無砟軌道底座板離縫對路橋過渡段動力學(xué)性能影響分析

羅 強(qiáng) 謝宏偉 李安洪 張 良 王騰飛

(1.西南交通大學(xué)， 成都 610031; 2.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司， 成都 610031；3.高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 成都 610031)

無砟軌道整體性好，維修工作量少，具有良好穩(wěn)定性與耐久性，能夠適應(yīng)高速度、高密度鐵路運(yùn)輸?shù)囊?，在國?nèi)外高速鐵路建設(shè)中廣泛應(yīng)用[1]。無砟軌道對沉降變形的適應(yīng)性差且?guī)缀涡挝粻顟B(tài)調(diào)整能力有限，控制沉降變形是路基上鋪設(shè)無砟軌道的核心問題之一。路橋過渡段剛度差異巨大，工后差異性沉降不可避免，緊鄰橋梁的路基過渡段，填筑施工時(shí)要保證橋臺的穩(wěn)定與安全，作業(yè)空間小，大型壓實(shí)機(jī)具運(yùn)用困難，局部可能存在壓實(shí)密度低、支承剛度小的缺陷，在列車動荷載反復(fù)作用下，路基易產(chǎn)生累積沉降，導(dǎo)致底座板部分脫空，出現(xiàn)離縫甚至翻漿冒泥[2]，軌道支承條件急劇劣化，加劇車輛、軌道、路基間相互作用，影響高速列車的安全、舒適運(yùn)行。

過渡段處路基工后沉降映射至軌面產(chǎn)生幾何不平順，致使列車高速通過路基過渡段時(shí)動力學(xué)響應(yīng)顯著增大[3]，為保證路基與相鄰結(jié)構(gòu)間具有良好過渡性能，國內(nèi)外學(xué)者對列車移動荷載下的過渡段動力響應(yīng)進(jìn)行了大量研究。羅強(qiáng)[4]運(yùn)用車輛-軌道-路基耦合動力學(xué)理論，全面分析了有砟軌道條件下路橋過渡段軌面彎折變形、軌道基礎(chǔ)剛度變化、行車速度、車輛駛向等因素對高速鐵路路橋過渡段動力學(xué)特性的影響規(guī)律，并根據(jù)路橋過渡段動力學(xué)特性分析結(jié)果，結(jié)合已有的工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)和研究成果，提出了針對不同速度等級的路橋過渡段結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)；蔡成標(biāo)[5]針對無砟軌道橋隧間短路基頻繁過渡問題，分別建立了橋-路-橋、橋-路/隧、隧-路-隧3種橋隧間短路基動力學(xué)分析模型，開展了兩橋(隧)之間短路基動力學(xué)仿真分析，討論了橋隧間短路基設(shè)計(jì)參數(shù)合理取值；Wang和Markin[6]考慮過渡段剛度差異、不均勻沉降影響，并以非線性接觸單元反映不均勻沉降影響引起的有砟軌道軌枕空吊，建立了三維顯式動力有限元模型，分析了剛度與不均勻沉降對路橋過渡段動力響應(yīng)的影響，并對有砟道床劣化機(jī)制進(jìn)行了探討；陳虎等[7]通過現(xiàn)場實(shí)測，分析了板式無砟軌道路橋過渡段振動響應(yīng)沿線路縱垂向的空間變化特征及與行車速度的關(guān)系。已有研究多關(guān)注有砟軌道、無砟軌道在支承條件良好或存在軌枕空吊的情況下，剛度差異及不均勻沉降引起的軌面變形而導(dǎo)致的過渡段動力響應(yīng)的影響。而實(shí)際工程中發(fā)現(xiàn)無砟軌道底座板與路基接觸條件劣化往往對系統(tǒng)動力學(xué)性能影響較大[8]，目前對底座板離縫對無砟軌道路基動力特性的影響討論較少。

