大單元雙塊式無砟軌道路橋過渡段路基上拱影響研究

趙 磊

(中國鐵道科學研究院集團有限公司 鐵道建筑研究所，北京 100081)

蘭新(蘭州—烏魯木齊)鐵路第二雙線正線路基上主要采用19.5 m大單元式雙塊式無砟軌道，橋上為6.5 m單元式雙塊式無砟軌道，底座板上設置凹槽進行限位，道床板與底座板間設置隔離層[1-2]。運營過程中，部分區(qū)段路基出現(xiàn)上拱病害問題，如圖1所示。既有文獻分析結(jié)果表明[3-8]，蘭新二線部分路基基底泥巖具有膨脹性，遇水發(fā)生體積膨脹，導致路基上拱。隨著個別區(qū)段近年來年降雨量增加，路基上拱變形問題日益嚴重。

圖1 蘭新二線路橋過渡段路基上拱實例

早期路橋過渡段的研究集中于過渡段剛度差異產(chǎn)生的動態(tài)響應以及路橋差異沉降[9]，隨著列車運行速度的提升，研究重點開始轉(zhuǎn)向路基沉降發(fā)生后的行車動力響應，從保證行車安全角度研究過渡段差異沉降控制標準[10-14]，以及基于行車動力響應的過渡段差異沉降識別[15]。由于過渡段路基上拱實例較少，對過渡段路基上拱造成靜動態(tài)影響的研究也較少，缺乏相應的控制標準。隨著蘭新高速鐵路路橋過渡段路基上拱問題的凸顯，上拱帶來的行車安全影響問題以及相關(guān)養(yǎng)修技術(shù)難點等方面的研究日趨緊迫。

從對高速鐵路運營的影響上來說，尤其是采用無砟軌道時，基礎上拱帶來的養(yǎng)護維修問題一般比基礎沉降更嚴重，原因在于無砟軌道軌面平順性的調(diào)整主要依靠扣件，扣件向下的可調(diào)整量遠小于向上的可調(diào)整量。路基上拱會引起無砟軌道軌面高低產(chǎn)生向上的變化。在路橋過渡段，由于路基上雙塊式無砟軌道各層在現(xiàn)場澆筑，存在一定的黏結(jié)強度，而橋上層間則設置了隔離層，因此，路基側(cè)沉降引起板下離縫可能性較小，而路基側(cè)上拱必然引起橋梁側(cè)道床板下離縫，產(chǎn)生動態(tài)不平順，影響高速列車運營安全。

本文以蘭新二線典型路橋過渡段路基上拱病害為研究對象，對路基上拱變形產(chǎn)生后軌面平順性變化、扣件與無砟軌道受力情況進行研究，并建立車輛-無砟軌道-路橋過渡段空間耦合動力分析模型，對過渡段路基上拱行車動力影響進行評估。

1 無砟軌道-過渡段上拱計算模型

大單元雙塊式無砟軌道在路基和橋上結(jié)構(gòu)布置存在較大的差異。路基上大單元雙塊式無砟軌道自上而下依次為鋼軌、扣件、雙塊式軌枕、道床板和支承層?？奂楦Ｋ沽_300型扣件，其拉壓剛度如圖2所示，F(xiàn)1、δ1分別為拉伸剛度縮減轉(zhuǎn)折點對應的力和位移。道床板為C40混凝土，縱向長度19.47 m，板寬2.8 m，板厚0.26 m，板間設置寬度為40 mm的伸縮縫，板上每隔3.9 m設置一道橫向伸縮假縫。支承層縱向連續(xù)設置，采用C20混凝土澆筑，寬3.4 m，厚0.26 m，在道床板縫位置處設置假縫，且支承層內(nèi)每隔3.9 m設置一道橫向伸縮假縫。橋上單元雙塊式無砟軌道自上而下依次為鋼軌、扣件、雙塊式軌枕、道床板和底座板，道床板和底座板均為單元分段式結(jié)構(gòu)，單塊板長6.4 m，板縫0.1 m，每塊道床板與底座間設置兩個0.7 m×1 m的限位凸臺，提供縱橫向穩(wěn)定性。

圖2 福斯羅300型扣件的力-變形曲線

本文研究鋼軌、雙塊式軌枕、道床板、支承層/底座板、路基及橋梁時，采用8節(jié)點6面體實體單元進行模擬，材料屬性選為線彈性材料，軌枕塊與道床板接觸面上節(jié)點耦合，橋上道床板與底座板的接觸面設置為可分離的接觸，路基上道床板與支承層接觸面、橋上底座板與橋梁接觸面均為節(jié)點耦合?？奂捎脧椈蓡卧M，力-位移關(guān)系參照圖2設置。所建立的無砟軌道靜態(tài)分析模型如圖3所示。

