張婭敏

(1.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，430063，武漢；2.鐵路軌道安全服役湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，430063，武漢∥高級(jí)工程師)

在城市軌道交通線路的隧道洞口處，通常設(shè)置連接地面線和地下線的U型槽敞口地段。為保證雨水隨線路坡度從地面線流入地下隧道的雨水泵房，在U型槽位置的整體道床處設(shè)置兩條橫向排水溝，形成截水溝處雙柱一體式整體道床。由于線路在服役過(guò)程中列車荷載長(zhǎng)期作用等因素，導(dǎo)致部分截水溝處的整體道床出現(xiàn)與下部隧道結(jié)構(gòu)垂向分層及水平位移現(xiàn)象，并造成軌道不平順從而影響乘車舒適度和列車的正常運(yùn)行。當(dāng)變形較為嚴(yán)重時(shí)，將會(huì)導(dǎo)致軌道幾何形位出現(xiàn)重大偏差，影響列車安全運(yùn)行，因此及時(shí)對(duì)整體道床進(jìn)行整治更換是非常必要的。

針對(duì)目前常用的整體道床無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其常見(jiàn)病害類型進(jìn)行了歸納總結(jié)，主要有道床板裂紋、掉塊、上拱和基礎(chǔ)變形等，并提出了針對(duì)更換道床的修復(fù)方法[1-5]。在以上修復(fù)方法中，現(xiàn)澆混凝土的養(yǎng)護(hù)需要一定時(shí)間，而地鐵運(yùn)行的天窗時(shí)間短，無(wú)法實(shí)現(xiàn)封閉路線進(jìn)行集中整治。因此，現(xiàn)有的維修方法難以保證列車的正常運(yùn)營(yíng)。

本文參考高鐵動(dòng)車段內(nèi)的鋼支墩結(jié)構(gòu)，針對(duì)城市軌道交通U型槽位置整體道床出現(xiàn)開(kāi)裂分層的問(wèn)題，提出設(shè)置鋼支墩結(jié)構(gòu)的臨時(shí)支承維修方案，并通過(guò)建立有限元模型對(duì)列車靜荷載和動(dòng)荷載作用下，鋼支墩的受力變形情況和軌道結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行分析，從而使其滿足在道床整治更換期間列車正常運(yùn)營(yíng)行車的條件。本文研究可為地鐵線路U型槽地段軌道結(jié)構(gòu)類似病害的整治提供借鑒與參考。

1 鋼支墩設(shè)計(jì)

圖1 U型槽敞口段設(shè)計(jì)圖Fig.1 Design drawing of U-shaped groove open section

U型槽寬度為4.9 m，高度為4.4 m，其中，雨水泵房寬度為4.0 m，高度為4.0 m。U形槽地段軌道結(jié)構(gòu)高度設(shè)計(jì)值為560 mm，考慮到施工誤差及后期精調(diào)需要，鋼支墩組裝完成后的高度為630 mm。在對(duì)U型槽位置立柱式整體道床進(jìn)行整治時(shí)，為保證整治期間列車的安全平穩(wěn)運(yùn)行，在立柱式整體道床兩側(cè)各增加一排鋼支墩結(jié)構(gòu)，由于U型槽位置寬度為1 500 mm，結(jié)合原道床寬度450 mm，確定鋼支墩間距為1 000 mm。剩余鋼支墩與排水溝之間的高度由聚合物混凝土材料填充，如圖1所示。

鋼支墩材料為Q235鋼，使用鋼型材和鋼板焊接而成，下部通過(guò)錨桿與聚合物混凝土材料(通過(guò)鋼筋錨入150 mm)，上部通過(guò)調(diào)高墊板調(diào)整至設(shè)計(jì)高度后，安裝單趾彈條扣件系統(tǒng)，然后通過(guò)高強(qiáng)度螺柱和大六角螺母將扣件系統(tǒng)與支墩牢固連接，其設(shè)計(jì)圖如圖2所示。

圖2 鋼支墩結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)圖Fig.2 Design drawing of steel abutment structure

