高速鐵路CRTSⅢ型預(yù)制軌道板平面度關(guān)鍵影響參數(shù)

王夢

（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）

2012年，我國開始進行先張法預(yù)應(yīng)力軌道板研究，在西寶客專CRTSⅢ型先張板式無砟軌道試驗段試驗驗證基礎(chǔ)上，擴大應(yīng)用于鄭徐、京沈等多條高速鐵路［1］。工程應(yīng)用中，個別線路部分軌道板在脫模后已存在單側(cè)承軌面中央翹曲量大于2 mm的中部起拱現(xiàn)象，超出了Q/CR 567—2017《高速鐵路CRTSⅢ型板式無砟軌道先張法預(yù)應(yīng)力混凝土軌道板》［2］的限值要求，甚至影響了軌道精調(diào)。

我國前期對混凝土早期特性開展了系統(tǒng)研究［3-6］，同時對軌道板平面度控制措施進行了試驗［7-10］，但對雙向預(yù)應(yīng)力混凝土薄板結(jié)構(gòu)預(yù)制過程中產(chǎn)生翹曲變形的原因研究相對較少。本文基于CRTSⅢ型先張法預(yù)應(yīng)力軌道板結(jié)構(gòu)設(shè)計及其矩陣單元生產(chǎn)工藝，開展了預(yù)應(yīng)力體系、關(guān)鍵工藝參數(shù)等對預(yù)制軌道板平面度影響規(guī)律的理論和試驗研究，可為后續(xù)工程軌道板生產(chǎn)時加強過程控制提供參考。

1 分析模型

CRTSⅢ型先張法預(yù)應(yīng)力軌道板矩陣單元生產(chǎn)工藝中，每個張拉臺座內(nèi)設(shè)置8套模板，在預(yù)應(yīng)力筋張拉、混凝土養(yǎng)護、預(yù)應(yīng)力放張等階段，各軌道板和模板所處狀態(tài)相當。為簡化計算，本文以一塊主型軌道板P5600及對應(yīng)模板為研究對象，建立了軌道板-模板一體化有限元模型（圖1）。

圖1 軌道板-模板一體化有限元模型

模型中，軌道板尺寸為5 600 mm×2 500 mm×200 mm，采用8節(jié)點實體單元模擬。底模面板厚25 mm，采用殼單元模擬；底?？蚣芸v橫梁為工字鋼，高200 mm，采用梁單元模擬。柔性支座采用垂向彈簧單元模擬，剛度為12 kN/mm。軌道板和底模面板之間采用接觸單元實現(xiàn)軌道板底面和底模頂面的密貼和脫離。底模面板和框架通過共用節(jié)點實現(xiàn)結(jié)構(gòu)的協(xié)同受力和變形。

2 預(yù)制軌道板平面度影響參數(shù)

表征軌道板平面度的指標有四角承軌面水平和單側(cè)承軌面中央翹曲量。其中單側(cè)承軌面中央翹曲量由該側(cè)9個承軌臺垂向位置偏差綜合計算得出，更能反映軌道板整體狀態(tài)。因此，選用單側(cè)承軌面中央翹曲量表征軌道板平面度。

2.1 預(yù)應(yīng)力

P5600型軌道板縱、橫向分別設(shè)置16根和24根預(yù)應(yīng)力筋，單根張拉力控制值為80 kN，縱向預(yù)應(yīng)力筋分2層沿橫截面中心對稱布置，橫向預(yù)應(yīng)力筋設(shè)置于縱截面中心。

2.1.1 施加預(yù)應(yīng)力

為明確不同初始變形條件下，施加預(yù)應(yīng)力對軌道板平面度的影響，采用單一軌道板模型進行計算分析。通過設(shè)置頂面和底面2，4，6，8，10 ℃溫差使軌道板產(chǎn)生翹曲變形，以模擬預(yù)應(yīng)力施加前軌道板的初始垂向變形。通過在軌道板端部施加荷載方式實現(xiàn)預(yù)應(yīng)力施加，模擬預(yù)應(yīng)力放張階段?；炷羺?shù)按C50混凝土取值。以兩端承軌臺為基準，不同初始變形條件下施加預(yù)應(yīng)力前后軌道板各承軌臺垂向位置偏差計算結(jié)果見圖2。

圖2 施加預(yù)應(yīng)力前后軌道板平面度曲線

由圖2可知：①在具備一定初始變形條件下，預(yù)應(yīng)力施加后，軌道板單側(cè)承軌面中央翹曲量幅值進一步增大。②當軌道板頂面和底面溫差為2℃時，初始單側(cè)承軌面中央翹曲量為0.352 mm，施加預(yù)應(yīng)力后增大了0.025 mm；當溫差為10℃時，初始單側(cè)承軌面中央翹曲量為1.758 mm，施加預(yù)應(yīng)力后增大了0.130 mm；隨著初始變形量的增大，施加預(yù)應(yīng)力后單側(cè)承軌面中央翹曲量的變化量隨之增加。正常條件下，軌道板初始變形較小，預(yù)應(yīng)力施加對軌道板平面度影響較小。