圖3 路橋過渡段無砟軌道-下部基礎靜力分析模型

路基上拱采用半余弦曲線，上拱區(qū)范圍根據(jù)現(xiàn)場觀測結(jié)果取5 m，靜力分析中，路基上拱量δmax取0～20 mm，上拱曲線如圖4所示。

圖4 路基上拱曲線示意

車輛-無砟軌道-過渡段動力學耦合分析模型中，無砟軌道與過渡段的模型及參數(shù)與靜力計算一致，車輛為CRH5型車，定距和軸距分別為19 m和2.7 m，軸重15.6 t。參照文獻[16]采用多剛體動力學方法建立車輛動力學模型，車體和轉(zhuǎn)向架考慮浮沉、側(cè)滾、橫移、點頭及搖頭共5個自由度，輪對考慮浮沉、橫移、側(cè)滾及搖頭共4個自由度，不考慮旋轉(zhuǎn)運動，整車共有31個自由度。輪對與轉(zhuǎn)向架間一系彈簧、轉(zhuǎn)向架與車廂間二系彈簧均采用三向彈簧阻尼單元進行模擬。車輛質(zhì)量及彈性參數(shù)參考文獻[17]。車輪-鋼軌間建立可分離的接觸，輪軌間切向摩擦效應采用指數(shù)衰減模型來表征，摩擦系數(shù)取0.3。法向接觸效應用赫茲非線性接觸模型表征。

(1)

所建立的車輛-無砟軌道-過渡段動力學耦合分析模型如圖5所示。

圖5 車輛-無砟軌道-過渡段耦合動力學模型

2 路基上拱下軌道靜態(tài)不平順分析

過渡段路基產(chǎn)生半余弦上拱時，鋼軌產(chǎn)生上拱不平順，橋上無砟軌道道床板與支承層間設置了隔離層，缺乏豎向約束，其與路基相鄰的過渡段處第一塊道床板在鋼軌及扣件變形作用下會產(chǎn)生層間脫空，如圖6所示。

圖6 路基上拱后過渡段軌道結(jié)構(gòu)變形示意

δmax越大，橋上扣件所受拉力越大，橋上道床板與底座板間的離縫也越明顯。通過模型分析得到不同δmax下橋上道床板下離縫量分布，如圖7所示。

(a)δmax=5 mm

(b)δmax=10 mm圖7 不同路基上拱量時橋上道床板下離縫量分布

橋上道床板下最大離縫量μmax與δmax的關(guān)系如圖8所示。

圖8 μmax與δmax關(guān)系擬合

δmax在2 mm以下時，μmax發(fā)展緩慢，基本為0，由此可以認為2 mm以內(nèi)的路基上拱可由扣件變形來抵消，不會產(chǎn)生層間離縫；δmax大于2 mm時，過渡段區(qū)域扣件變形已不足以抵消變形差異，此時橋上道床板下離縫量開始迅速發(fā)展；當δmax大于5 mm時，橋上道床板下離縫量μmax與路基上拱量δmax的關(guān)系可線性擬合為

μmax=0.722δmax-2.5

(2)

橋上道床板離縫主要由道床板上扣件受拉牽引所致，不同δmax情況下過渡段范圍內(nèi)扣件受力分布如圖9所示。

(a)δmax=5 mm

(b)δmax=10 mm圖9 不同路基上拱量時過渡段范圍內(nèi)扣件受力分布

路基上扣件壓力和橋上扣件拉力隨δmax的變化規(guī)律如圖10所示。

圖10 路基上扣件最大壓力和橋上扣件最大拉力隨路基上拱量的變化規(guī)律

圖10表明，路基上扣件壓力隨δmax的增加呈穩(wěn)定增長趨勢，δmax=10 mm時路基側(cè)扣件壓力為44.5 kN，δmax=20 mm時達到67.8 kN；受扣件拉伸階段剛度非線性的影響，橋梁側(cè)扣件拉力在δmax>10 mm后增長緩慢，δmax=10 mm時橋梁側(cè)扣件拉力為22.8 kN，δmax=20 mm時為25.9 kN。

綜合分析可知，路基上拱使過渡段鋼軌和扣件承受了較大的荷載及變形，同時會引起軌面靜態(tài)不平順，較大的路基上拱還會引起橋上道床板下離縫與脫空，在列車經(jīng)過時將會產(chǎn)生動態(tài)不平順，影響高速行車的安全性和平穩(wěn)性。

