施工過程中溫度變化對CRTSⅡ型板式無砟軌道底座板的影響分析

姜 浩，劉志斌，劉 觀，趙坪銳

(西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031)

施工過程中溫度變化對CRTSⅡ型板式無砟軌道底座板的影響分析

姜 浩，劉志斌，劉 觀，趙坪銳

(西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031)

針對CRTSⅡ型板式無砟軌道施工期間連續(xù)底座板張拉過程中底座板存在變化的溫度，基于有限元方法及鋼筋混凝土粘結(jié)滑移理論，建立底座板混凝土-鋼筋-橋梁縱向相互作用計算模型，計算分析當(dāng)施工溫度為5℃時，底座板鋼筋和混凝土應(yīng)力隨溫度變化和張拉過程中的變化規(guī)律。結(jié)果表明:底座板混凝土和鋼筋拉力與混凝土段的長度有著直接聯(lián)系，隨著混凝土段長度增加，底座板混凝土和鋼筋所受拉力相應(yīng)變大;張拉過程中，底座板混凝土可能會在第二次張拉時開裂，而張拉連接器鋼筋和齒槽后澆帶鋼筋未達到屈服。

CRTSⅡ型無砟軌道;底座板張拉;施工;后澆帶

1 概述

橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道底座板采用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，其前后終點與固定端刺相連，縱貫全橋，連續(xù)鋪設(shè)，橋梁固定支座端處底座板與橋梁通過剪力齒槽形成剪切連接。目前國內(nèi)參考德國博格板底座板的施工方法總結(jié)出一套分段鋪設(shè)的方法。根據(jù)國內(nèi)CRTSⅡ型無砟軌道底座板施工的特點，以“新建臨時端刺+常規(guī)區(qū)+新建臨時端刺”的底座板縱連形式為例，對低溫情況下，底座板施工過程中需進行張拉的各個階段進行分析，研究張拉過程中底座板混凝土及鋼筋應(yīng)力及變形的變化規(guī)律，以進一步提出施工優(yōu)化措施。

2 連續(xù)底座板施工方案簡介

2.1 單元段內(nèi)的底座板連接

長大橋梁區(qū)段CRTSⅡ型無砟軌道底座板施工不可能一次性澆筑完成，需進行分段澆筑。底座板施工工藝:設(shè)置臨時端刺施工，即將底座劃分為常規(guī)區(qū)和臨時端刺區(qū)［1-7］。每個施工段以4～5 km為宜，由1個常規(guī)區(qū)和2個臨時端刺組成，臨時端刺區(qū)長度約800 m，相應(yīng)底座板結(jié)構(gòu)設(shè)計中分別設(shè)置鋼筋連接器后澆帶(BL1)和齒槽后澆帶(BL2)，如圖1所示。常規(guī)區(qū)底座板分段澆筑，段與段之間通過鋼板連接器后澆帶連接成整體，即可放散混凝土水化熱過程中產(chǎn)生的溫度應(yīng)力，而齒槽后澆帶在施工前大部分都未澆筑，可以避免底座與橋梁之間通過剪力齒槽進行力的傳遞。后澆帶的施工在單元段內(nèi)的端刺(兩端或臨時端刺或固定端刺)及常規(guī)區(qū)底座板全部施工完成的基礎(chǔ)上進行。所有類型單元段底座板的連接施工應(yīng)在溫差較小的24 h內(nèi)完成。施工工藝以新設(shè)臨時端刺+常規(guī)區(qū)為例簡述如下。

圖1 底座板后澆帶布置示意(單位:m)