隨著列車運(yùn)行速度進(jìn)一步提高，路橋過渡段的動力學(xué)問題將更加顯著，尤其在無砟軌道底座板離縫情況下將更趨嚴(yán)重，引起的系統(tǒng)動力學(xué)問題愈加突出。為此，在列車運(yùn)行速度達(dá)400 km/h時(shí)，針對橋臺與路基交界處差異沉降引起的無砟軌道底座與路基間離縫導(dǎo)致的過渡段服役性能劣化問題，建立車輛-軌道-路基垂向耦合動力模型，橋梁與路基過渡段考慮剛度差異，過渡段不均勻沉降引起的軌面高低不平順按 1/1 000平折角設(shè)置，通過仿真分析獲得系統(tǒng)動力學(xué)響應(yīng)，分析離縫參數(shù)0 mm/0 m ～5 mm/5 m條件下路橋過渡段系統(tǒng)動力學(xué)指標(biāo)變化規(guī)律，基于動力性能評估標(biāo)準(zhǔn)，提出導(dǎo)致底座板-路基離縫的路橋差異沉降控制建議值，討論設(shè)置剛性搭板對路橋交界處過渡性能的改善效果。

1 過渡段模型及計(jì)算方案

路橋過渡段的剛度差異、不均勻沉降、差異沉降均會產(chǎn)生不平順問題，列車高速通過過渡段時(shí)動力響應(yīng)顯著增大。其中，路基與相鄰結(jié)構(gòu)物的差異沉降將導(dǎo)致過渡段局部范圍的無砟軌道底座板與路基面間出現(xiàn)離縫而脫空，極大地削弱路基對軌道結(jié)構(gòu)的支承作用，引起軌下剛度突降，劣化過渡段動力學(xué)性能。

1.1 過渡段動力學(xué)模型及參數(shù)

根據(jù)車輛-軌道耦合動力學(xué)原理[3]，考慮過渡段路基與橋臺剛度差異、不均勻沉降引起的軌面平折角不平順、差異沉降導(dǎo)致的底座與路基面離縫，建立車輛-軌道-路橋過渡段垂向耦合動力學(xué)分析模型(如圖1所示)，采用自橋梁朝路基方向走行的單節(jié)車輛開展動力仿真分析。

圖1 過渡段動力學(xué)耦合分析模型圖

車輛系統(tǒng)簡化為多剛體彈簧阻尼體系，由車體、前后轉(zhuǎn)向架及兩組輪對構(gòu)成，一系、二系懸掛均采用線性彈簧-線性阻尼元件，車體、前后轉(zhuǎn)向架的沉浮與點(diǎn)頭運(yùn)動共6個(gè)自由度，4個(gè)輪對僅考慮垂向運(yùn)動，總計(jì)10個(gè)自由度。輪軌之間的法向接觸力由Herz非線性接觸理論確定。動力學(xué)仿真計(jì)算以CRH380A型車中較重的動車M2為計(jì)算車輛，并考慮車輛滿載8 t的情況，具體車輛參數(shù)如表1所示。

表1 CRH380A-M2車輛參數(shù)表

線路系統(tǒng)模型選用CRTSIII型板式無砟軌道，鋼軌由等間距分布的扣件支承于無砟軌道板之上，概化為彈性點(diǎn)離散支承的Bernoulli-Euler梁，考慮垂向運(yùn)動自由度；將軌道板與底座板視為一個(gè)整體并抽象為黏彈性基礎(chǔ)(路基)上的疊合梁[9]，簡化為在等間隔分布的線性彈簧-線性阻尼支承上的無限長的單向自由板，取路基離散支承間隔與扣件間距相等以便于計(jì)算。具體計(jì)算參數(shù)如表2所示。橋梁及墩臺按底座板下的剛性基礎(chǔ)考慮。

表2 CRTS-Ⅲ型板式無砟軌道模型參數(shù)表

隨著橋臺背過渡段底座支承條件不斷劣化，底座板與路基面接觸條件逐漸由無離縫的良好接觸狀態(tài)向離縫開展?fàn)顟B(tài)發(fā)展。在離縫條件下，底座與路基面在振動過程中相互接觸時(shí)產(chǎn)生的作用力按式(1)計(jì)算。即無砟軌道底座板與路基面間離縫間隙δg較大時(shí)，離縫區(qū)域內(nèi)基床完全喪失支承能力，列車荷載作用下，離縫未出現(xiàn)閉合；而當(dāng)δg較小時(shí)，離縫區(qū)域內(nèi)的基床仍可發(fā)揮部分承載能力。為便于模型計(jì)算，考慮在離縫區(qū)域長度范圍Lg內(nèi)，離縫的間隙δg不變，如圖2所示。

