, 僅比另外2個(gè)工況大0.05 m/s2。在離縫量小于2 mm時(shí), 6種工況下的最大輪軌垂向力均在140 kN左右, 軌道系統(tǒng)有無銷釘錨固對輪軌垂向力無明顯影響。

圖4 不同層間狀態(tài)下車體垂向振動(dòng)加速度峰值

圖5 不同層間狀態(tài)下輪軌垂向力峰值

軌道結(jié)構(gòu)在垂向上具有連續(xù)性, 在列車荷載作用下, 鋼軌與軌道板的垂向位移具有跟隨性。鋼軌、軌道板垂向位移分別見圖6、圖7, 可見, 層間良好時(shí), 軌道系統(tǒng)在有無銷釘錨固下的垂向位移無差異；層間脫黏時(shí), 銷釘錨固能對軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行限位, 使鋼軌、軌道板垂向向上位移恢復(fù)至層間良好狀態(tài)；離縫2 mm工況下, 列車通過時(shí)將軌道板與CA砂漿層層間離縫壓實(shí), 鋼軌與軌道板向下位移與層間良好、層間脫黏工況相比增加約2 mm。銷釘錨固措施使鋼軌向上位移由1.43 mm降至0.79 mm, 降低81%, 使軌道板向上位移由1.50 mm降至0.85 mm, 降低76%。由此可知, 當(dāng)層間產(chǎn)生離縫時(shí), 銷釘錨固措施能有效進(jìn)行軌道結(jié)構(gòu)限位, 增強(qiáng)軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

圖6 鋼軌垂向位移

圖7 軌道板垂向位移

鋼軌、軌道板振動(dòng)加速度分別見圖8、圖9, 可見, 離縫小于2 mm時(shí), 層間狀態(tài)及有無銷釘錨固對鋼軌振動(dòng)加速度無明顯影響。層間良好時(shí), 軌道系統(tǒng)有無銷釘錨固對軌道板的振動(dòng)加速度無影響；層間脫黏時(shí), 軌道系統(tǒng)植入錨固銷釘后軌道板振動(dòng)加速度有所減??；離縫2 mm時(shí), 軌道系統(tǒng)植入錨固銷釘后軌道板振動(dòng)加速度差別不大。此外, 隨著層間狀態(tài)的惡化, 軌道板振動(dòng)加速度整體增加。銷釘錨固措施能一定程度降低離縫狀態(tài)下軌道板的振動(dòng)加速度, 增強(qiáng)軌道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

圖8 鋼軌振動(dòng)加速度

圖9 軌道板振動(dòng)加速度

銷釘周圍不同軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力情況見圖10, 列車經(jīng)過時(shí), 由于不同軌道結(jié)構(gòu)的彈性模量不同, 銷釘對軌道系統(tǒng)不同結(jié)構(gòu)的作用力產(chǎn)生協(xié)同應(yīng)變, 銷釘周圍軌道板上的混凝土應(yīng)力最大。以軌道板上銷釘周圍混凝土應(yīng)力作為指標(biāo), 分析不同層間狀態(tài)及有無銷釘錨固條件下的銷釘周圍混凝土應(yīng)力變化規(guī)律。

圖10 銷釘周圍不同軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力情況

軌道板下部銷釘周圍混凝土應(yīng)力見圖11。可見, 層間良好時(shí), 軌道系統(tǒng)有無錨固銷釘對軌道板下部混凝土應(yīng)力大小無明顯影響；層間脫黏時(shí), 有錨固銷釘?shù)能壍腊逑虏炕炷翍?yīng)力峰值是無錨固銷釘工況的1.76倍；離縫2 mm時(shí), 有錨固銷釘?shù)能壍腊逑虏炕炷翍?yīng)力峰值是無錨固銷釘工況下的0.80倍。隨著層間狀態(tài)的惡化, 軌道板下部混凝土應(yīng)力增加。在軌道系統(tǒng)植入錨固銷釘工況下, 層間狀態(tài)由良好、惡化至離縫量為2 mm時(shí), 應(yīng)力增大了4倍。