2 力學(xué)分析

2.1 靜力分析

為研究鋼支墩結(jié)構(gòu)的受力特性，通過(guò)有限元軟件，采用實(shí)體單元對(duì)鋼支墩進(jìn)行模擬，不考慮鋼支墩自身錯(cuò)動(dòng)，有限元模型如圖3所示。鋼支墩采用線彈性模型進(jìn)行模擬，其材料參數(shù)如表1所示。

圖3 鋼支墩有限元模型Fig.3 Finite element model of steel abutment

表1 鋼支墩有限元模型材料參數(shù)

列車軸重為14 t，設(shè)列車動(dòng)載系數(shù)為1.5。將鋼軌對(duì)鋼支墩的作用力等效為垂向力和橫向力，分別為105 kN和84 kN，并將其換算為均布荷載施加至有限元模型。由鋼支墩有限元模型計(jì)算得到的垂向位移和等效應(yīng)力云圖分別如圖4和圖5所示。由圖4和圖5可知：在列車荷載作用下，結(jié)構(gòu)整體應(yīng)力水平偏低，應(yīng)力較高處位于鋼支墩下部與底板連接處，其值為82.10 MPa，遠(yuǎn)小于Q235鋼的屈服強(qiáng)度235 MPa；最大垂向位移為0.16 mm，位于鋼軌底部的鋼支墩頂板處，均滿足使用要求。

圖4 鋼支墩垂向位移云圖Fig.4 Nephogram of vertical displacement of steel abutment

圖5 鋼支墩等效應(yīng)力云圖Fig.5 Nephogram of equivalent stress of steel abutment

2.2 動(dòng)力學(xué)分析

基于動(dòng)力學(xué)仿真軟件將下部基礎(chǔ)進(jìn)行剛度換算，建立車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型，如圖6所示。計(jì)算得到鋼軌位移時(shí)程曲線，然后將其作為荷載激勵(lì)導(dǎo)入三維有限元模型，采用動(dòng)力隱式算法[6]獲得在列車動(dòng)荷載作用下，鋼支墩軌道結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果。為確保計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確，除扣件采用彈簧單元模擬外，其余部件均采用實(shí)體單元模擬，主要參數(shù)如表2所示。

圖6 車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型Fig.6 Vehicle-track coupling dynamic model

表2 軌道結(jié)構(gòu)計(jì)算參數(shù)Tab.2 Calculation parameters of track structure

圖7 軌道結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.7 Finite element model of track structure

所建立的三維有限元模型如圖7所示。基于以上模型，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)營(yíng)情況，列車在經(jīng)過(guò)U型槽地段時(shí)速度為25 km/h，同時(shí)結(jié)合線路設(shè)計(jì)時(shí)速80 km/h，分別計(jì)算當(dāng)速度為80 km/h和25 km/h時(shí)的軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果，如圖8～11所示。

圖8 鋼軌垂向加速度時(shí)程圖Fig.8 Time-history diagram of rail vertical acceleration

圖9 軌道結(jié)構(gòu)垂向位移時(shí)程圖

圖10 鋼支墩等效應(yīng)力時(shí)程圖

由圖8和圖9可知，當(dāng)列車運(yùn)行速度分別為80 km/h和25 km/h時(shí)，鋼軌垂向加速度最大值分別為76.25 m/s2和5.88 m/s2。由于軌道結(jié)構(gòu)垂向位移主要與軌道結(jié)構(gòu)剛度有關(guān)，所以當(dāng)列車速度變化時(shí)，軌道結(jié)構(gòu)垂向位移變化較小，鋼軌、鋼支墩和底座的垂向位移最大值分別為0.53 mm、0.08 mm和0.03 mm，均滿足軌道平順性的要求。

圖11 底座最大主應(yīng)力時(shí)程圖

由圖10和圖11可知，當(dāng)列車運(yùn)行速度分別為80 km/h和25 km/h時(shí)，鋼支墩等效應(yīng)力最大值分別為23.24 MPa和23.22 MPa，相差較小，且遠(yuǎn)小于Q235鋼的屈服強(qiáng)度235.00 MPa；混凝土底座的主應(yīng)力最大值分別為0.68 MPa和0.47 MPa，均小于C40混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值1.71MPa。