圖2 過渡段離縫區(qū)域示意圖

(1)

式中：fbf——路基與底座板之間的作用力；

kf、cf——分別為路基支承線剛度與線阻尼；

1.2 計(jì)算方案及過渡性能評價(jià)指標(biāo)

過渡段部位沿線路縱向，路基與其他結(jié)構(gòu)物之間剛度差異巨大，材料性質(zhì)不同，導(dǎo)致軌道剛度的突變。同時(shí)，在列車荷載作用下，路基將產(chǎn)生壓密下沉，而鄰近結(jié)構(gòu)物幾乎不發(fā)生沉降，因而易產(chǎn)生的不均勻沉降，映射至鋼軌將產(chǎn)生軌面幾何不平順。此外，路基與相鄰結(jié)構(gòu)物交界處差異沉降將致使交界處動力作用加強(qiáng)，易引起無砟軌道結(jié)構(gòu)與路基接觸條件劣化，進(jìn)而形成底座局部脫空。三者及疊加均導(dǎo)致列車與線路結(jié)構(gòu)相互作用增大，影響線路結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定，同時(shí)加劇線路服役狀態(tài)劣化。

路橋過渡段差異沉降造成的軌面折角，日本新干線板式軌道線路規(guī)定不大于 1/1 000，德國高速鐵路無砟軌道技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)要求不大于1/500[10]。羅強(qiáng)[4]通過動力學(xué)仿真分析指出，在運(yùn)行速度350 km/h條件下，差異沉降引起的軌面折角滿足動力性能要求的控制值為 1.5/1 000。我國高鐵設(shè)計(jì)規(guī)范以工后階段不大于 1/1 000進(jìn)行控制[10-11]，如圖3所示。

圖3 過渡段工后不均勻沉降示意圖

對于路橋結(jié)構(gòu)的縱向剛度差異，混凝土結(jié)構(gòu)橋梁視為剛性結(jié)構(gòu)，而由松散巖土材料填筑而成的路基的支承剛度相較下有數(shù)量級的減少。路基結(jié)構(gòu)采用地基系數(shù)K30控制，根據(jù)TB 10621-2014《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》及TB 10001-2016《鐵路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》中的高速鐵路無砟軌道路基壓實(shí)控制指標(biāo)，基床表層地基系數(shù)K30≥190 MPa/m；基床底層采用粗礫土、碎石類土?xí)rK30≥150 MPa/m，當(dāng)采用砂類土(粉砂除外)、細(xì)礫土?xí)rK30≥130 MPa/m；基床以下路堤為粗礫土、碎石類土?xí)rK30≥130 MPa/m，采用砂類土、細(xì)礫土?xí)rK30≥110 MPa/m。受巖土材料非線性影響，土體工作模量與應(yīng)變水平有關(guān)，文獻(xiàn)[12]基于土體應(yīng)變與模量關(guān)系曲線，分析后認(rèn)為基床結(jié)構(gòu)工作模量E(MPa)取值與地基系數(shù)K30(MPa/m)存在映射關(guān)系，可通過應(yīng)變狀態(tài)對應(yīng)的模量近似換算，基床結(jié)構(gòu)的工作彈性模量約為100～200 MPa。而混凝土彈性模量為10 GPa量級，可得土質(zhì)路基與相鄰混凝土結(jié)構(gòu)在模量上相差約兩個(gè)數(shù)量級，即支承剛度相差約100倍。規(guī)范要求高速鐵路過渡段采用正梯形或倒梯形型式，過渡段采用級配碎石傾斜填筑，在列車荷載作用下產(chǎn)生彈性位移呈線性漸變，則過渡段支承剛度由橋梁端向路基端呈雙曲線形式由100kf減小至kf，如圖4所示。

