CRTSⅡ型板式無砟軌道層間摩擦參數(shù)及性能影響研究

譚詩宇

（1.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430063；2.鐵路軌道安全服役湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430063）

CRTSⅡ型板式無砟軌道是我國高速鐵路無砟軌道的主要結(jié)構(gòu)型式之一，2008 年最先應(yīng)用于京津城際鐵路后，陸續(xù)在京滬、京石、石武、寧杭和滬杭等10 余條高速鐵路上鋪設(shè)，延展里程約8858 公里[1-3]。高平順性是CRTSⅡ型板式無砟軌道板的主要技術(shù)亮點(diǎn)，在德國取得部分應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)，但德國國土面積較小、且氣候條件相對(duì)平穩(wěn)，無論是在宏觀跨區(qū)域空間溫度場(chǎng)層面、還是局部地域極端氣候條件層面，與我國都不具有直接可比性，這使得該型軌道在我國應(yīng)用環(huán)境面臨巨大挑戰(zhàn)。

CRTSⅡ型板式無砟軌道板通過6 根精軋螺紋鋼筋縱向張拉連接，板間接縫填充微膨脹混凝土，軌道板下通過3 cm 厚CA 砂漿層與底座板或支承層黏結(jié)。軌道結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定性和長(zhǎng)期耐久性受板間接縫狀態(tài)、砂漿層黏結(jié)狀態(tài)、軌道板張拉鎖定溫度等因素影響?，F(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)，既有CRTSⅡ型板式無砟軌道在服役過程中出現(xiàn)軌道板裂紋、層間離縫、寬窄接縫破碎、軌道板上拱等病害，其中層間離縫病害（圖1）較為普遍[4-5]。層間離縫病害的出現(xiàn)削弱了軌道板的垂向穩(wěn)定性，在夏季高溫條件下，易導(dǎo)致軌道板出現(xiàn)上拱病害，直接影響行車安全。

圖1 現(xiàn)場(chǎng)層間離縫病害

目前有學(xué)者針對(duì)CRTSⅡ型板式無砟軌道的層間病害進(jìn)行了相關(guān)研究。李東昇等[6]、陳龍等[7]、粟淼等[8]研究了CRTSⅡ型板式無砟軌道層間離縫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響，趙國堂等[9]、朱永見等[10]、張向民等[11]對(duì)層間離縫病害產(chǎn)生的機(jī)理進(jìn)行研究。劉偉斌[12]、王會(huì)永等[13]、季杰等[14]對(duì)CRTSⅡ型板式無砟軌道層間離縫病害整治技術(shù)進(jìn)行了相關(guān)研究。綜上可知，既有針對(duì)CRTSⅡ型板式無砟軌道層間離縫的研究主要集中在病害機(jī)理、力學(xué)性能影響、整治技術(shù)研究等方面，尚缺乏針對(duì)層間離縫后軌道板與CA 砂漿層之間相互作用關(guān)鍵參數(shù)基礎(chǔ)研究。

鑒于此，針對(duì)軌道板與CA 砂漿層離縫后的相互作用關(guān)系，開展了CRTSⅡ型板式無砟軌道運(yùn)營線及實(shí)驗(yàn)室內(nèi)推板試驗(yàn)，建立CRTSⅡ型板式無砟軌道的力學(xué)特性分析模型，研究離縫條件下不同層間摩擦狀態(tài)對(duì)軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響。研究成果可為CRTSⅡ型板式無砟軌道養(yǎng)護(hù)維修、病害預(yù)防與整治提供一定的參考價(jià)值。

1 層間參數(shù)試驗(yàn)概況

當(dāng)軌道板與CA 砂漿層之間出現(xiàn)脫粘離縫，此時(shí)軌道結(jié)構(gòu)層間主要為摩擦作用。為確定離縫后層間摩擦關(guān)鍵參數(shù)，開展現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)營線和室內(nèi)推板試驗(yàn)。推板試驗(yàn)用到的設(shè)備主要包括數(shù)據(jù)采集儀、動(dòng)態(tài)荷載傳感器、動(dòng)態(tài)位移計(jì)、千斤頂、水磨鉆、扭力扳手等。

1.1 運(yùn)營線試驗(yàn)