2.1.2 預(yù)應(yīng)力筋絲位偏差

為進一步明確預(yù)應(yīng)力筋絲位偏差（即預(yù)應(yīng)力偏心）對軌道板平面度的影響，在保持軌道板頂面和底面6℃溫差模擬初始變形的條件下，對軌道板施加預(yù)應(yīng)力?？v向預(yù)應(yīng)力筋中心與軌道板幾何中心的距離分別取為0，2，4，6 mm，不同工況下軌道板各承軌臺垂向位置偏差計算結(jié)果見圖3?？芍陬A(yù)應(yīng)力中心和軌道板幾何中心重合時，預(yù)應(yīng)力施加完成后軌道板單側(cè)承軌面中央翹曲量為1.132 mm。在施加2，4，6 mm偏心預(yù)應(yīng)力時，軌道板單側(cè)承軌面中央翹曲量分別增大至1.273，1.414，1.554 mm。隨著偏心距的增加，軌道板平面度略有增大，偏心距增加2 mm軌道板平面度增大約0.14 mm。預(yù)應(yīng)力偏心本質(zhì)是對軌道板施加了附加彎矩，因此在施加反方向偏心預(yù)應(yīng)力時軌道板單側(cè)承軌面中央翹曲量會減小。這可作為抑制軌道板中部上拱的措施。由于正常條件下預(yù)應(yīng)力偏心量值相對較小，其對軌道板平面度影響不大。

圖3 偏心預(yù)應(yīng)力作用下軌道板平面度曲線

2.2 截面彈性模量差異

軌道板混凝土在澆筑過程中，須通過振搗保證密實度，這會使粗骨料產(chǎn)生下沉趨勢，導(dǎo)致骨料在軌道板垂向分布不均。為明確軌道板上下層混凝土彈性模量差異對軌道板平面度的影響，保持軌道板頂面混凝土強度等級為C50，向軌道板底面分別線性遞減至C45，C40，C35，C30，采用單一軌道板模型進行計算分析。不考慮預(yù)應(yīng)力偏心，施加預(yù)應(yīng)力后軌道板各承軌臺垂向位置偏差計算結(jié)果見圖4。

圖4 截面彈性模量差異引起的軌道板中央翹曲

由圖4可知，當軌道板頂面混凝土強度等級為C50、底面混凝土強度等級為C30時，施加預(yù)應(yīng)力后軌道板單側(cè)承軌面中央翹曲量僅為0.103 mm，軌道板上下層材料不均對軌道板平面度影響較小。

2.3 混凝土收縮特性

混凝土硬化過程中的收縮主要由水泥漿產(chǎn)生，而骨料則可視為不收縮，且對收縮具有一定抑制作用。由于振搗過程造成板體垂向粗骨料分布不均，從而導(dǎo)致下層混凝土收縮率小于上層混凝土?；炷琉B(yǎng)護過程中上表面混凝土直接與空氣接觸，由于水泥水化和水分蒸發(fā)等作用，導(dǎo)致游離水的散失和其在板體內(nèi)的垂向遷移，產(chǎn)生垂向濕度梯度，從而使軌道板上下層混凝土產(chǎn)生收縮梯度。同時，下層混凝土擋肩受到模板的約束作用，亦會限制其收縮變形。為研究混凝土收縮對預(yù)應(yīng)力施加前軌道板初始變形的影響，采用軌道板-模板一體化有限元模型，分別計算了軌道板頂面和底面混凝土一致收縮和梯度收縮作用時軌道板的平面度，各承軌臺垂向位置偏差計算結(jié)果見圖5?？芍孩倩炷烈恢率湛s率由100×10-6依次增加至150×10-6和200×10-6時，軌道板單側(cè)承軌面中央翹曲量由1.353 mm分別增大至2.118，3.069 mm，混凝土整體收縮對軌道板預(yù)應(yīng)力施加前的初始平面度影響顯著。②保持頂面混凝土收縮率為200×10-6，底面收縮率分別由 200×10-6增加至 220×10-6和 240×10-6時，軌道板單側(cè)承軌面中央翹曲量由3.069 mm分別增大至3.373，3.682 mm。在一致收縮基礎(chǔ)上，軌道板頂面和底面混凝土之間的收縮梯度將進一步增大單側(cè)承軌面中央翹曲量。

