王宇文

(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 100081)

無砟軌道結(jié)構(gòu)具有高穩(wěn)定性、高耐久性以及高平順性的特點，因而在我國高速鐵路中廣泛應(yīng)用，我國已開通運營的高速鐵路無砟軌道鋪設(shè)總長超過3.6萬鋪軌千米[1]。但當(dāng)無砟軌道結(jié)構(gòu)鋪設(shè)于基礎(chǔ)薄弱區(qū)域時，如嚴(yán)寒地區(qū)路基凍脹，路基中膨脹土上拱等，基礎(chǔ)變形將引起無砟軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力和平順性劣化，導(dǎo)致無砟軌道結(jié)構(gòu)出現(xiàn)層間離縫或軌道板開裂，影響高速列車行車安全。

針對無砟軌道線下基礎(chǔ)變形，國內(nèi)外學(xué)者開展了廣泛的研究。趙國堂等對基礎(chǔ)變形產(chǎn)生位置差異對變形傳遞及受力影響進(jìn)行了對比，提出基礎(chǔ)變形分析模型的建議，并對路基凍脹變形下無砟軌道各結(jié)構(gòu)層受力、變形及層間離縫進(jìn)行了分析[2-3]。郭宇、何春燕等[4-5]利用彈性地基梁理論對層間無離縫情況下基礎(chǔ)變形與軌面平順性的映射關(guān)系解析算法進(jìn)行了推導(dǎo)。蔡小培等[6-7]針對雙塊式以及CRTS Ⅰ型板式無砟軌道路基沉降及凍脹上拱問題，建立了梁-板-實體空間有限元模型，分析了沉降/凍脹波長以及幅值對無砟軌道變形以及層間離縫的影響規(guī)律。向俊等[8]基于有限單元法和混凝土塑性損傷模型，建立路基上單元板式無砟軌道結(jié)構(gòu)分析模型，研究路基凍脹-融化-沉降循環(huán)作用下，無砟軌道結(jié)構(gòu)的受力和變形特征以及傷損演化規(guī)律。徐新玉[9]分析嚴(yán)寒地區(qū)高速鐵路路基凍脹對CRTS Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)影響，討論了路基凍脹位置、凍脹波長和幅值對軌道變形及受力影響規(guī)律，綜合考慮底座板和基床表層的層間離縫和底座板混凝土拉應(yīng)力限值，當(dāng)路基凍脹波長為20 m時，建議凍脹限值為10 mm。線下基礎(chǔ)上拱對于無砟軌道結(jié)構(gòu)變形和受力主要影響體現(xiàn)在軌道不平順、層間離縫以及軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力等方面，同時影響高速列車行車性能[10-11]。

目前我國高速鐵路無砟軌道包括CRTS雙塊式與CRTS Ⅰ型/Ⅱ/Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)四種型式，不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)組成和構(gòu)造有所差異，因而受力變形體系存在明顯區(qū)別。雙塊式與Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)為縱連式結(jié)構(gòu)，而Ⅰ型板和Ⅲ型板為單元式結(jié)構(gòu)，在基礎(chǔ)變形條件下無砟軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)狀態(tài)將有所不同?；A(chǔ)上拱變形對無砟軌道結(jié)構(gòu)幾何、受力均具有極其不利的影響，容易導(dǎo)致無砟軌道結(jié)構(gòu)發(fā)生開裂，影響無砟軌道結(jié)構(gòu)的安全服役性能。既有研究主要針對單一的軌道結(jié)構(gòu)型式進(jìn)行探討，且不同文獻(xiàn)中模型邊界條件與荷載邊界條件存在差異使得計算結(jié)果無法直接進(jìn)行對比，基礎(chǔ)上拱變形對于不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)的影響差異尚不清晰。因此有必要建立不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)分析模型，研究基礎(chǔ)上拱變形條件下不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)受力變形特征。