圖11 軌道板下部銷釘周圍混凝土應(yīng)力

綜上分析, 層間良好狀態(tài)下植入銷釘對軌道系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)無影響；層間脫黏及離縫狀態(tài)下軌道系統(tǒng)植入錨固銷釘能夠降低軌道系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)向上位移, 輔助提供軌道系統(tǒng)的限位能力, 一定程度降低軌道系統(tǒng)的振動(dòng)響應(yīng), 增強(qiáng)軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。隨著層間狀態(tài)的惡化, 車體垂向振動(dòng)加速度、軌道系統(tǒng)垂向位移、軌道板振動(dòng)加速度及銷釘周圍混凝土應(yīng)力在一定程度上增加, 軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)增強(qiáng)。

3.2 銷釘動(dòng)力響應(yīng)

重點(diǎn)分析在軌道板與CA砂漿層不同層間狀態(tài)下, 列車動(dòng)荷載作用下的銷釘受力及動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律。

不同層間狀態(tài)下銷釘垂向加速度見圖12, 層間良好和層間脫黏狀態(tài)下的銷釘垂向加速度最大值分別為31、33 m/s2, 離縫2 mm工況下的銷釘垂向加速度明顯增大, 最大可達(dá)108 m/s2, 同比增加260%。表明層間狀態(tài)越差, 銷釘垂向振動(dòng)加速度越大。

圖12 不同層間狀態(tài)下銷釘垂向加速度

銷釘垂向位移（見圖13）與軌道板垂向位移變化規(guī)律相似。在層間良好和層間脫黏狀態(tài)下, 銷釘垂向位移變化基本一致；離縫2 mm工況下, 列車荷載作用使軌道板與CA砂漿層間的離縫被壓實(shí), 因此銷釘垂向位移明顯增大。

圖13 銷釘垂向位移

不同層間狀態(tài)下銷釘?shù)拇瓜蛄σ妶D14, 層間良好時(shí), 銷釘承受最大壓力僅為21 N, 基本處于不受力狀態(tài), 列車荷載主要由軌道系統(tǒng)自上而下傳遞至路基；層間脫黏時(shí), 軌道系統(tǒng)對軌道板及以上軌道結(jié)構(gòu)的垂向向上限位能力不足, 錨固銷釘此時(shí)發(fā)揮限位功能, 銷釘主要承受上拔力, 最大上拔力為4.0 kN；離縫2 mm工況下, 列車通過時(shí)軌道板上下移動(dòng), 軌道板向下移動(dòng)時(shí)銷釘承受壓力, 壓力最大值為24.0 kN, 軌道板向上移動(dòng)時(shí)銷釘承受上拔力, 上拔力最大值為9.2 kN, 銷釘交替承受壓力與上拔力, 最大壓力值達(dá)到極限承載力的24%。

圖14 不同層間狀態(tài)下銷釘?shù)拇瓜蛄?/p>

不同層間狀態(tài)下銷釘剪切加速度見圖15, 層間良好時(shí), 銷釘剪切加速度較小, 最大值為15 m/s2；當(dāng)列車經(jīng)過離縫區(qū)域時(shí), 銷釘剪切加速度顯著增加, 增加到60 m/s2左右, 可見, 當(dāng)層間產(chǎn)生明顯離縫時(shí), 銷釘?shù)募羟屑铀俣让黠@增大。

圖15 不同層間狀態(tài)下銷釘剪切加速度

不同層間狀態(tài)下銷釘縱向位移見圖16, 層間良好和層間脫黏時(shí)銷釘剪切位移變化基本一致, 離縫2 mm時(shí)銷釘剪切變形稍有增大, 但與另外2個(gè)工況相比并不明顯。

圖16 不同層間狀態(tài)下銷釘縱向位移

不同層間狀態(tài)下銷釘所受剪力見圖17, 層間良好時(shí), 銷釘所承受的最大剪力僅為108 N, 基本處于不受力狀態(tài)；層間脫黏和離縫2 mm時(shí), 在列車荷載作用下, 軌道板垂向彎曲變形, 并與支承層產(chǎn)生相對縱向位移, 導(dǎo)致銷釘受剪, 所受剪力最大約為6 kN。離縫處軌道板上下移動(dòng), 導(dǎo)致銷釘所受剪力小幅增加, 但遠(yuǎn)小于錨固銷釘?shù)臉O限抗剪力。通過對銷釘切向動(dòng)力響應(yīng)分析可知, 列車通過時(shí), 在層間完全脫黏狀態(tài)下, 錨固銷釘可以保障軌道結(jié)構(gòu)的縱向限位能力。