(1)澆筑底座板混凝土。(2)臨時端刺LP2～LP5(LP為臨時端刺區(qū)底座板)的基準(zhǔn)測量。(3)常規(guī)區(qū)板溫測量。(4)臨時端刺中的鋼筋連接器預(yù)連接。(5)首批連接施工:先連接與臨時端刺相鄰(K0處)的常規(guī)區(qū)后澆帶鋼筋，后依次連接K0、J1、J2、J3后澆帶鋼筋。連接時按測量板溫的不同分3種情況進行:①當(dāng)測量板溫T＜設(shè)計溫度范圍時，通過計算確定連接鋼筋的張拉距離;②測量板溫在設(shè)計溫度范圍時，鋼筋連接器螺母用手擰緊即可;③測量板溫超出設(shè)計溫度范圍時，不允許進行連接作業(yè)。(6)連接常規(guī)區(qū)其余后澆帶連接筋，此工序在連接 K0、J1、J2、J3、J4之后接續(xù)進行。(7)鋼筋連接器后澆帶連接完成后應(yīng)隨即進行鋼筋連接器后澆帶和常規(guī)區(qū)齒槽后澆帶混凝土施工，澆筑工作在24 h以內(nèi)完成。(8)臨時端刺區(qū)齒槽后澆帶分為早期固定連接和后期固定連接，早期固定連接在鋼筋連接器連接完成3～5 d后進行，位置在LP2范圍內(nèi)與LP2相鄰的兩個齒槽后澆帶(左右線應(yīng)錯開2孔梁位置)，兩臨時端刺后澆帶對稱施工。后期齒槽后澆帶混凝土在相鄰單元段底座板連接后施工。

2.2 施工溫度小于合龍溫度時的鋼板連接器后澆帶張拉流程

一個施工單元內(nèi)的底座板混凝土澆筑完成后強度達到20 MPa后才能進行縱連。當(dāng)施工溫度在5～20℃時，需要通過測得的長度和溫度數(shù)據(jù)來計算鎖定溫度下的鋼板連接器后澆帶(BL1)張拉行程，并測量底座板各個混凝土段的長度，由下列公式計算出各個混凝土段的伸長值

式中 Wi——張拉行程，mm;

αt——混凝土溫度伸長系數(shù)，1.0×10-5/℃;

T——底座板混凝土澆筑段的溫度相對于鎖定板溫的溫差，℃;

L——鋼板連接器的作用長度，mm，即由溫度變化引起縱向變形的底座板長度。

5～20℃底座板縱連時，為使底座板溫度在達到設(shè)計鎖定板溫時內(nèi)力為零，需要在鋼板連接器后澆帶處對混凝土段進行張拉。其施工工序如圖2所示。

圖2 底座板施工區(qū)分布示意(單位:m)

3 計算模型及參數(shù)

橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道底座板是一種普通的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，采用C40混凝土現(xiàn)場澆筑，在橋上從一個固定端刺連續(xù)鋪設(shè)到另一個固定端刺，縱貫全橋，布設(shè)板縫，在梁縫處不斷開。直線地段底座板寬度為2 950 mm，厚度為200 mm。

橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道底座板與橋梁間鋪設(shè)隔離層“兩布一膜”，隔離層摩擦系數(shù)較小，橋梁和軌道之間相互作用較弱。“兩布一膜”滑動層摩擦系數(shù)在0.15～0.35?；瑒訉拥臉O限位移為0.5 mm，位移達到0.5 mm時，滑動層摩擦阻力達到最大，隨著位移的繼續(xù)增大，摩擦阻力保持不變。本次計算時滑動層摩擦系數(shù)取為0.35。

橋梁為簡支梁，單跨長度取為32 m，橋縫5 cm，底座板施工時設(shè)置鋼板連接器后澆帶(BL1)，寬度取50 cm，主要作用為在底座板縱連時進行張拉。本次計算主要研究張拉過程對底座板受力影響，因此鋼筋僅考慮了后澆帶參與張拉的鋼筋，鋼筋直徑25 mm，共計28根，貫通全板［8-12］。

鋼筋和混凝土底座板粘結(jié)滑移曲線根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010—2010)進行計算，如圖3所示。