圖4 過渡段支承剛度變化示意圖

過渡段動力學(xué)性能與列車運(yùn)行速度緊密相關(guān)，以400 km/h條件開展列車-軌道-過渡段耦合系統(tǒng)的動力響應(yīng)分析評價(jià)與控制限值。無砟軌道路基與橋臺交界處差異沉降限值不超過5 mm[10]，并按軌面折角 1/1 000的最不利條件[11]，確定離縫間隙高度與離縫區(qū)域長度的對應(yīng)關(guān)系。

過渡段長度按20 m取值，橋臺與路基的支承剛度比值為100倍的條件下，以過渡段路基工后不均勻沉降引起的軌面折角 1/1 000、底座與路基良好接觸(不出現(xiàn)離縫)的工況I為基準(zhǔn)，考慮底座板離縫間隙高度分別為1 mm、2 mm、3 mm、4 mm、5 mm(對應(yīng)離縫范圍分別為1 m、2 m、3 m、4 m、5 m)，分析離縫參數(shù)對路橋過渡段動力學(xué)性能影響。此外，對離縫間隙高度5 mm、離縫長度5 m的極限最不利情況，考慮在橋臺后方設(shè)置長×寬×厚為8 m×4.3 m×0.6 m的剛性混凝土過渡搭板形式(如圖5所示)，研究過渡搭板對過渡段系統(tǒng)動力響應(yīng)性能的改善作用。7種計(jì)算工況如表3所示。

圖5 過渡搭板設(shè)置示意圖

表3 過渡段耦合動力學(xué)計(jì)算方案表

表4 過渡段動力學(xué)性能評判標(biāo)準(zhǔn)表[13]

2 動力學(xué)響應(yīng)數(shù)據(jù)及分析

采用過渡段系統(tǒng)耦合動力學(xué)分析模型，考慮土質(zhì)路基與橋臺間剛度100倍剛度差異與由過渡段不均勻沉降引起的平折角為 1/1 000的軌面不平順，針對離縫參數(shù)為0 mm/0 m～5 mm/5 m與離縫間隙高度為5 mm且設(shè)置過渡搭板的共計(jì)7種工況分別進(jìn)行仿真分析。其中，典型工況Ⅱ-1(1 mm/1 m離縫)、工況Ⅱ-5(5 mm/5 m離縫)、工況Ⅲ-5(5 mm/5 m離縫且設(shè)置搭板)的動力學(xué)響應(yīng)曲線分別如圖6與圖7所示。受路基不均勻沉降映射至軌面產(chǎn)生的幾何不平順影響，輪軌力P、鋼軌位移Zr、底座板位移Zb、路基面應(yīng)力σd在橋臺與過渡段及過渡段與路基交界處附近均存在明顯波動，動力作用增強(qiáng)，而車體加速度ac沿縱向波動不顯著。受線下基礎(chǔ)剛度差異的影響，橋臺處鋼軌位移Zr、底座板垂向位移Zb小于路基處，且在過渡段范圍內(nèi)近似線性變化。同時(shí)，由于路橋交界處附近底座板部分脫空影響，離縫范圍內(nèi)輪軌力P因“卸載”效應(yīng)而減小，路基面應(yīng)力σd在產(chǎn)生離縫的交界處出現(xiàn)明顯增大，這是底座板與路基面之間支承力缺失，繼而引發(fā)緊鄰路基應(yīng)力集中。設(shè)置過渡搭板后，由路橋交界處的差異沉降導(dǎo)致的離縫引起的動力響應(yīng)顯著減小，離縫導(dǎo)致的支承剛度缺失由搭板的抗彎剛度有效補(bǔ)充，過渡段動力性能明顯改善。

圖6 過渡段典型動力學(xué)響應(yīng)曲線圖(工況Ⅱ-1)

圖7 過渡段典型動力學(xué)響應(yīng)曲線圖(工況Ⅱ-5與工況Ⅲ-5)

定義限值比R為表5中動力響應(yīng)最大值Remax與表4中控制值Rec的之比，如式(2)所示。限值比R反映各動力響應(yīng)指標(biāo)與對應(yīng)控制值的相對值，便于不同指標(biāo)相互對比。

表5 動力響應(yīng)指標(biāo)最大值表

(2)