3 施工流程

在對(duì)發(fā)生分層及位移病害的截水溝處整體道床進(jìn)行拆除置換的過(guò)程中，將雙柱一體式整體道床范圍內(nèi)的道床板全部破除，重新澆筑道床并安裝軌枕和扣件。根據(jù)既有線改造特點(diǎn)，采用“軌頂標(biāo)高確定、鋼支墩安裝、道床板鑿除、道床板澆筑”的施工方法，主要施工流程如下：

1) 施工前應(yīng)對(duì)施工線路進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量，確定軌頂設(shè)計(jì)標(biāo)高后,把既有基標(biāo)控制樁引測(cè)到線路的兩側(cè)隧道壁上，作為施工的控制點(diǎn)。

2) 排水槽內(nèi)清理干凈后，將鋼支墩與鋼軌間采用扣件聯(lián)接，鋼支墩通過(guò)錨桿與現(xiàn)場(chǎng)澆筑的聚合物混凝土底座進(jìn)行連接，如圖12所示。

圖12 鋼支墩結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)示意圖Fig.12 Schematic diagram of steel abutment structure design

3) 將立柱式整體道床置換范圍兩側(cè)各10 m范圍內(nèi)的扣件復(fù)緊，然后將中間位置道床板鑿除，取出軌枕。

4) 將隧道仰拱回填層表面鑿毛，然后對(duì)其混凝土碎片沖洗干凈，并在仰拱上采取植筋措施。

5) 在鑿除后的立柱式整體道床位置鋪設(shè)縱橫向鋼筋，然后在兩側(cè)支立模板。同時(shí)，對(duì)鋼軌和軌枕進(jìn)行精調(diào)，采用聚合物混凝土澆筑道床板混凝土，灌注之后立即對(duì)軌道幾何形位進(jìn)行檢查并及時(shí)調(diào)整。

6) 在立柱式整體道床澆筑達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度并完成軌道精調(diào)后，拆除鋼支墩及其下方底座。

4 結(jié)語(yǔ)

針對(duì)城市軌道交通U型槽位置整體道床出現(xiàn)開(kāi)裂分層的問(wèn)題，提出設(shè)置臨時(shí)支承的鋼支墩結(jié)構(gòu)維修方案，并通過(guò)建立有限元模型對(duì)列車靜荷載和動(dòng)荷載作用下，鋼支墩的受力變形情況和軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行分析，主要獲得以下結(jié)論：

1) 通過(guò)對(duì)鋼支墩進(jìn)行靜力分析發(fā)現(xiàn)，在最不利荷載作用下，鋼支墩結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力為82.10 MPa，最大垂向位移為0.16 mm。整體應(yīng)力水平較低，變形較小，均滿足正常使用要求。

2) 通過(guò)對(duì)鋼支墩進(jìn)行動(dòng)力分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)列車運(yùn)行速度分別為80 km/h和25 km/h時(shí)，鋼軌垂向加速度最大值分別為76.25 m/s2和5.88 m/s2，鋼軌、鋼支墩和底座的垂向位移最大值分別為0.53 mm、0.08 mm和0.03 mm，均滿足軌道平順性的要求。

3) 鋼支墩等效應(yīng)力最大值分別為23.24 MPa和23.22 MPa，遠(yuǎn)小于Q235鋼的屈服強(qiáng)度235.00 MPa；混凝土底座的主應(yīng)力最大值分別為0.68 MPa和0.47 MPa，均小于C40混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值1.71 MPa，鋼支墩和底座的受力均滿足使用要求。

4) 該維修方法施工作業(yè)過(guò)程簡(jiǎn)單，無(wú)需進(jìn)行鋼軌切割和拆卸作業(yè)，減少了維修期間對(duì)既有線路條件及軌道設(shè)備的干擾，同時(shí)為道床的養(yǎng)護(hù)提供了充足時(shí)間，保障了列車的正常運(yùn)營(yíng)。