運(yùn)營線試驗(yàn)在某高速鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道區(qū)段進(jìn)行，現(xiàn)場(chǎng)隨機(jī)選取左右線各2塊已離縫的軌道板開展推板試驗(yàn)，試驗(yàn)板號(hào)分別記為Rb01、Lb01、Rb02、Lb02，如圖2 所示。解除試驗(yàn)軌道板兩端寬窄接縫及張拉鎖件，取出板上既有植筋，松開板上扣件并抬升鋼軌，使試驗(yàn)軌道板在水平上僅受CA 砂漿層的約束。利用相鄰軌道板作為頂推反力墻，在接縫處安裝千斤頂和測(cè)力傳感器，通過千斤頂對(duì)試驗(yàn)軌道板施加縱向推力，使其克服CA 砂漿層粘結(jié)力及層間摩擦力發(fā)生縱向位移，利用數(shù)據(jù)采集儀記錄加載過程中的頂推力、位移數(shù)據(jù)。

圖2 現(xiàn)場(chǎng)推板試驗(yàn)示意圖（單位：mm）

1.2 實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)

依托實(shí)驗(yàn)室CRTSⅡ型板式無砟軌道實(shí)尺模型，進(jìn)行推板試驗(yàn)，如圖3 所示，其中部分砂漿層已破碎，以模擬實(shí)際的層間離縫情況。

圖3 實(shí)驗(yàn)室橫向推板試驗(yàn)示意圖（單位：mm）

圖4 軌道板頂推示意圖（單位：mm）

實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)分為縱向推板試驗(yàn)和橫向推板試驗(yàn)，縱向推板采用既有相鄰的CRTSⅡ型板式無砟軌道作為反力墻，橫向推板通過在一側(cè)澆筑2 個(gè)反力墩作為反力墻。在反力墩與試驗(yàn)軌道板間安裝千斤頂及測(cè)力傳感器，通過千斤頂對(duì)試驗(yàn)軌道板施加水平推力，使其克服砂漿層的摩擦力發(fā)生水平位移，采用數(shù)據(jù)采集儀記錄加載過程中的頂推力、位移數(shù)據(jù)。

1.3 試驗(yàn)方法與步驟

1.3.1 運(yùn)營線試驗(yàn)

（1）試驗(yàn)軌道板解鎖

鑿除試驗(yàn)軌道板前后的寬窄接縫混凝土，解鎖張拉鎖件，使單塊軌道板處于獨(dú)立狀態(tài)?？v向推板試驗(yàn)需利用相鄰軌道板作為頂推反力墻，為保證頂推墻的穩(wěn)定，相鄰軌道板的另一側(cè)寬窄接縫維持原狀不解鎖。

（2）試驗(yàn)軌道板上既有植筋取出

試驗(yàn)軌道板存在既有植筋，采用水鉆將既有植筋取出，取筋采用直徑40 mm 的水鉆鉆孔，鉆孔深度400 mm。

（3）拆除試驗(yàn)軌道板上扣件，抬升鋼軌

松開試驗(yàn)軌道板上扣件，拆除扣件墊板，抬升鋼軌，保證推板時(shí)試驗(yàn)軌道板不受鋼軌、扣件等約束。

（4）千斤頂及傳感器安裝

在指定位置安裝動(dòng)態(tài)位移計(jì)，動(dòng)態(tài)位移計(jì)通過特制支架固定。安裝千斤頂，作用位置為軌道板端部1/2 高度位置處，保證試驗(yàn)過程中軌道板僅受水平推力。

（5）連接傳感器、數(shù)據(jù)采集儀、筆記本電腦在正式加載試驗(yàn)前，用20 kN 荷載進(jìn)行預(yù)加載，預(yù)加載持續(xù)時(shí)間1 min 后卸載。在確認(rèn)測(cè)試系統(tǒng)正常后，即可進(jìn)行正常推板試驗(yàn)。

（6）加載

推板荷載按每級(jí)10 kN 逐級(jí)加載，每級(jí)荷載靜停60 s，直至軌道板與砂漿層之間發(fā)生水平位移。加載過程中，兩臺(tái)千斤頂同步加載，并實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)試驗(yàn)軌道板橫向及垂向位移，終止加載判定條件為軌道板累計(jì)水平位移達(dá)3 mm，一旦發(fā)生突變位移，停止加載。