圖17 不同層間狀態(tài)下銷釘所受剪力

離縫2 mm工況下銷釘Von Mises應(yīng)力云圖和不同層間狀態(tài)下銷釘應(yīng)力時(shí)程曲線分別見圖18、圖19, 可見, 銷釘最大應(yīng)力出現(xiàn)在銷釘中部, 即與軌道系統(tǒng)層間接觸的位置。當(dāng)層間良好時(shí), 銷釘所受最大應(yīng)力不足0.02 MPa；層間完全脫黏時(shí), 銷釘所受最大應(yīng)力約為2.00 MPa；層間離縫2 mm時(shí), 銷釘所受最大應(yīng)力顯著增加, 達(dá)到14.60 MPa, 銷釘所受應(yīng)力增加了約7倍, 但并未達(dá)到銷釘?shù)那?qiáng)度。表明層間狀態(tài)越差, 銷釘承受的應(yīng)力越大。

圖18 離縫2 mm工況下銷釘Von Mises應(yīng)力云圖

圖19 不同層間狀態(tài)下銷釘應(yīng)力時(shí)程曲線

層間狀態(tài)對于銷釘?shù)膭?dòng)力響應(yīng)影響顯著。軌道系統(tǒng)層間產(chǎn)生較大離縫（小于2 mm）時(shí), 在單次車輛荷載作用下, 縱連板式軌道-銷釘體系的各項(xiàng)動(dòng)力響應(yīng)指標(biāo)均在安全限值內(nèi)；但當(dāng)長期經(jīng)受復(fù)雜荷載作用時(shí), 可以推測軌道系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)變差, 植筋膠劣化加速；情況嚴(yán)重時(shí)銷釘會(huì)與植筋膠脫黏, 從而將銷釘從軌道系統(tǒng)中拔出, 造成銷釘作用失效。因此, 即使軌道系統(tǒng)進(jìn)行銷釘錨固, 也需關(guān)注軌道板與CA砂漿層間的離縫病害。現(xiàn)場銷釘錨固作業(yè)應(yīng)避免軌道板與CA砂漿層間存在離縫, 層間出現(xiàn)病害及時(shí)采取注膠、灌漿等措施, 整修不及時(shí)則需額外關(guān)注銷釘錨固情況, 避免銷釘被拔出影響行車安全。

4 銷釘錨固參數(shù)對軌道-銷釘錨固體系的影響

為了研究銷釘錨固參數(shù)對軌道-銷釘錨固性能的影響, 在行車速度為350 km/h條件下, 以離縫2 mm最不利工況進(jìn)行分析。軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)位移能間接反映出錨固銷釘?shù)南尬荒芰? 錨固銷釘?shù)氖芰δ芊从吵鲥^固銷釘?shù)姆蹱顟B(tài)。因此選擇以上動(dòng)力響應(yīng)指標(biāo)為參考, 分析錨固銷釘數(shù)量及抗拔剛度對軌道-銷釘錨固體系的影響。

4.1 錨固銷釘數(shù)量影響

通過設(shè)置4種錨固銷釘布置方案（見圖20）, 分析錨固銷釘數(shù)量對縱連板式軌道-銷釘體系的影響。

圖20 錨固銷釘布置方案示意圖

錨固銷釘不同布設(shè)方案下鋼軌、軌道板垂向位移峰值見圖21、圖22, 可見, 列車經(jīng)過時(shí)不同錨固銷釘數(shù)量下的軌道系統(tǒng)垂向向下位移相差不大。方案1比方案3鋼軌與軌道板的垂向向上位移約大0.50 mm, 方案4比方案3降低軌道系統(tǒng)的垂向位移不足0.05 mm, 對軌道系統(tǒng)的限位能力提升不明顯。植入軌道系統(tǒng)的銷釘數(shù)量越多, 對軌道系統(tǒng)的限位能力越強(qiáng), 軌道系統(tǒng)的穩(wěn)定性越好, 1塊板植筋數(shù)量超過12根后, 對軌道系統(tǒng)限位能力的提升有限。