1 分析模型

分別建立不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)模型，包括CRTS Ⅰ型雙塊式、CRTS Ⅰ型板式、CRTS Ⅱ型板式、CRTS Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)，如圖1所示。CRTS Ⅰ型雙塊式無砟軌道結(jié)構(gòu)模型由鋼軌、WJ-8扣件、軌枕、道床板、支承層和路基層組成；CRTS Ⅰ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)模型由鋼軌、WJ-7扣件、軌道板、CA砂漿層、底座板和路基層組成；CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)模型由鋼軌、Vossloh300扣件、軌道板、砂漿充填層、支承層和路基層組成；CRTS Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)模型由鋼軌、WJ-8扣件、軌道板、自密實混凝土層、底座板和路基層組成。模型中各主要部件均采用8節(jié)點六面體單元進(jìn)行模擬，預(yù)制軌道板或預(yù)制軌枕為C60混凝土，現(xiàn)澆道床板采用C40混凝土，模型參數(shù)參考文獻(xiàn)[7]。為了消除邊界條件的影響，模型總長120 m，其中Ⅰ型板和Ⅲ型板底座板長度為2塊軌道板的長度，底座板設(shè)置伸縮縫。采用內(nèi)聚力單元模擬無砟軌道結(jié)構(gòu)層間法向黏結(jié)作用，切向采用摩擦接觸，扣件系統(tǒng)采用彈簧模擬，并考慮縱向阻力的非線性。路基變形采用單波余弦上拱曲線表示，如式(1)所示：

(1)

其中，A為路基上拱變形的幅值；λ為路基上拱變形的波長；x為縱向位置。

運營實踐表明，高速鐵路路基基礎(chǔ)變形一般以長波為主，因此選擇20 m～100 m范圍內(nèi)的上拱變形波長進(jìn)行分析，上拱幅值根據(jù)上拱波長的不同而取值。對路基上拱變形條件下，不同無砟軌道結(jié)構(gòu)變形特征，10 m弦高低不平順、層間離縫、結(jié)構(gòu)應(yīng)力進(jìn)行分析，探明基礎(chǔ)上拱對不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律。

2 基礎(chǔ)上拱對無砟軌道結(jié)構(gòu)幾何狀態(tài)影響

以20 m上拱波長為例，分析基礎(chǔ)變形對不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)變形以及層間狀態(tài)的影響規(guī)律，然后再對比不同上拱波長之間的差異。對于單元式無砟軌道結(jié)構(gòu)，為考慮層間狀態(tài)及結(jié)構(gòu)受力的最不利工況，將路基上拱變形中心設(shè)置于軌道板中間位置。

在20 m上拱波長條件下，對于雙塊式無砟軌道結(jié)構(gòu)，上拱量由5 mm增大至20 mm時，無砟軌道結(jié)構(gòu)變形、不平順以及層間離縫如圖2所示。隨著上拱變形增大，軌道10 m弦高低最大值從2.4 mm增加到9.5 mm，道床板與支承層離縫較小，支承層與路基表層之間離縫值從0 mm增加到0.40 mm，層間離縫最大值處位于上拱波長兩端位置。

對于CRTS Ⅰ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)，當(dāng)上拱量由5 mm增大至20 mm時，軌道高低不平順最大值從2.5 mm至9.9 mm。軌道板與底座板離縫從0 mm增加到0.51 mm。由于底座板設(shè)置伸縮縫，底座板板長為兩塊軌道板的長度，底座板與基床表層之間離縫相對較小，隨著上拱幅值增大，底座板層間離縫從0.1 mm增加到0.17 mm。軌道板與底座板離縫量最大值處位于軌道板板端位置，底座板與基床表層離縫量最大值處位于上拱波長兩端位置，如圖3所示。

對于CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)，當(dāng)上拱量由5 mm增大至20 mm時，軌道10 m弦高低不平順最大值從2.2 mm增加到8.9 mm；軌道板與支承層離縫從0 mm增加到0.04 mm，支承層與基床表層離縫從0 mm增加到0.35 mm；最大離縫量處位于上拱波長兩端位置，如圖4所示。

對于CRTS Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)，當(dāng)上拱量由5 mm增大至20 mm時，軌道10 m弦高低不平順最大值從2.4 mm增加到9.5 mm；軌道板與底座板離縫從0.03 mm增加到0.54 mm，軌道板與底座板離縫量最大值處位于軌道板板端位置；底座板與基床表層間離縫從0.04 mm增加到0.40 mm，離縫量最大處位于底座板板端位置，如圖5所示。

對比四種無砟軌道結(jié)構(gòu)幾何變形可知，在20 m基礎(chǔ)上拱波長條件下，縱連式無砟軌道結(jié)構(gòu)高低不平順略低于單元式無砟軌道，即雙塊式和Ⅱ型板式無砟軌道高低不平順幅值小于Ⅰ型和Ⅲ型板式無砟軌道，其原因為單元式軌道結(jié)構(gòu)存在板端上翹變形。由于雙塊式和Ⅱ型板均為縱連式，因而其道床板/軌道板與支承層之間層間離縫特征相似，Ⅰ型板和Ⅲ型板均為單元式，其軌道板與底座板離縫相似，但Ⅲ型板底座下離縫大于Ⅰ型板，其原因為Ⅰ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)采用凸形擋臺限位結(jié)構(gòu)，為Ⅲ型板采用凹槽限位結(jié)構(gòu)。由于不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)縱向受力體系的不同，縱連式無砟軌道層間離縫較小，單元式無砟軌道結(jié)構(gòu)變形略大，層間離縫也有所增加。

