黃自鵬,何越磊,路宏遙,趙彥旭

(1.上海工程技術(shù)大學(xué)城市軌道交通學(xué)院,上海 201620； 2.中鐵二十一局集團(tuán)有限公司,蘭州 730070)

引言

作為一種典型的具有界面屬性的層狀結(jié)構(gòu)物，CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道主要由軌道板、CA砂漿層、支承層組成[1]，因其具有高平順性、結(jié)構(gòu)病害數(shù)量少、經(jīng)濟(jì)效益明顯和綜合性能發(fā)揮穩(wěn)定等諸多優(yōu)點(diǎn)而廣泛使用[2]。CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道服役期間內(nèi)，在復(fù)雜環(huán)境和多荷載耦合作用下，部分線路高頻性出現(xiàn)軌道板CA砂漿層間離縫等病害，嚴(yán)重影響列車安全運(yùn)行[3]。

針對(duì)軌道板與CA砂漿層間離縫病害產(chǎn)生及發(fā)展機(jī)理，諸多學(xué)者已進(jìn)行了大量研究。鐘垚[4]認(rèn)為在持續(xù)高溫荷載作用下，軌道板與CA砂漿層間即可產(chǎn)生離縫病害，且相較于其他位置，板角位置的離縫現(xiàn)象更為嚴(yán)重；趙國(guó)堂[5]通過層間內(nèi)聚力模型，研究不同服役狀態(tài)下軌道板與CA砂漿層離縫病害在正、負(fù)溫度荷載及沖擊荷載下的傷損演變機(jī)理，結(jié)果表明層間離縫以剪切型傷損為主，且相較于其他荷載工況，“整體升溫+正溫度梯度”是誘發(fā)層間離縫病害的最不利荷載組合；鐘陽(yáng)龍[6]通過建立CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道層間剪切破壞三維有限元模型，分析溫度荷載作用下軌道板與CA砂漿層間剪切破壞過程，認(rèn)為提高界面斷裂韌度和剪切強(qiáng)度，可有效地控制層間離縫的發(fā)生且能夠提高軌道縱向穩(wěn)定性。

為研究溫度荷載作用下軌道板上拱變形及層間剪切破壞的傷損整治技術(shù)，劉英[7]提出采用植筋錨固的整治方案，并成功實(shí)踐；倪躍峰[8]建立軌道板抬板維修計(jì)算模型，以不同方案下軌道板最大縱向位移為判斷標(biāo)準(zhǔn)，得出不同溫度變化下可采取的植筋方案；季杰[9]通過分析多荷載作用下CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道層間不同離縫狀態(tài)對(duì)軌道結(jié)構(gòu)服役性能的影響，提出植筋錨固修復(fù)方案，結(jié)果證明植筋錨固方案能夠顯著抑制軌道板受高溫荷載作用下的上拱變形。

既有研究主要關(guān)注軌道板與CA砂漿層間離縫病害在溫度荷載下的剪切傷損演變機(jī)制，以及對(duì)現(xiàn)有植筋錨固方案在若干條件下的合理選取，而關(guān)于溫度荷載作用下錨固筋數(shù)量與植筋位置等對(duì)無(wú)砟軌道力學(xué)特性影響的研究較少。為模擬軌道板與砂漿層間在溫度荷載作用下發(fā)生破壞現(xiàn)象，通過若干組復(fù)合試件的剪切試驗(yàn)，分析軌道板在植筋后的接觸界面強(qiáng)度變化規(guī)律[10]，確定對(duì)傷損無(wú)砟軌道采用植筋修復(fù)方案的理論可行性；在此基礎(chǔ)上，結(jié)合CRTSⅡ板式無(wú)砟軌道現(xiàn)場(chǎng)病害調(diào)研情況，建立傷損無(wú)砟軌道力學(xué)分析模型，研究夏季高溫條件下，植筋位置和植筋數(shù)量對(duì)軌道板力學(xué)特性的影響，優(yōu)化植筋錨固布置方案，為高速鐵路工務(wù)養(yǎng)護(hù)維修[11]提供支撐，豐富軌道結(jié)構(gòu)病害修復(fù)理論，完善CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道全生命周期服役狀態(tài)研究[12]。

1 植筋后界面力學(xué)性能試驗(yàn)

為模擬軌道結(jié)構(gòu)受剪破壞過程[13]，制作了150 mm×150 mm×150 mm混凝土￣-砂漿復(fù)合標(biāo)準(zhǔn)試件，通過試件剪切試驗(yàn)，對(duì)比混凝土-砂漿兩相介質(zhì)和混凝土-錨固鋼筋-砂漿三相介質(zhì)的破壞過程，驗(yàn)證植筋錨固提高軌道板與CA砂漿層間抗剪能力[14]的有效性。