圖21 錨固銷釘不同布設(shè)方案下鋼軌垂向位移峰值

圖22 錨固銷釘不同布設(shè)方案下軌道板垂向位移峰值

錨固銷釘不同布設(shè)方案下銷釘承受的拉拔力和剪力見圖23、圖24, 可見, 列車經(jīng)過時(shí), 不同方案下銷釘承受壓力無明顯差異。方案1的銷釘承受上拔力最大值為9.2 kN；隨著銷釘數(shù)量的增加, 銷釘承受的上拔力及剪力均越小, 方案4相比于方案3, 銷釘承受的最大上拔力降低0.3 kN、剪力減小0.5 kN。由此可知, 當(dāng)錨固銷釘數(shù)量超過12根銷釘/板后, 錨固銷釘體系的抗拔、抗剪性能的提升有限。

圖23 錨固銷釘不同布設(shè)方案下銷釘承受的拉拔力

圖24 錨固銷釘不同布設(shè)方案下銷釘承受的剪力

增加銷釘數(shù)量能增強(qiáng)錨固體系的限位能力, 提高軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定, 改善軌道-銷釘體系的受力, 但當(dāng)1塊軌道板上銷釘數(shù)量超過12根后, 提升軌道系統(tǒng)穩(wěn)定性及改善軌道-銷釘錨固體系的受力效果不明顯, 因此建議1塊板上的銷釘數(shù)量不宜超過12根。

4.2 錨固銷釘剛度影響

通過前述研究可知, 銷釘雖受拉拔和剪切復(fù)合作用, 但限位能力主要受拉拔性能影響, 因此主要分析銷釘抗拔剛度的影響。相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果[19］表明現(xiàn)場應(yīng)用的銷釘抗拔剛度約為15 kN/mm。在此基礎(chǔ)上分析在銷釘抗拔剛度5～150 kN/mm條件下, 銷釘抗拔剛度對軌道-銷釘錨固體系的影響規(guī)律。

銷釘不同抗拔剛度下鋼軌、軌道板垂向位移峰值見圖25、圖26, 可見, 錨固銷釘?shù)目拱蝿偠葘︿撥?、軌道板垂向向下位移影響微? 相差均不超過0.5 mm, 但對鋼軌和軌道板的垂向向上位移有顯著影響。隨著錨固銷釘抗拔剛度的增加, 鋼軌、軌道板垂向向上位移減小, 即銷釘錨固限位能力越好。當(dāng)銷釘抗拔剛度小于10 kN/mm時(shí), 鋼軌與軌道板垂向向上位移與無銷釘錨固的工況下相差分別不足0.05、0.20 mm, 銷釘錨固體系的限位能力嚴(yán)重不足。當(dāng)銷釘抗拔剛度大于20 kN/mm時(shí), 軌道系統(tǒng)的垂向向上位移才小于1.00 mm；當(dāng)銷釘抗拔剛度大于80 kN/mm時(shí), 鋼軌與軌道板的垂向向上位移降低均不超過0.20 mm, 錨固銷釘?shù)南尬荒芰μ嵘Ч幻黠@。從限位能力方面考慮, 建議錨固銷釘?shù)目拱蝿偠冗x取范圍為20～80 kN/mm。

圖25 銷釘不同抗拔剛度下鋼軌垂向位移峰值

圖26 銷釘不同抗拔剛度下軌道板垂向位移峰值

銷釘不同抗拔剛度下承受的垂向力見圖27, 可見, 隨著銷釘抗拔剛度的增大, 銷釘承受的垂向力不斷增加, 抗拔剛度150 kN/mm工況下銷釘承受的壓力與上拔力分別達(dá)到了82 kN和18 kN, 承受的最大壓力已達(dá)到其極限承載力（4根銷釘/板）的82%。由文獻(xiàn)[20］可知, 銷釘承受疲勞荷載（200萬次）達(dá)到極限承載力的20%～45%時(shí), 錨固銷釘?shù)臉O限承載力最大降低23%, 此時(shí)錨固銷釘?shù)臉O限承載力僅剩77%, 抗拔剛度150 kN/mm工況下銷釘受力極為不利。錨固銷釘抗拔剛度為80 kN/mm時(shí), 銷釘承受的壓力達(dá)到極限承載力的60%, 銷釘周圍混凝土的Von Mises應(yīng)力最大為1.14 MPa, 在安全限值內(nèi)。考慮保留一定安全裕度, 建議錨固銷釘?shù)目拱蝿偠炔淮笥?0 kN/mm。