粘結(jié)應(yīng)力-滑移本構(gòu)關(guān)系由以下公式確定

圖3 混凝土與鋼筋之間的黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線

式中 τ——混凝土與鋼筋之間的黏結(jié)應(yīng)力，MPa;

S——混凝土與鋼筋之間的相對滑移，mm。

其余參數(shù)按表1取值。

表1 混凝土與鋼筋間的黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線參數(shù)值

由此可得，橋上CRTSⅡ板式無砟軌道底座板鋼筋和混凝土之間的粘結(jié)滑移本構(gòu)曲線。

底座板施工與溫度有非常緊密的聯(lián)系，本次計算考慮底座板整體降溫最大幅度為10℃，施工溫度為允許施工的最低溫度值5℃，鋼板連接器后澆帶(BL1)張拉行程由公式(1)計算，如表2所示，其余計算參數(shù)如表3所示。

表2 5℃底座板施工張拉行程

采用Ansys有限元軟件來模擬底座板施工的張拉過程，模型中假設(shè)鋼筋、底座板和橋梁為桿單元，鋼筋和底座板混凝土之間假設(shè)為非線性彈簧，彈簧剛度由混凝土與鋼筋之間的粘結(jié)應(yīng)力-滑移確定;底座板和橋梁之間的兩布一膜采用彈簧-滑動阻尼器模擬，當(dāng)彈簧在最大摩擦力范圍內(nèi)時，為線彈性彈簧，達到極限摩擦力時，僅提供最大摩擦力;橋墩自由伸縮段假設(shè)為沿線路方向(縱向)線彈性彈簧;由于擠塑板相對于整個底座板長度很小，因此本次計算未考慮擠塑板對底座板施工的影響，力學(xué)模型如圖4所示。

表3 計算參數(shù)

圖4 橋上CRTSⅡ板式無砟軌道底座板張拉力學(xué)模型

4 擰緊張拉器前整體降溫下的底座板受力分析

按照現(xiàn)有施工方法進行施工，利用有限元中荷載步的概念，在張拉連接后澆帶BL1處施加溫度力荷載，一步步加載，直至施工完成，分析底座板在每步施工后的受力情況，本次計算取5℃時的施工中典型情況“臨時端刺+常規(guī)區(qū)”進行計算。

底座板澆筑完成，其中常規(guī)區(qū)后中部的齒槽后澆帶與底座板同時澆筑，即該位置不會發(fā)生縱向位移。底座板澆筑完成并達到要求強度后，底座板整體降溫10℃，此時尚未用手擰緊J4～J1，由此得到的計算結(jié)果如圖5所示。由圖5可知，整體降溫10℃時，縱向位移以每一個澆筑段中心為中點，對稱向各自的中心收縮，其中，最大位移位置為J1位置處，約為12 mm，這是因為J1兩側(cè)的底座板長度最長，約為220 m，因此降溫時收縮量較大。

整體降溫10℃時，底座板拉力分布如圖6所示，底座板拉力混凝土拉力峰值均出現(xiàn)在混凝土段中間位置處，并且隨混凝土段長度的增加而增加，最大拉力處為J1后澆帶兩側(cè)，最大值約為417 kN，折算拉應(yīng)力約為0.74 MPa，此時混凝土底座板尚未開裂。

圖5 整體降溫10℃底座板位移分布

圖6 整體降溫底座板拉力分布

鋼筋拉力分布如圖7所示，與底座板混凝土類似，鋼筋最大拉力也隨著混凝土段的長度而改變，長度越長，拉力越大，其中，BL2后澆帶達到了拉力最大值，約為512 kN，折算為應(yīng)力約為37.2 MPa。由圖7可知，J1兩邊的鋼筋承受的拉力要大于其他區(qū)域，但從J2到BL1其最大拉力相差不大，鋼筋的最大拉力均位于每段混凝土澆筑段的中部齒槽后澆帶BL2處。底座板拉力和鋼筋拉力走勢基本一致，而在混凝土內(nèi)部拉力主要由混凝土承擔(dān)。