1.1 復(fù)合試件制備與加載方法

先澆筑用于模擬軌道板的混凝土，待養(yǎng)護(hù)室中初步養(yǎng)護(hù)7 d后，所有混凝土試件表面按照軌道結(jié)構(gòu)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際狀況進(jìn)行適度鑿毛、清理，然后澆筑模擬CA砂漿層的水泥乳化瀝青砂漿，最終將所有試件在同一養(yǎng)護(hù)環(huán)境中養(yǎng)護(hù)28 d。試驗(yàn)共制作6塊復(fù)合試塊，并對(duì)其中3個(gè)試塊進(jìn)行植筋錨固，如圖1所示。

圖1 軌道板與CA砂漿層復(fù)合試件

為確保試件界面在加載過程中處于受剪切狀態(tài)，在萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)加載前對(duì)軌道板一端進(jìn)行固定，加載時(shí)通過凸起的支撐塊對(duì)另一半砂漿層部分施加外荷載，試驗(yàn)工裝與加載示意如圖2所示。

圖2 剪切試驗(yàn)工裝與加載示意

1.2 試驗(yàn)與結(jié)果分析

未植筋試件的加載及破壞如圖3所示。加載初始階段，荷載-位移曲線緩慢上升，界面處材料間化學(xué)膠合力協(xié)同顆粒間交錯(cuò)排列產(chǎn)生的摩阻力和機(jī)械咬合力共同抵抗界面外載；當(dāng)荷載達(dá)到2.2 kN、界面相對(duì)位移量在0.5 mm左右時(shí)，試件界面端部出現(xiàn)微型裂紋；隨后，荷載-位移曲線以大于裂紋產(chǎn)生前的速率呈線性上升；在結(jié)構(gòu)完全破壞前，荷載-位移曲線峰值附近出現(xiàn)一段曲線，表明試件界面粘結(jié)面積逐步減少，化學(xué)膠合狀態(tài)逐步破壞，界面抗剪切能力達(dá)到極限，之后荷載-位移曲線急劇下降，試件分成完整的混凝土和砂漿塊，破壞僅發(fā)生在最為薄弱的界面處。

圖3 未植筋試件加載過程及破壞形態(tài)

圖4為植筋試件的加載及破壞過程。破壞過程大致分為2個(gè)階段，第一階段為混凝土與砂漿界面受剪破壞，第二階段為錨固鋼筋屈服破壞。在前階段，界面破壞過程與未植筋試件相似，在荷載達(dá)到2.0 kN，層間相對(duì)位移量達(dá)到0.4 mm左右時(shí)開始出現(xiàn)開裂；當(dāng)剪切荷載達(dá)到15.2 kN、層間相對(duì)位移量達(dá)到1.5 mm左右時(shí)，界面處產(chǎn)生的裂紋清晰可見，但結(jié)構(gòu)仍能抵抗外載；外載進(jìn)一步增加，界面表面出現(xiàn)小顆粒松散、脫落現(xiàn)象，荷載-位移曲線斜率逐漸減小，試件進(jìn)入“軟化階段”，隨后曲線迅速下降，但試塊并未分離，錨固鋼筋在荷載作用下逐步屈服。

圖4 植筋試件加載過程及破壞形態(tài)

圖5為試件試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)。對(duì)比植筋前后兩種試件試驗(yàn)結(jié)果可知：界面破壞時(shí)，已植筋試塊相對(duì)位移量平均值為1.96 mm；而未植筋試塊破壞時(shí)界面相對(duì)位移平均值為1.49 mm，界面抵抗相對(duì)變形的性能增加了31.5%。植筋試塊破壞時(shí)剪切荷載平均值為15.20 kN，未植筋試塊破壞時(shí)剪切荷載為13.21 kN，植筋后試件抗剪切性能提高了15.1%。由此可見，對(duì)服役狀態(tài)下無(wú)砟軌道進(jìn)行植筋加固，可有效提高界面的力學(xué)性能。

圖5 植筋前后界面力學(xué)性能對(duì)比

2 植筋方案仿真分析

為進(jìn)一步探究板式無(wú)砟軌道植筋修復(fù)工藝合理方案，分析植筋修復(fù)后軌道板受力特點(diǎn)，建立了不同植筋修復(fù)方案的CRTSⅡ板式無(wú)砟軌道有限元模型。