3 路基上拱下輪軌動力響應分析

為研究過渡段路基上拱對輪軌的動力影響，利用所建立的車輛-無砟軌道-過渡段耦合動力學分析模型，以無路基上拱時的車輛和軌道動力特性分析結(jié)果為基準，對比分析δmax=5 mm和δmax=10 mm時車輛和軌道的動力響應。為研究路基上拱引起的影響，模型中未考慮鋼軌隨機不平順，僅在鋼軌疊加如圖7所示的鋼軌上拱不平順和道床板與底座間離縫，將離縫區(qū)域設置為可分離的動態(tài)接觸。行車方向為由路基至橋梁。

3.1 路基上拱引起的附加動力響應分析

以δmax=5 mm為例，對行車速度v取150、200、250、300和350 km/h時車輛運營安全性和穩(wěn)定性指標進行分析，考慮到軌道上拱及層間離縫均為垂向激擾，重點分析各垂向控制指標。不同行車速度下車體垂向加速度時程及峰值浮動范圍如圖11所示。

(a)車體垂向加速度曲線

(b)車體垂向加速度范圍圖11 不同行車速度下車體垂向加速度分布

由圖11可以看出，δmax=5 mm時，車輛行經(jīng)軌道上拱區(qū)域時車體會產(chǎn)生明顯的加速度波動，兩個轉(zhuǎn)向架經(jīng)過上拱區(qū)域時均會產(chǎn)生明顯的波峰波谷。隨著行車速度的增加，車體加速度波動范圍明顯增大，速度在200 km/h以上時波動范圍增大更明顯，當車速達到350 km/h時，車體加速度增加至0.13g，達到限值要求。不同行車速度下輪軌垂向力時程及峰值浮動范圍對比如圖12所示。

(a)輪軌垂向力曲線

(b)輪軌垂向力浮動范圍圖12 不同行車速度下輪軌垂向力分布

由圖12可以看出，輪對經(jīng)過上拱位置時輪軌力會產(chǎn)生明顯的波動，速度越大，產(chǎn)生的輪軌垂向力波動越大，影響范圍也越廣。當速度達到350 km/h時，輪軌力浮動范圍為37.9～113.5 kN，對應的輪重減載率達到0.53。

路基上拱導致橋梁側(cè)道床板下脫空，在行車過程中，脫空區(qū)域會產(chǎn)生明顯的動態(tài)拍擊力，脫空處道床板會有較大的振幅。不同行車速度下，脫空區(qū)域道床板和底座板間拍擊力時程曲線如圖13所示。

圖13 道床板和底座板間拍擊力時程曲線

由圖13可得，行車過程中層間動態(tài)拍擊力峰值基本穩(wěn)定在270～300 kN，略小于一個轉(zhuǎn)向架上兩個輪對(質(zhì)量為32 t)的自重，行車速度增加時，動態(tài)拍擊力量值增大。

道床板垂向位移時程曲線如圖14所示，因彎曲變形而產(chǎn)生的道床板縱向彎拉應力時程如圖15所示。

圖14 道床板垂向位移時程曲線

圖15 道床板縱向彎拉應力時程曲線

由圖14和圖15可以看出，δmax=5 mm，轉(zhuǎn)向架經(jīng)過離縫區(qū)域時，道床板產(chǎn)生較大的振動位移，與道床板和底座間的離縫量值(1.33 mm)相當，表明層間離縫在行車過程中能夠完全愈合，此時道床板產(chǎn)生的最大動彎拉應力達到約0.44 MPa。

3.2 不同路基上拱量下附加動力響應對比

對δmax=5 mm和δmax=10 mm工況下，行車速度v分別取150、200、250、300和350 km/h時車輛運營安全性和穩(wěn)定性指標以及軌道動力性能指標進行對比，結(jié)果見表1。分析表1可知，路基上拱量增加時，列車與軌道的動力響應明顯增大。表1中不同路基上拱量下層間動態(tài)拍擊力對比結(jié)果表明，δmax=5 mm時動態(tài)拍擊力較δmax=10 mm時更加明顯。

圖16、圖17分別為不同路基上拱量情況下車體垂向加速度波動范圍和輪重減載率對比。從圖16、圖17可以看出，相同的行車速度下，δmax由5 mm增加至10 mm時，車體垂向加速度波動范圍及輪重減載率增加將近一倍。δmax=5 mm時v=350 km/h情況下車體垂向加速度達到規(guī)范限值0.13g，最大輪重減載率0.53，小于規(guī)范限值0.65，而δmax=10 mm時速度大于150 km/h以后車體垂向加速度超出0.13g，速度大于250 km/h以后輪重減載率超出規(guī)范限值。因此，為保證高速鐵路行車安全性及平穩(wěn)性，有必要在路基上拱變形量較大區(qū)段限制行車速度。