圖7 整體降溫10℃鋼筋拉力分布

滑動層單位長度摩擦力分布如圖8所示，滑動層單位長度摩擦力約為4 kN/m，其最大值和最小值幾乎為直線，且大小相同方向相反，說明滑動層已經(jīng)提供了最大摩擦力，底座板已經(jīng)滑動。

5 臨時端刺縱連后整體降溫時底座板受力分析

用手擰緊J4～J1后，從K1到K0的底座板連成一體，此時，底座板整體降溫10℃，由此得到的計算結(jié)果如圖9所示，由于此時J4到J1的底座板已經(jīng)連成了整體，相當(dāng)于底座板長度增加到從K1到K0的長度，共約800 m。此時整體降溫10℃，常規(guī)區(qū)后澆帶對稱向各自的中心收縮，而端刺區(qū)連成了整體向端刺區(qū)中部收縮，其中，最大位移位置為K1和K0位置處，約為29 mm，位移比擰緊前增大了約2.4倍。

圖8 滑動層單位長度摩擦力分布

圖9 整體降溫10℃底座板位移分布

擰緊J4到J1并整體降溫10℃后，底座板拉力分布如圖10所示，最大拉力處為J0后澆帶兩側(cè)，最大值約為1474 kN，折算拉應(yīng)力約為2.63 MPa，此時混凝土底座板已經(jīng)超過了C40混凝土極限抗拉強度2.39 MPa。

圖10 整體降溫底座板拉力分布圖鋼筋拉力分布

如圖11所示，其中，臨時端刺區(qū)BL2后澆帶鋼筋達到了拉力最大值，約為1815 kN，折算為應(yīng)力約為132 MPa。由圖11可知，臨時端刺區(qū)混凝土內(nèi)部鋼筋拉力由臨時端刺兩端向中間依次增加，臨時端刺區(qū)后澆帶拉力由臨時端刺兩端向中間幾乎線性遞增。底座板拉力和鋼筋拉力走勢基本一致，而在混凝土內(nèi)部拉力主要由混凝土承擔(dān)。由于底座板在擰緊J4到J1后連成整體，使得臨時端刺底座板以臨時端刺中間位置為中點收縮，此時底座板與橋梁之間的滑動層以臨時端刺中心相反方向?qū)Φ鬃迨┘幽Σ亮?，從而?dǎo)致臨時端刺底座板所受拉力變大。

圖11 整體降溫底座板鋼筋拉力分布

滑動層單位長度摩擦力分布如圖12所示，與未擰緊J4到J1張拉器一樣，滑動層單位長度摩擦力約為4 kN/m，其最大值和最小值幾乎為直線，滑動層以臨時端刺中心相反方向?qū)Φ鬃迨┘幽Σ亮Γ掖笮∠嗤较蛳喾?，說明滑動層已經(jīng)提供了最大摩擦力，底座板同樣已經(jīng)滑動。

圖12 滑動層單位長度摩擦力分布

6 施工工序?qū)Φ鬃迨芰τ绊懛治?/h2>

根據(jù)底座板張拉順序?qū)埨^程分為5步，第一步張拉靠近K0的兩個BL1常規(guī)區(qū)后澆帶，此時常規(guī)區(qū)中部剪力齒槽后澆帶已經(jīng)澆筑，即該位置在縱向不會發(fā)生移動;第二步張拉K0，第三、四步張拉J1和J2;第五步張拉J3，張拉行程為J2的1/3。

用手擰緊J4～J1后，在5℃條件下施工，張拉分3次進行，按照表2所示的張拉行程對軌道板進行張拉。

6.1 第一次張拉底座板受力分析

第一次張拉時各步張拉沿線路方向的縱向位移如圖13所示，沿縱向正位移最大處為J1位置，約為8.13 mm，J1對應(yīng)的負位移最大值為4.59 mm;由于常規(guī)區(qū)中部后澆帶提前與底座板一起澆筑，因此常規(guī)區(qū)中部位移不變，整個底座板在5步張拉之后，負位移最大處為BL1處，約為4.6 mm;由于臨時端刺K1未擰緊，即臨時端刺的K1段為自由伸縮狀態(tài)，因此，臨時端刺區(qū)負位移的絕對值要小于正位移，臨時端刺整體向常規(guī)區(qū)移動。