隨著科學(xué)的不斷發(fā)展，人們對(duì)于生活的標(biāo)準(zhǔn)越來(lái)越高，對(duì)日常生活的居住環(huán)境要求也在不斷提高。隨著對(duì)能源需求的不斷增大，能源也越來(lái)越緊缺，要解決這個(gè)問題，就必須對(duì)電氣工程采取節(jié)能措施。這不僅是適應(yīng)時(shí)代的進(jìn)步，滿足現(xiàn)代生活的基本需求，而且通過電氣工程自動(dòng)化技術(shù)的節(jié)能創(chuàng)新，可以提高生活中各種電器的使用效率，達(dá)到減少能源消耗的目的，提升社會(huì)經(jīng)濟(jì)發(fā)展的質(zhì)量[3]。

2.1 有限元模型結(jié)構(gòu)組成和參數(shù)設(shè)置

2.1.1 分析工況設(shè)置

計(jì)算模型包括未植筋傷損軌道結(jié)構(gòu)、軌道板不同植筋錨固修復(fù)方案兩種類型。華東地區(qū)夏季無(wú)砟軌道離縫病害現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研的統(tǒng)計(jì)分析結(jié)果表明，軌道板與CA砂漿層脫粘深度均值約200 mm。故軌道結(jié)構(gòu)傷損設(shè)計(jì)為：離縫長(zhǎng)度6 450 mm，深度200 mm，如圖6所示。

圖6 軌道板傷損示意(單位：mm)

在研究植筋數(shù)量對(duì)軌道板結(jié)構(gòu)受力特性影響時(shí)，植筋錨固修復(fù)模擬按照單塊板上工務(wù)維修現(xiàn)場(chǎng)實(shí)施方案設(shè)計(jì)，即沿軌道板縱向?qū)ΨQ布置2排數(shù)量分別為4、6、8、10、12、16根HRB500型熱軋錨固筋?？紤]植筋位置改變對(duì)軌道板結(jié)構(gòu)力學(xué)特性的影響時(shí)，通過調(diào)整單塊板上植入錨固筋沿軌道縱向?qū)ΨQ布置位置，設(shè)計(jì)如圖7所示的單塊板植入4根錨固筋的不同方案。

圖7 植入4根錨固筋方案示意

2.1.2 結(jié)構(gòu)組成與材料參數(shù)設(shè)置

所建立的有限元模型采用Solid65實(shí)體單元，按文獻(xiàn)[6]設(shè)置材料參數(shù)。軌道板、CA砂漿層、支承層間設(shè)置為接觸關(guān)系，并以材料各向應(yīng)力強(qiáng)度和臨界能量釋放率[15]為參數(shù)，設(shè)置基于接觸的內(nèi)聚力模型(Contact based Cohesive Zone Model)[16-17]。植筋時(shí)，植筋膠材料性能參考文獻(xiàn)[18]，錨固筋用桿單元模擬。為消除邊界效應(yīng)影響，建立5塊板仿真模型結(jié)構(gòu)并取中間板進(jìn)行分析。仿真模型結(jié)構(gòu)如圖8所示。

圖8 仿真模型結(jié)構(gòu)

2.2 邊界條件和加載設(shè)置

考慮板式無(wú)砟軌道縱連特征，對(duì)模型中支承層底部節(jié)點(diǎn)各向自由度全約束，利用彈簧-阻尼單元對(duì)模型兩端全自由度約束，彈簧剛度按混凝土彈性模量設(shè)置。開始加載前，假設(shè)寬窄接縫與軌道板連接良好，錨固筋與軌道結(jié)構(gòu)耦合完好。

圖9為華東地區(qū)夏季CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道內(nèi)部溫度場(chǎng)在線監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)結(jié)果[19]。基于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，考慮無(wú)砟軌道全生命服役期間結(jié)構(gòu)病害惡化、重現(xiàn)期[20]及最不利荷載工況，最終加載工況選擇為整體升溫40 ℃+軌道板正溫度梯度110 ℃/m，并假定溫度梯度沿軌道板垂向線性分布。

圖9 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)

3 最優(yōu)植筋方案分析

植筋過程破壞結(jié)構(gòu)完整性，將對(duì)軌道結(jié)構(gòu)服役性能產(chǎn)生影響，在確保加固效果的前提下，確定最優(yōu)植筋數(shù)量及位置至關(guān)重要。為此，分析不同植筋數(shù)量和植筋位置的修復(fù)方案下軌道板在高溫荷載重現(xiàn)時(shí)結(jié)構(gòu)性能變化情況。

3.1 最優(yōu)植筋數(shù)量分析

圖10為軌道板上拱位移沿縱向位置變化曲線。單塊板上植入不同數(shù)量的錨固筋，均能有效抑制軌道板在高溫荷載持續(xù)作用下的上拱變形，且隨著錨固筋數(shù)量增加，軌道垂向上拱抑制效果愈加明顯；植入錨固筋數(shù)量超過8根后，軌道板垂向位移峰值均出現(xiàn)在板端。在相同荷載工況下，軌道板出現(xiàn)6.45 m×0.2 m離縫傷損時(shí)，其垂向變形量峰值為1.54 mm；與傷損板相比，植入錨固筋后，軌道板上拱量峰值下降38.4%～78.2%，如圖11所示。