圖27 銷釘不同抗拔剛度下承受的垂向力

由以上分析可知, 銷釘抗拔剛度越大, 在離縫狀態(tài)下, 軌道結(jié)構(gòu)的垂向向上位移越小, 銷釘錨固體系的限位能力越強(qiáng), 但銷釘承受的垂向力越大, 容易造成銷釘被拔出, 引起銷釘失效。結(jié)合錨固銷釘抗拔剛度對限位能力的影響及保證銷釘安全服役條件下, 建議錨固銷釘?shù)目拱蝿偠热≈捣秶鸀?0～80 kN/mm。

5 結(jié)論

為了研究縱連板式軌道-銷釘體系的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)及錨固銷釘參數(shù)對軌道系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)特性的影響規(guī)律, 建立車輛-軌道-銷釘動(dòng)力學(xué)耦合模型, 計(jì)算分析不同工況條件下軌道系統(tǒng)和銷釘?shù)膭?dòng)力學(xué)響應(yīng), 得到以下結(jié)論：

（1）通過對軌道系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)分析可知, 層間良好狀態(tài)下有無銷釘對于軌道系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)無明顯影響。當(dāng)層間產(chǎn)生離縫時(shí), 銷釘錨固措施能提高軌道系統(tǒng)的限位能力, 增強(qiáng)軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。在離縫2 mm工況下, 列車通過時(shí)將軌道板與CA砂漿層間離縫壓實(shí)。銷釘錨固措施使鋼軌垂向向上位移降低81%, 使軌道板垂向向上位移降低76%。隨著層間狀態(tài)惡化, 鋼軌與軌道板的垂向位移、軌道板振動(dòng)加速度、銷釘周圍混凝土應(yīng)力均不同程度增加, 軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)增強(qiáng)。

（2）通過對銷釘動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析可知, 層間狀態(tài)良好時(shí), 銷釘受力及動(dòng)力響應(yīng)較?。粚娱g離縫由0增至2 mm時(shí), 銷釘垂向加速度增加2.6倍, 銷釘所受最大應(yīng)力增加近7倍。當(dāng)層間脫黏時(shí), 銷釘承受上拔力, 最大上拔力4.0 kN；離縫增大到2 mm時(shí), 銷釘交替承受上拔力與壓力, 最大上拔力為9.2 kN, 增大了2.3倍, 銷釘最大承受的壓力為24.0 kN, 銷釘承受的壓力已達(dá)到極限承載力的24%。因此, 即使對軌道系統(tǒng)進(jìn)行銷釘錨固, 也需關(guān)注軌道板與CA砂漿層間的離縫病害。軌道板與CA砂漿層產(chǎn)生較大離縫時(shí), 應(yīng)及時(shí)采取注膠、灌漿等措施, 避免發(fā)生銷釘被拔出的情況, 從而造成銷釘失效。

（3）通過對銷釘錨固參數(shù)對軌道-銷釘錨固體系的影響分析可知, 增加錨固銷釘數(shù)量能增強(qiáng)軌道結(jié)構(gòu)的限位能力, 改善軌道-銷釘體系的受力, 但當(dāng)1塊軌道板上銷釘數(shù)量超過12根后, 對提升軌道系統(tǒng)穩(wěn)定性及改善軌道-銷釘體系的受力性能有限, 因此, 建議植入錨固銷釘數(shù)量不宜超過12根；銷釘抗拔剛度越大, 在離縫狀態(tài)下, 軌道結(jié)構(gòu)的垂向向上位移越小, 錨固銷釘體系的限位能力越強(qiáng), 但銷釘承受的垂向力越大, 容易造成銷釘失效。因此, 建議錨固銷釘?shù)目拱蝿偠冗x取范圍為20～80 kN/mm。