圖5 混凝土收縮作用下軌道板平面度曲線

2.4 養(yǎng)護階段溫度梯度

CRTSⅢ型先張法預(yù)應(yīng)力軌道板一般采用蒸汽養(yǎng)護，分靜置、升溫、恒溫和降溫4個階段?；炷脸跄龝r間一般為5～6 h，此時已進入恒溫階段，由于水化熱、養(yǎng)護溫度等綜合作用，使軌道板頂面和底面混凝土溫差逐漸形成，并基本保持穩(wěn)定，即混凝土強度發(fā)展過程中始終存在溫度梯度。

為明確溫度梯度對軌道板平面度的影響，采用軌道板-模板一體化有限元模型，在混凝土強度為C20時，對軌道板頂面和底面混凝土施加6，8，10℃溫差，底模垂向位移及底模與軌道板在承軌臺處的垂向位移差計算結(jié)果分別見圖6、圖7。

圖6 底模承軌臺處垂向位移計算結(jié)果

圖7 軌道板和底模在承軌臺處垂向位移差計算結(jié)果

由圖6可知：在混凝土強度發(fā)展早期，溫度梯度荷載作用下，軌道板即可發(fā)生翹曲變形，使軌道板端部和四周脫離底模，從而產(chǎn)生重力在模板上的重分布，導(dǎo)致底模中部下?lián)希瞬可下N，軌道板混凝土頂面和底面溫差越大，底模變形越嚴重。

由圖7可知：由于接觸單元的采用，軌道板和底模在承軌臺處垂向位移差出現(xiàn)了負值，說明該區(qū)域兩者未分離。對于圖7中3～7承軌臺軌道板與底模未脫離的區(qū)域，由于此時混凝土強度尚未完全發(fā)展，軌道板混凝土將隨模板產(chǎn)生隨動變形，而軌道板頂面和底面混凝土溫差在養(yǎng)護過程中具有相對穩(wěn)定性，即混凝土強度發(fā)展過程中底模始終處于變形狀態(tài)，從而使軌道板形成不可逆的初始變形。當軌道板頂面和底面溫差分別為6，8，10℃時，由于底模變形導(dǎo)致的初始平面度損失分別為0.126，0.173，0.218 mm，溫差越小對軌道板平面度影響越小。同時考慮到端部脫離區(qū)域溫度梯度消失后存在的殘余變形，總體來看平面度損失量值相對較小。

3 試驗驗證

上述計算結(jié)果表明混凝土收縮是影響軌道板上拱的關(guān)鍵因素，而灑水養(yǎng)護則是減小混凝土早期收縮的常用措施。為明確養(yǎng)護過程中灑水對軌道板平面度的影響，選取固定模板，采用相同蒸汽養(yǎng)護方式對不灑水、初凝前（混凝土表干后）1次灑水、初凝及終凝前2次灑水3種工況進行了對比試驗。以兩端承軌臺為基準，典型軌道板脫模后單側(cè)承軌面各承軌臺處垂向位置偏差檢測結(jié)果見圖8。

圖8 典型軌道板不同灑水養(yǎng)護條件下單側(cè)承軌面垂向位置偏差

由圖8可知，養(yǎng)護過程中不灑水工況單側(cè)承軌面中央翹曲量為2.5 mm，初凝前1次灑水、初凝及終凝前2次灑水相應(yīng)值為1.5 mm和0.7 mm。在保證模板精度的條件下，養(yǎng)護過程中補水可有效減小軌道板預(yù)制平面度上拱幅值。

在軌道板底模平整、蒸汽養(yǎng)護參數(shù)等其他條件相同的條件下，選取各6個批次48塊軌道板進行了養(yǎng)護過程中不灑水和2次灑水的批量對比試驗。脫模后軌道板單側(cè)承軌面中央翹曲量檢測結(jié)果見圖9。

圖9 不補水和2次灑水對比試驗平面度檢測結(jié)果

由圖9可知，養(yǎng)護過程中2次灑水的軌道板單側(cè)承軌面中央翹曲量小于1.0 mm和2.0 mm的累計比例分別為70.8%和100%，遠高于不灑水工況的18.8%和62.6%，說明補水對軌道板平面度控制效果顯著。

4 結(jié)論

本文針對我國具有自主知識產(chǎn)權(quán)CRTSⅢ型軌道板預(yù)制過程中出現(xiàn)的上拱問題開展了理論分析和試驗研究。主要結(jié)論如下：

1）理論計算結(jié)果表明，預(yù)應(yīng)力及其偏心、軌道板頂面和底面彈性模量差異、養(yǎng)護過程中溫度梯度對軌道板平面度影響不大，底模承軌槽約束條件下的混凝土收縮是影響預(yù)制軌道板平面度的關(guān)鍵因素。

2）試驗研究表明，在保證模板精度條件下，養(yǎng)護過程中補水可顯著減小預(yù)制軌道板平面度上拱幅值。該措施可為后續(xù)工程軌道板預(yù)制過程中平面度控制提供指導(dǎo)，并可為進一步完善CRTSⅢ型軌道板技術(shù)標準提供支撐。