圖10 軌道板上拱位移沿縱向位置變化曲線

圖11 軌道板垂向位移峰值

植筋錨固后，軌道板結(jié)構(gòu)應(yīng)力重構(gòu)，在植筋孔附近出現(xiàn)了新的應(yīng)力集中區(qū)域，如圖12所示。軌道板底部在植筋位置出現(xiàn)較大受拉區(qū)域，并沿植筋孔周向外擴(kuò)散，且單塊板上植筋數(shù)量越多，軌道板底部第一主應(yīng)力超過C55級(jí)混凝土抗拉強(qiáng)度2.74 MPa的區(qū)域擴(kuò)散越明顯。

圖12 軌道板底部最大主應(yīng)力云圖

將超過抗拉強(qiáng)度值的區(qū)域視作“風(fēng)險(xiǎn)區(qū)”，得到各植筋方案下風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域占比，如圖13所示。當(dāng)單塊板上植入小于8根錨固筋時(shí)，風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域面積不超過軌道板底部面積的45%；當(dāng)植入錨固筋數(shù)量超過8根時(shí)，風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域增加明顯，均超過軌道板底部面積的60%，且變化趨于穩(wěn)定；隨著單塊板上植筋數(shù)量增加，風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域面積由單塊板植入4根錨固筋的4.84 m2增加到植入16根錨固筋的10.52 m2。

圖13 風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域占比

在單塊軌道板上植入過多的錨固筋雖能抑制軌道板受高溫上拱變形，但錨固筋的限制作用改變了軌道板原有的應(yīng)力分布，增加了軌道板開裂風(fēng)險(xiǎn)，實(shí)際養(yǎng)護(hù)中單塊板上植入錨固筋數(shù)量不宜超過8根。

3.2 最優(yōu)植筋位置分析

以單塊板上植入4根錨固筋為例，只改變錨固筋在軌道板上的分布位置時(shí)，所有植筋方案均能有效抑制軌道板上拱。與傷損軌道板的上拱幅值相比，植入4根錨固筋的各設(shè)計(jì)方案使垂向位移分別下降27.9%～38.4%，表明單塊板上植入4根較少數(shù)量錨固筋即能有效抑制軌道上拱，如圖14所示。

圖14 植入4根錨固筋時(shí)軌道板垂向位移變化

隨著軌道板上錨固筋沿著縱向布置的緊密程度增加，軌道板與寬窄接縫連接處拉應(yīng)力由0.38 MPa增大到0.43 MPa，增加了13.1%，如圖15所示。單塊板上過于緊密布置錨固筋不利于軌道板與寬窄接縫連接處的受力，容易導(dǎo)致連接處產(chǎn)生較大拉應(yīng)力，增加開裂風(fēng)險(xiǎn)。

相同植筋數(shù)量條件下，沿軌道板縱向過于密集布置錨固筋能夠抑制軌道板上拱變形，但不利于軌道板與寬窄接縫連接處受力，建議工務(wù)部門植筋修復(fù)時(shí)沿縱向分散布置錨固筋，且植筋位置應(yīng)靠近板端部。針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)已植筋數(shù)量較多的軌道板位置，在后續(xù)養(yǎng)修中需進(jìn)一步關(guān)注接縫位置的實(shí)際狀態(tài)。

圖15 軌道板垂向位移峰值與連接處拉應(yīng)力變化

4 結(jié)論

為研究植筋錨固整治CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道上拱傷損的優(yōu)化方案，進(jìn)行了復(fù)合試件的力學(xué)性能試驗(yàn)，在此基礎(chǔ)上建立CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道植筋錨固修復(fù)有限元分析模型，分析了夏季高溫條件下，植筋數(shù)量和植筋位置對(duì)軌道板受力特性的影響，優(yōu)化了植筋錨固修復(fù)方案，主要結(jié)論如下。

(1)試驗(yàn)表明，植筋后，層間抗相對(duì)變形能力提高了31.5%，抗剪切能力提高了15.1%，對(duì)傷損軌道板進(jìn)行植筋錨固是可行的。

(2)不同植筋錨固方案均能有效抑制軌道板上拱變形，單塊板上植入錨固筋數(shù)量超過8根時(shí)，對(duì)于軌道板受高溫上拱變形的抑制效果無(wú)明顯差別。

(3)植入錨固筋數(shù)量過多將增加軌道板開裂風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域面積，靠近板中密集布置錨固筋不利于軌道板接縫處受力。