在底座板與路基良好接觸條件下，同時(shí)考慮線下基礎(chǔ)剛度差異與路基不均勻沉降引起的軌面幾何不平順的工況I，各項(xiàng)動力響應(yīng)指標(biāo)均未超過控制值(限值R≤1)。這表明若路橋差異沉降控制良好，底座與路基間未形成離縫，即使在路橋剛度差異與不均勻沉降引起的軌面不平順不利條件共同影響下，路橋過渡段仍具有良好的動力性能，可滿足線路安全服役要求。

當(dāng)?shù)鬃迮c路基接觸條件劣化，橋臺背與路基差異沉降將導(dǎo)致底座板產(chǎn)生離縫，隨著離隙范圍擴(kuò)展，過渡段動力響應(yīng)指標(biāo)呈加速增大趨勢，如圖8所示。其中，鋼軌位移、底座板位移、路基面應(yīng)力顯著升高，車體加速度與輪軌力增加幅度相對較小。當(dāng)鋼軌位移、底座板位移、路基面應(yīng)力接近規(guī)范限值時(shí)，離縫參數(shù)整體介于2 mm/2 m～3 mm/3 m之間，即路橋交界處的工后差異沉降可按2～3 mm控制。

圖8 離縫參數(shù)對過渡段動力響應(yīng)影響圖

在離縫參數(shù)均為5 mm/5 m條件下，對比設(shè)置搭板的工況Ⅲ-5與未設(shè)置搭板的工況Ⅱ-5，發(fā)現(xiàn)設(shè)置搭板能有效降低動力響應(yīng)，鋼軌最大位移由3.12 mm減小至1.17 mm，底座板最大位移由2.59 mm減至0.09 mm，路基面最大動應(yīng)力由173.24 kPa大幅減小至14.52 kPa(如表5與圖9所示)。過渡段設(shè)置搭板后，各項(xiàng)動力響應(yīng)指標(biāo)均降至限制值以下，在路橋過渡段設(shè)置搭板能夠顯著改善路基受力狀態(tài)，有效提升過渡段服役性能。

圖9 設(shè)置搭板對過渡段動力響應(yīng)影響圖

3 結(jié)論

針對路基與橋臺交界處產(chǎn)生的工后差異沉降導(dǎo)致軌道板底脫空形成離隙，過渡段平順性劣化問題，開展了車輛-無砟軌道-路橋過渡段耦合動力學(xué)仿真分析，討論了在支承剛度和不均勻沉降引起的不平順基礎(chǔ)上，橋臺背附近無砟軌道板底局部離縫對過渡段動力學(xué)性能的影響及設(shè)置混凝土過渡搭板的改善效果，得出以下主要結(jié)論：

(1)受橋臺背路基局部沉陷影響的無砟軌道底座板接觸狀態(tài)，對高速鐵路路橋過渡段的動力學(xué)性能影響顯著。計(jì)算表明，無砟軌道處于良好接觸狀態(tài)下的過渡段性能滿足高速行車的要求，但隨著無砟軌道板底離隙范圍的擴(kuò)展，過渡段線路結(jié)構(gòu)的動力學(xué)響應(yīng)指標(biāo)呈加速劣化趨勢。

(2)以400 km/h運(yùn)行速度下車體垂向加速度、輪載力及減載率、鋼軌與底座板動位移及路基面動應(yīng)力為評價(jià)指標(biāo)，依據(jù)高速鐵路無砟軌道與路基結(jié)構(gòu)的動態(tài)驗(yàn)收技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)，路橋交界處的工后差異沉降應(yīng)由現(xiàn)行設(shè)計(jì)規(guī)范不應(yīng)大于5 mm調(diào)整為2～3 mm。

(3)在過渡段的橋臺背鋪設(shè)鋼筋混凝土搭板，是解決結(jié)構(gòu)間差異沉降導(dǎo)致無砟軌道板底離縫、進(jìn)而引發(fā)過渡段性能嚴(yán)重退化的有效措施。分析表明，在路橋之間設(shè)置一塊長×寬×厚為8 m×4.3 m×0.6 m的C35鋼筋混凝土搭板，可保證過渡段在路橋交界處發(fā)生5 mm差異沉降下仍具有良好性能。