圖13 第一次張拉位移分布

圖14為第一次張拉時，各個位置各步底座板拉力分布圖，其中，最大拉力出現(xiàn)在BL1后澆帶位置處，為1080 kN，折算為拉應(yīng)力約為1.92 MPa，臨時端刺區(qū)底座板拉力隨底座板混凝土長度增加而增加，拉力最大為J1位置處，約為1 030 kN，折算為拉應(yīng)力約1.83 MPa;由此可見，在15℃時對底座板進行張拉已接近C40混凝土極限抗拉強度2.39 MPa。

圖14 第一次張拉底座板拉力分布

鋼筋拉力分布如圖15所示，其中，常規(guī)區(qū)BL1后澆帶鋼筋達到了拉力最大值，約為1 230 kN，折算應(yīng)力為89.5 MPa左右，鋼筋最大拉力BL1要大于BL2，BL2又遠遠大于底座板內(nèi)部鋼筋。

圖15 第一次張拉鋼筋拉力分布

6.2 第二次張拉底座板受力分析

第二次張拉時各步張拉沿線路方向的縱向位移如圖16所示，沿縱向正位移最大處依然為J1位置，約為18.27 mm，J1對應(yīng)的負位移最大值為4.49 mm;由于常規(guī)區(qū)中部后澆帶提前與底座板一起澆筑，因此常規(guī)區(qū)中部位移不變，整個底座板在5步張拉之后，負位移最大處仍為BL1處，約為9.18 mm;K1位置處由于張拉連接器未擰緊，因此臨時端刺向正方向位移了4 mm，這意味著在下一段施工段施工時張拉K1的張拉行程相應(yīng)增大。

圖16 第一次張拉位移分布

圖17為第一次張拉時，各個位置各步底座板拉力分布圖，其中，最大拉力出現(xiàn)在BL1后澆帶位置處，為2 200 kN左右，折算為拉應(yīng)力約為3.93 MPa，已經(jīng)超過了C40的極限抗拉強度2.39 MPa;隨著第一步到第五步的張拉，底座板由 K0，J1，J2，J3依次破壞，發(fā)生開裂。

圖17 第二次張拉底座板拉力分布

鋼筋拉力分布如圖18所示，其中，常規(guī)區(qū)BL1后澆帶鋼筋達到了拉力最大值，約為2 270 kN，折算為應(yīng)力為172 MPa，未達到屈服應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn);鋼筋拉力分布與第一次張拉類似，即BL1后澆帶鋼筋要大于BL2，BL2又遠遠大于底座板內(nèi)部鋼筋。

6.3 第三次張拉底座板受力分析

在第二次張拉過程中，底座板已經(jīng)破壞，但是鋼筋仍處于承受范圍之內(nèi)。

第三次張拉時各步張拉沿線路方向的縱向位移如圖19所示，沿縱向正位移最大處與第一次、第二次不同，正位移最大處為J3位置，約為32 mm，此時，K1到J3，J3到J2的位移已經(jīng)完全為正位移，整個臨時端刺向K0靠攏得更加明顯;與之前兩次張拉相同的是整個底座板在5步張拉之后，負位移最大處仍為BL1處，約為13.7 mm;K1位置處由于張拉連接器未擰緊，因此臨時端刺向正方向位移了24 mm，比第二次張拉增加了20 mm，這意味著在下一段施工段施工時張拉K1的張拉行程相應(yīng)增大。

