動(dòng)荷載作用下軌道板離縫對(duì)CRTSⅠ型框架軌道板豎向變形影響分析

楊俊斌，段玉振，徐桂弘，楊榮山

(西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

動(dòng)荷載作用下軌道板離縫對(duì)CRTSⅠ型框架軌道板豎向變形影響分析

楊俊斌，段玉振，徐桂弘，楊榮山

(西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

建立了路基上CRTSⅠ型框架式無(wú)砟軌道的彈性地基梁—板模型，以列車動(dòng)荷載為加載條件，對(duì)比分析了離縫區(qū)域位于板端和板中兩種工況，研究離縫值分別為1.00 mm，1.50 mm，2.00 mm，2.50 mm時(shí)軌道板的豎向變形情況。計(jì)算結(jié)果表明：板端離縫較板中離縫對(duì)軌道板豎向變形的影響更大。若板端出現(xiàn)離縫現(xiàn)象，則離縫值不應(yīng)大于1.50 mm，否則板端下探位移及板中上拱位移均有較大幅度的增加，過大的板端下探位移會(huì)增加線路的動(dòng)態(tài)不平順性，過大的板中上拱位移可能誘發(fā)新的離縫區(qū)。若板中出現(xiàn)離縫現(xiàn)象，則離縫值也不應(yīng)大于1.29 mm，否則板中離縫會(huì)使離縫區(qū)軌道板底面因完全懸空而僅受拉應(yīng)力作用，影響軌道板使用。

CRTSⅠ型 框架軌道板 離縫 彈性地基梁—板模型

CRTSⅠ型框架式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)是我國(guó)客運(yùn)專線建設(shè)中采用的主要軌道結(jié)構(gòu)形式之一，該型無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)在遂渝、秦沈線均有鋪設(shè)?？蚣苁杰壍腊寰哂蟹乐笴A砂漿損壞、減少維修量、減少板的重量及CA砂漿用量、克服因溫度變化引起的板翹曲、降低生產(chǎn)成本和運(yùn)費(fèi)，具有良好的經(jīng)濟(jì)性、改善施工性能、板下 CA砂漿充填更加均勻等優(yōu)點(diǎn)［1-4］。

目前，在對(duì)已建成通車的遂渝線調(diào)查時(shí)發(fā)現(xiàn)，采用聚酯無(wú)紡布為材質(zhì)的CA砂漿袋在使用過程中會(huì)出現(xiàn)破裂，在列車動(dòng)荷載的長(zhǎng)期作用下，CA砂漿材料被從砂漿袋破損處擠出，使得框架式軌道板與CA砂漿接觸面間出現(xiàn)了較多的離縫(即框架式軌道板與CA砂漿層之間出現(xiàn)脫空)，離縫現(xiàn)象多出現(xiàn)在框架軌道板端部及中部，離縫沿線路方向多為長(zhǎng)80～120 mm，離縫高度一般為1～3 mm之間，局部地區(qū)離縫貫穿軌道板寬度，圖1為板中離縫示意圖。離縫現(xiàn)象會(huì)隨著線路運(yùn)營(yíng)時(shí)間的增加而進(jìn)一步加劇，對(duì)框架式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的整體性、耐久性及列車運(yùn)行的平穩(wěn)性均會(huì)造成一定的影響，嚴(yán)重時(shí)甚至?xí)＜靶熊嚢踩?/p>

圖1 板中離縫示意

本文建立了路基上CRTSⅠ型框架式無(wú)砟軌道的彈性地基梁—板計(jì)算模型，分析了各種離縫條件下，框架式軌道板在列車動(dòng)荷載作用下的豎向變形情況。本文所做研究可為后期框架板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)在離縫條件下的動(dòng)力學(xué)分析提供一些借鑒和參考。

1 在離縫條件下的動(dòng)力學(xué)仿真分析

1.1 計(jì)算模型的建立

采用有限單元法，建立了包括鋼軌、扣件系統(tǒng)、框架式軌道板、CA砂漿層、混凝土支承層、路基結(jié)構(gòu)的彈性地基梁、板模型，如圖2所示。

計(jì)算模型總長(zhǎng)度為19.63 m(4塊框架式軌道板長(zhǎng))，鋼軌采用CHN60軌，彈性模量取為2.1×1011Pa，泊松比取為0.3，用空間梁?jiǎn)卧M，每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有3個(gè)平動(dòng)自由度和3個(gè)轉(zhuǎn)角自由度;扣件系統(tǒng)的豎向支承剛度采用線性彈簧單元模擬，支承剛度取為60 kN/mm，為更好地處理軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)(如扣件間距、支承彈性等)沿軌道縱向不均勻分布的問題，鋼軌與扣件系統(tǒng)的支承采用連續(xù)彈性離散點(diǎn)支承。