表1 不同路基上拱量下列車與軌道動力響應計算結(jié)果

圖16 不同路基上拱量時車體垂向加速度浮動范圍對比

圖17 不同路基上拱量下輪重減載率峰值對比

對不同路基上拱量時離縫區(qū)域由道床板動態(tài)位移時程進行對比，結(jié)果如圖18所示。由圖18可知，δmax=5 mm時，車輛每個轉(zhuǎn)向架在經(jīng)過離縫區(qū)域時，道床板垂向位移量保持在約1.33 mm，說明輪載作用下離縫一直處于閉合狀態(tài)；當δmax=10 mm時，道床板垂向位移在轉(zhuǎn)向架的第一個輪對經(jīng)過時達到4.5 mm，第二個輪對經(jīng)過時降低至3.7 mm，考慮層間初始離縫量為4.5 mm，推斷出第二個輪對經(jīng)過時離縫區(qū)域不是完全閉合的，仍存在0.8 mm左右的離縫，此時兩個車軸荷載未能完全傳遞至離縫區(qū)域，部分垂向荷載經(jīng)由鋼軌傳遞至相鄰的路基和道床板上。

圖18 不同路基上拱量下離縫區(qū)域道床板垂向位移

圖19為不同路基上拱量下過渡段橋梁側(cè)和路基側(cè)相鄰兩個扣件的支反力時程曲線。從圖19可以看出，當δmax=5 mm時，橋梁側(cè)和路基側(cè)扣件均為動態(tài)受壓，橋梁側(cè)扣件動態(tài)壓力最大約為12.0 kN，路基側(cè)扣件動態(tài)壓力最大約為24.5 kN；當δmax=10 mm時，路基側(cè)扣件承擔了更多的垂向壓力，動態(tài)壓力最大值達到約33.8 kN，橋梁側(cè)扣件表現(xiàn)為動態(tài)受拉，動態(tài)拉力最大值達到約42.2 kN。結(jié)合靜態(tài)受力分析可知，橋梁側(cè)扣件在無行車時已經(jīng)存在22.8 kN的拉力，靜動態(tài)效應疊加導致過渡段橋上扣件承受更大的拉力。因此，在路基過渡段路基上拱量較大區(qū)段，除關(guān)注行車安全外，還應加強對過渡段區(qū)域扣件的檢查，避免因動態(tài)受拉而產(chǎn)生彈條折斷病害。

(a)δmax=5 mm，v=350 km/h

(b)δmax=10 mm，v=350 km/h圖19 不同路基上拱量下扣件反力時程曲線

4 結(jié)論

本文針對路橋過渡段路基上拱問題，建立靜態(tài)仿真分析模型，對路基上拱后軌道變形和層間離縫發(fā)展規(guī)律進行分析，同時建立考慮路基上拱后軌道變形及層間離縫特征的車輛-無砟軌道-過渡段空間耦合動力學分析模型，對過渡段路基上拱動力響應進行評估，主要結(jié)論有：

(1)2 mm以內(nèi)的路基上拱可由扣件變形來抵消，不會產(chǎn)生層間離縫；路基上拱量超過2 mm時，橋上道床板下離縫量開始迅速發(fā)展；離縫量大于5 mm時橋上道床板下離縫量與路基上拱量可進行線性擬合。

(2)在5 mm路基上拱變形作用下，車輛行經(jīng)上拱區(qū)域時車體垂向加速度和輪軌力產(chǎn)生明顯的波動，車速在200 km/h以上時車體垂向加速度增加明顯加快，車速達到350 km/h時，車體加速度增加至0.13g，達到規(guī)范限值，此時輪軌力浮動范圍為37.9～113.5 kN，對應輪重減載率達到0.53。

(3)路基上拱量增加時，行車動力響應明顯增大。上拱量為5 mm時v=350 km/h情況下車體垂向加速度達到規(guī)范限值0.13g，最大輪重減載率為0.53，上拱量為10 mmv=200 km/h時車體垂向加速度超過0.13g，車速300 km/h時輪重減載率超過規(guī)范限值0.65。

(4)在行車過程中離縫區(qū)域道床板會產(chǎn)生較大的動位移，并拍擊下部底座板。路基上拱量為5 mm時，行車過程中離縫區(qū)域基本處于完全閉合狀態(tài)，上拱量達到10 mm時離縫區(qū)域在行車過程中無法完全閉合，仍有1.2 mm左右離縫，此時車輛垂向荷載經(jīng)鋼軌和扣件傳遞至路基上的道床板，過渡段區(qū)域扣件承受較大的上拔力，工務部門應防范路基上拱后過渡段橋梁側(cè)扣件彈條斷裂或螺栓失效病害。