圖18 第二次張拉鋼筋拉力分布

圖19 第三次張拉位移分布

圖20為第三次張拉時，各個位置各步底座板拉力分布圖，其中，最大拉力出現(xiàn)在BL1后澆帶位置處，為2 900 kN，已經(jīng)超過了 C40混凝土的極限抗拉強度2.39 MPa。

圖20 第二次張拉底座板拉力分布

鋼筋拉力分布如圖21所示，其中，常規(guī)區(qū)BL1后澆帶鋼筋達到了拉力最大值，約為3 380 kN，折算為應(yīng)力為246 MPa，仍然未達到屈服應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn);其中，混凝土內(nèi)部鋼筋拉力增加不大，鋼筋拉力主要增長為張拉器鋼筋和BL2齒槽后澆帶鋼筋。

7 結(jié)語

通過模擬“新建臨時端刺+常規(guī)區(qū)”的底座板施工過程，并進行計算，主要得出以下結(jié)論。

圖21 第三次張拉鋼筋拉力分布

(1)擰緊張拉器前臨時端刺底座板為松散狀態(tài)，此時溫度荷載對其影響較小;當(dāng)臨時端刺不施加預(yù)應(yīng)力的縱連之后(即用手擰緊后)，臨時端刺拉力明顯增加;底座板和鋼筋拉力與混凝土段的長度有著直接聯(lián)系，隨著混凝土段長度增加，底座板混凝土和鋼筋所受拉力相應(yīng)變大。升溫過程中，底座板受壓，對底座板受力影響較小。

(2)第一次張拉之后，位移量最大為J0處;底座板和鋼筋拉力最大值為BL1處后澆帶，此時，底座板混凝土未達到其極限抗拉強度，鋼筋未屈服。

(3)第二次張拉之后，位移量最大處仍為J0處，其中，由于K1并未連接，向K0方向位移了4 mm，在該臨時端刺與下一個施工段縱連時，其張拉行程相應(yīng)增加;底座板和鋼筋拉力最大值仍然出現(xiàn)在BL1后澆帶處，此時，底座板混凝土已經(jīng)超過其極限抗拉強度，鋼筋未屈服。

(4)第三次張拉之后，位移量最大處為J3，K1處底座板鋼筋混凝土向K0方向位移了24 mm，在該臨時端刺與下一個施工段縱連時，其張拉行程相應(yīng)增加，可能對下一個施工段施工帶來不利影響;底座板和鋼筋拉力最大值仍然為BL1處后澆帶，此時，底座板混凝土已經(jīng)超過其極限抗拉強度，鋼筋未屈服。

(5)結(jié)果表明，施工溫度為5℃時，按照該種施工方法，底座板混凝土將在第二次張拉時開裂，張拉連接器鋼筋和齒槽后澆帶鋼筋均未達到屈服。

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Effect of Temperature Change on Base Slab of CRTSⅡBallastless Track during Construction

JIANG Hao，LIU Zhi-bin，LIU Guan，ZHAO Ping-rui
(MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China)

In view of the change of temperature in the base slab of CRTSⅡballastless track during stretching process，a model of base slab is established based on the finite element method and reinforced concrete bond-sliding theory to calculate concrete-steel-bridge longitudinal interaction.The variation of steel and concrete stresses are analyzed during the temperature changes and tensioning process when the construction temperature is 5℃.The result shows that the stresses of base slab concrete and steel are directly related to the length of the concrete section，and the stresses of steel and concrete of the base slab increase with the extension of the concrete section.During the stretching process，the concrete may crack during the second stretching，while the steels of tension connector and the alveolar late-poured zone are not yielded.

CRTSⅡballastless track;Stretching base slab;Construction;Late-poured zone

U213.2+44

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2015.05.009

1004-2954(2015)05-0040-07

2014-08-14;

2014-08-31

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(973計劃)課題(2013CB036202);國家自然科學(xué)基金項目(51008258)，中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金(SWJTU12CX065)

姜 浩(1990—)，男，碩士研究生，E-mail:766100962@qq.com。