圖2 CRTSⅠ型框架式無(wú)砟軌道彈性地基梁—板模型

軌道板長(zhǎng)、寬、高分別為 4.90 m，2.30 m，0.17 m，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，彈性模量取為3.5×1010Pa，泊松比為0.2，采用空間板單元模擬，具有3個(gè)平動(dòng)自由度和3個(gè)轉(zhuǎn)角自由度;CA砂漿層厚0.05 m，彈性模量取為300 MPa，CA砂漿層的支承剛度在非離縫區(qū)域采用線性彈簧單元模擬，離縫區(qū)域采用非線性彈簧單元模擬，離縫效果通過定義非線性彈簧單元的力—位移曲線來(lái)實(shí)現(xiàn)。圖3為離縫高度為2.5 mm時(shí)，離縫區(qū)非線性彈簧單元的力—位移曲線圖?；炷林С袑訉挒?.3 m，厚為0.2 m，凸型擋臺(tái)高0.22 m，圓直徑為0.25 m，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，采用空間板單元模擬，具有3個(gè)平動(dòng)自由度及3個(gè)轉(zhuǎn)角自由度。路基層的豎向支承剛度采用線性彈簧單元模擬，只具有豎向平動(dòng)自由度。

圖3 非線性彈簧單元的力—位移曲線

為與離縫實(shí)際發(fā)生位置保持一致，在計(jì)算模型的中間兩塊軌道板上布置了如圖2所示的①和②兩個(gè)離縫區(qū)域，每個(gè)離縫區(qū)域?qū)挾染? m。將這兩個(gè)區(qū)域分為兩種工況進(jìn)行計(jì)算及分析:離縫只發(fā)生在①區(qū)域?yàn)楣r1，離縫只發(fā)生在②區(qū)域?yàn)楣r2。即工況1是對(duì)離縫發(fā)生在板端情況的模擬，工況2是對(duì)離縫發(fā)生在板中情況的模擬。

為了確定兩種工況下，不同離縫高度對(duì)框架式軌道板的豎向變形的影響，計(jì)算了每種工況下，離縫高度為1.0 mm，1.5 mm，2.0 mm及2.5 mm時(shí)軌道板的變形情況。

1.2 荷載的確定

本文施加在計(jì)算模型上的列車動(dòng)荷載由參考文獻(xiàn)［5］中的列車荷載計(jì)算公式得到。該公式是考慮振動(dòng)荷載的產(chǎn)生機(jī)理，歸納出一個(gè)涵蓋列車速度、線路不平順、附加動(dòng)載、波形磨耗等因素在內(nèi)的列車荷載表達(dá)式［5］。按照該公式，計(jì)算出了0.1 s的列車動(dòng)荷載時(shí)程曲線，如圖4所示。工況1的加載點(diǎn)位置為模型中部鋼軌頂面，工況2的加載點(diǎn)位置為離縫區(qū)域軌道板中部對(duì)應(yīng)的鋼軌頂面。

圖4 列車荷載時(shí)程曲線

1.3 框架式軌道板豎向位移分析

當(dāng)離縫區(qū)框架式軌道板端產(chǎn)生最大下探位移時(shí)，軌道板全長(zhǎng)范圍的豎向變形如圖5所示。4種離縫條件下，最大板端下探及板中上拱位移分別為 －3.72 mm及0.10 mm。離縫高度從1.0 mm增加到1.5 mm時(shí)，板端下探位移及板中上拱位移增加幅度分別為0.34 mm及 －0.01 mm;離縫高度從1.5 mm增加到2.0 mm及2.5 mm時(shí)，板端下探位移增加幅度分別達(dá)到了0.87 mm及0.70 mm，板中上拱位移增加幅度分別達(dá)到了0.04 mm及0.03 mm。說(shuō)明在工況1條件下，板端下探位移以1.5 mm的離縫值為突變點(diǎn)，當(dāng)離縫值不大于1.5 mm時(shí)，板端下探位移增加緩慢，板中上拱位移隨著離縫高度的增加有一定程度回落，回落幅度較小;離縫值＞1.5 mm后，板端下探位移及板中上拱位移則隨離縫值的增加迅速增加。

圖5 4種離縫條件下軌道板豎向位移(工況1)

離縫區(qū)板端下探位移與相鄰軌道板端產(chǎn)生的高度差會(huì)造成線路動(dòng)態(tài)不平順，增加輪軌間的動(dòng)力響應(yīng)，從而影響列車運(yùn)行的平穩(wěn)性及舒適性;板中上拱位移使軌道板對(duì)CA砂漿袋表面造成反復(fù)的拍打作用，一方面會(huì)破壞非離縫區(qū)軌道板板底與CA砂漿袋的正常接觸狀態(tài)，另一方面會(huì)使CA砂漿袋可能出現(xiàn)新的破損，從而誘發(fā)新的離縫區(qū)域。

1.4 軌道板豎向位移分析

當(dāng)離縫區(qū)框架式軌道板產(chǎn)生最大下探位移時(shí)，軌道板全長(zhǎng)范圍的豎向變形如圖6所示。離縫值由1.0 mm增加到1.5 mm時(shí)，板中下探位移由1.16 mm增至1.28 mm;離縫值由1.5 mm增加到2.5 mm時(shí)，板中下探位移由1.28 mm增加至1.29 mm，增加幅度僅為0.01 mm。圖7為4種離縫條件下，板中最大下探位移的對(duì)比，說(shuō)明，工況2條件下，板中下探位移以1.5 mm的離縫值為突變點(diǎn)，離縫值 ＞1.5 mm后，離縫值增加，板中下探位移幾乎不增加。