（7）卸載

按10 kN 每級(jí)逐級(jí)卸載，直至空載。檢查采集儀采集到的荷載位移數(shù)據(jù)。確認(rèn)無誤后，拆除千斤頂、傳感器等試驗(yàn)設(shè)備。

（8）線路臨時(shí)恢復(fù)

重新安裝軌道板、鋼軌、扣件，精調(diào)線路，使其滿足線路平順性要求。重新安裝試驗(yàn)軌道板前后張拉鎖件，從中間至兩邊對(duì)稱張拉軌道板張拉鎖件。采用特制夾持限位裝置四角夾持軌道板，保證試驗(yàn)軌道板的穩(wěn)定性，不影響線路正常運(yùn)營，在后續(xù)天窗點(diǎn)重新灌注CA 砂漿層恢復(fù)線路。

1.3.2 實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)

在室內(nèi)實(shí)驗(yàn)室場(chǎng)地內(nèi)，采用部分破碎的CA砂漿層模擬現(xiàn)場(chǎng)離縫最不利情況，具體試驗(yàn)方法和步驟同運(yùn)營線試驗(yàn)步驟（4）～（7），實(shí)驗(yàn)室推板試驗(yàn)情況如圖5 所示。

圖5 實(shí)驗(yàn)室推板試驗(yàn)測(cè)試

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 運(yùn)營線推板試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1.1 Rb01 軌道板試驗(yàn)結(jié)果

運(yùn)營線Rb01 軌道板水平推力與位移變化曲線如圖6（a）所示，可知：當(dāng)頂推力達(dá)160 kN時(shí)，軌道板與砂漿層逐漸脫粘，開始發(fā)生位移，但位移較?。恢敝另斖屏_(dá)到200 kN 前，軌道板的水平位移均在0.2 mm 以下；當(dāng)頂推力達(dá)到200 kN 時(shí)，軌道板與砂漿層完全脫粘，發(fā)生滑移，位移迅速增大。軌道板發(fā)生滑移后，頂推力維持在210 kN 左右，該階段軌道板近乎勻速滑移，可認(rèn)為軌道板所受摩擦力與頂推力相等，計(jì)算得到軌道板與CA 砂漿層的層間摩擦系數(shù)在2.5 左右。

圖6 運(yùn)營線軌道板水平推力-位移曲線

2.1.2 Lb01 軌道板試驗(yàn)結(jié)果

運(yùn)營線Lb01 軌道板水平推力與位移變化曲線如圖6（b）所示，可知：當(dāng)頂推力達(dá)170 kN時(shí)，軌道板與砂漿層逐漸脫粘，開始發(fā)生位移，但位移較??；直至頂推力達(dá)到200 kN 前，軌道板的水平位移均在0.2 mm 以下；當(dāng)頂推力達(dá)到200 kN 時(shí)，軌道板與砂漿層完全脫粘，發(fā)生滑移，位移迅速增大。軌道板發(fā)生滑移后，頂推力維持在210 kN 左右，該階段軌道板近乎勻速滑移，可認(rèn)為軌道板所受摩擦力與頂推力相等，計(jì)算得到軌道板與CA 砂漿層的層間摩擦系數(shù)在2.5 左右。

2.1.3 Rb02 軌道板試驗(yàn)結(jié)果

運(yùn)營線Rb02 軌道板水平推力與位移變化曲線如圖6（c）所示，可知：當(dāng)頂推力達(dá)200 kN時(shí)，軌道板與砂漿層逐漸脫粘，開始發(fā)生位移，但位移較??；直至頂推力達(dá)220 kN 前，軌道板的水平位移均在0.2 mm 以下。當(dāng)頂推力達(dá)到220 kN 時(shí)，軌道板與砂漿層完全脫粘，發(fā)生滑移，位移迅速增大。軌道板發(fā)生滑移后，頂推力維持在260 kN 左右，該階段軌道板近乎勻速滑移，可認(rèn)為軌道板所受摩擦力與頂推力相等，計(jì)算得到軌道板與CA 砂漿層的層間摩擦系數(shù)在3.1 左右。