3 基礎(chǔ)上拱對無砟軌道結(jié)構(gòu)受力影響

以20 m上拱波長為例，分析基礎(chǔ)變形對不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響規(guī)律。對于雙塊式無砟軌道結(jié)構(gòu)，當(dāng)上拱量從5 mm增加到20 mm時，鋼軌的最大拉應(yīng)力從3.77 MPa增加到15.01 MPa；隨著上拱量的增加，道床板拉應(yīng)力隨之增大，當(dāng)上拱量從5 mm增加到20 mm時，道床板最大拉應(yīng)力從0.99 MPa增加到3.93 MPa，最大拉應(yīng)力位于雙塊式軌枕之間，如圖6所示。道床板為C40混凝土材料，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為2.39 MPa。因此，當(dāng)上拱幅值大于12 mm后道床板最大拉應(yīng)力將超過限值。

對于CRTS Ⅰ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)，當(dāng)上拱量從5 mm增加到20 mm時，軌道板最大拉應(yīng)力從0.65 MPa增加到2.23 MPa，軌道板采用C60混凝土，其抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為2.85 MPa，此時尚未達(dá)到限值。隨著上拱量的增加，底座板拉應(yīng)力隨之增大，當(dāng)上拱量從5 mm增加到20 mm時，底座板最大拉應(yīng)力從0.50 MPa增加到2.70 MPa，底座板為C40混凝土，此時已超過強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，如圖7所示。

對于CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)，當(dāng)上拱量從5 mm增加到20 mm時，軌道板最大拉應(yīng)力從0.65 MPa增加到2.62 MPa，尚未達(dá)到C60混凝土強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；而支撐層最大拉應(yīng)力從0.69 MPa增加到3.37 MPa，已超過混凝土強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，如圖8所示。

對于CRTS Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)，當(dāng)上拱量從5 mm增加到20 mm時，軌道板最大拉應(yīng)力從0.68 MPa增加到2.31 MPa；底座板最大拉應(yīng)力從0.60 MPa增加到2.10 MPa，均在混凝土強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值范圍內(nèi)，如圖9所示。

從結(jié)構(gòu)受力特征來看，當(dāng)路基發(fā)生上拱變形后，單元式無砟軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平低于縱連式無砟軌道，且Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)受力體系最優(yōu)，能夠同時使得軌道板和底座板處于較低的應(yīng)力水平。

隨著上拱波長的增大，無砟軌道結(jié)構(gòu)各層之間變形更為協(xié)調(diào)，軌道不平順幅值、層間離縫以及結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平均明顯降低，雙塊式無砟軌道結(jié)構(gòu)層間離縫與道床板最大拉應(yīng)力隨波長變化如圖10所示。

4 結(jié)論

為研究路基上拱變形對不同類型無砟軌道結(jié)構(gòu)受力和變形的影響規(guī)律，分別建立CRTS Ⅰ型雙塊式和CRTS Ⅰ型/Ⅱ型/Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)有限元計算模型，分析路基上拱條件下無砟軌道結(jié)構(gòu)變形、不平順、層間離縫以及結(jié)構(gòu)應(yīng)力特征，結(jié)果表明：

1)由于基礎(chǔ)上拱導(dǎo)致單元板式軌道結(jié)構(gòu)存在板端上翹變形，因此縱連式無砟軌道結(jié)構(gòu)高低不平順略低于單元式無砟軌道。兩種縱連式無砟軌道結(jié)構(gòu)層間狀態(tài)相似，但Ⅰ型板和Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)由于限位方式的不同，使得Ⅲ型板式無砟軌道底座層間離縫大于Ⅰ型板。由于無砟軌道結(jié)構(gòu)縱向約束體系的不同，路基上拱條件下縱連式無砟軌道層間離縫較小，而單元式無砟軌道結(jié)構(gòu)變形和層間離縫略大。2)從結(jié)構(gòu)受力特征來看，當(dāng)路基發(fā)生上拱變形后，單元板式無砟軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平低于縱連式無砟軌道，且Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)受力體系最優(yōu)，能夠同時使得軌道板和底座板處于較低的應(yīng)力水平。3)隨著上拱變形波長的增大，無砟軌道結(jié)構(gòu)變形更為協(xié)調(diào)，軌道不平順、層間離縫以及結(jié)構(gòu)應(yīng)力快速降低。