圖6 4種離縫條件下軌道板豎向位移

圖7 板中最大下探位移(工況2)

4種離縫條件下，最大的板中下探位移為1.29 mm，說(shuō)明離縫值不大于1.29 mm時(shí)，離縫區(qū)域軌道板下表面在列車荷載作用下會(huì)與CA砂漿層接觸，即該區(qū)域的CA砂漿層會(huì)對(duì)軌道板的彎曲變形提供一定的支承作用，但當(dāng)離縫值＞1.29 mm后，離縫區(qū)域軌道板下表面不再與CA砂漿層接觸，即該區(qū)域的CA砂漿層不再對(duì)軌道板的彎曲變形提供支承作用，離縫區(qū)域軌道板中部處于完全懸空狀態(tài)，在列車動(dòng)荷載作用下，完全懸空區(qū)域軌道板底部承受拉應(yīng)力作用，對(duì)軌道板的耐久性產(chǎn)生不良影響。

4種離縫條件下，非離縫區(qū)軌道板的上拱位移最大僅為0.05 mm，說(shuō)明在工況2條件下，列車動(dòng)荷載誘發(fā)框架軌道板新離縫區(qū)的可能性很小。

1.5 軌道板豎向位移對(duì)比

圖8和圖9為4種離縫條件下，2種工況產(chǎn)生的板端下探位移及板中上拱位移對(duì)比圖?？梢钥闯?，4種離縫情況下，工況1較工況2的最大下探位移均大，且隨著離縫值的增加，工況1的板端下探位移增加明顯，而工況2的板中下探位移增加很小，說(shuō)明工況1要比工況2對(duì)軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)平順性造成的影響更大，這主要是板端離縫較板中離縫使軌道板沿長(zhǎng)度方向受力更加不均而造成的，且隨著離縫值的增加，板端離縫使軌道板產(chǎn)生的下探位移與板中離縫產(chǎn)生的下探位移相比，兩者的差距會(huì)越來(lái)越大。

圖8 軌道板下探位移

工況1條件下，離縫值高度不大于1.5 mm時(shí)，軌道板的板中上拱位移變化緩慢，如圖9所示，離縫高度增加0.5 mm，上拱位移僅增加0.002 mm，但當(dāng)離縫值＞1.5 mm后，工況1的板中上拱位移先減后增，變化幅度較大，離縫值為1.5 mm較離縫值為2.0 mm，板中上拱位移減少了近0.006 mm，而離縫值為2.0 mm較離縫值為2.5 mm，板中上拱位移又增加了近0.01 mm，說(shuō)明離縫值＞1.5 mm后，工況1條件下，板端離縫區(qū)及板中區(qū)域的豎向位移變化幅度均較大。工況2條件下的上拱位移總體變化趨勢(shì)是隨離縫值的增加而增加，但當(dāng)離縫值＞1.5 mm后，增加非常緩慢，且當(dāng)離縫值達(dá)2.5 mm時(shí)，軌道板上拱位移僅0.006 mm。說(shuō)明工況2條件下軌道板的豎向變形主要是板中的下探位移引起的，而非離縫區(qū)軌道板的變形可以不予考慮。

圖9 軌道板上拱位移

2 結(jié)論

板端離縫較板中離縫對(duì)CRTSⅠ型框架式軌道板豎向位移造成的影響更大。CRTSⅠ型框架式無(wú)砟軌道離縫區(qū)域出現(xiàn)在軌道板端部時(shí)，在列車動(dòng)荷載作用下，為減少板端下探位移造成的線路動(dòng)態(tài)不平順及板中上拱誘發(fā)新的離縫區(qū)域的可能性，板端離縫值應(yīng)控制在1.5 mm以內(nèi)。CRTSⅠ型框架式無(wú)砟軌道離縫區(qū)域出現(xiàn)在軌道板中部時(shí)，在列車動(dòng)荷載作用下，為避免出現(xiàn)離縫區(qū)軌道板底處于完全懸空狀態(tài)，板底混凝土材料僅受拉應(yīng)力作用的現(xiàn)象，板中離縫值應(yīng)不大于1.29 mm。

［1］趙國(guó)堂．高速鐵路無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)［M］．北京:中國(guó)鐵道出版社，2006:55-67．

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U213．2+44;U216．42+3

A

10．3969/j．issn．1003-1995．2013．04．37

1003-1995(2013)04-0121-03

2012-04-20;

2013-01-20

鐵道部科技開發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2011G001);西南交通大學(xué)青年教師百人計(jì)劃資助項(xiàng)目(SWJTU09BR277);西南交通大學(xué)峨眉校區(qū)科研基金(10101X10096018)

楊俊斌(1979— )，男，陜西寶雞人，講師，博士研究生。

(責(zé)任審編 王 紅)