2.1.4 Lb02 軌道板試驗(yàn)結(jié)果

運(yùn)營線Lb02 軌道板水平推力與位移變化曲線如圖6（d）所示，可知：當(dāng)頂推力達(dá)180 kN時(shí)，軌道板與砂漿層逐漸脫粘，開始發(fā)生位移，但位移較小。直至頂推力達(dá)到200 kN 前，軌道板的水平位移均在0.2 mm 以下。當(dāng)頂推力達(dá)到200 kN 時(shí)，軌道板與砂漿層完全脫粘，發(fā)生滑移，位移迅速增大。軌道板發(fā)生滑移后，頂推力維持在250 kN 左右，該階段軌道板近乎勻速滑移，可認(rèn)為軌道板所受摩擦力與頂推力相等，計(jì)算得到軌道板與CA 砂漿層的層間摩擦系數(shù)在2.9 左右。

綜合現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)營線推板測(cè)試結(jié)果可知，軌道板與CA 砂漿層的摩擦系數(shù)在2.5～3.1 范圍。

2.2 實(shí)驗(yàn)室推板試驗(yàn)結(jié)果分析

實(shí)驗(yàn)室縱向推板和橫向推板的水平推力與位移變化曲線如圖7 所示。

圖7 軌道板水平推力-位移曲線

由圖7（a）可知：縱向推板當(dāng)頂推力達(dá)到55 kN 時(shí)，軌道板與砂漿層開始發(fā)生位移，發(fā)生位移后，軌道板近乎勻速滑移。軌道板發(fā)生滑移后，頂推力維持在55 kN 左右，該階段軌道板近乎勻速滑移，可認(rèn)為軌道板所受摩擦力與頂推力相等，計(jì)算得到軌道板與CA 砂漿層的層間摩擦系數(shù)在0.79 左右。

由圖7（b）可知：當(dāng)頂推力達(dá)到30 kN 時(shí)，軌道板與砂漿層開始發(fā)生位移，但位移較小；當(dāng)頂推力達(dá)到56 kN 時(shí)，軌道板與砂漿層發(fā)生滑移，位移迅速增大。軌道板發(fā)生滑移后，頂推力維持在56 kN 左右，該階段軌道板近乎勻速滑移，可認(rèn)為軌道板所受摩擦力與頂推力相等，計(jì)算得到軌道板與CA 砂漿層的層間摩擦系數(shù)在0.80 左右。

3 層間摩擦系數(shù)對(duì)軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)性能影響

由上述現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)營線及室內(nèi)推板試驗(yàn)可知，軌道板與CA 砂漿層的層間摩擦系數(shù)在0.78～3.1 范圍，在此基礎(chǔ)上建立CRTSⅡ型板式無砟軌道力學(xué)特性分析模型，研究層間摩擦參數(shù)對(duì)軌道結(jié)構(gòu)受力性能的影響。

3.1 計(jì)算模型及參數(shù)

CRTSⅡ型板式無砟軌道的主體結(jié)構(gòu)包括鋼軌、軌道板、CA 砂漿層、底座板及寬窄接縫均采用實(shí)體單元模擬，扣件利用三向非線性彈簧模擬[15-17]。軌道結(jié)構(gòu)模型參數(shù)如表1 所示。

表1 無砟軌道結(jié)構(gòu)模型參數(shù)

底座板底部采用固定約束，軌道結(jié)構(gòu)兩端采用對(duì)稱約束[18-20]，軌道板與CA 砂漿層交界面及寬窄接縫與軌道板端交界面采用摩擦接觸模擬[21-22]。計(jì)算模型考慮窄接縫缺損40 mm 的不利條件，施加荷載考慮整體升溫45℃[23]。軌道板與CA 砂漿層之間摩擦系數(shù)分別取0.7、1.3、1.9、2.5、3.1，計(jì)算分析不同層間摩擦狀態(tài)對(duì)軌道系統(tǒng)受力性能的影響。無砟軌道整體有限元模型如圖8 所示。

圖8 CRTSⅡ型板式無砟軌道有限元分析模型

3.2 摩擦系數(shù)對(duì)軌道板上拱變形的影響

以層間摩擦系數(shù)0.7 為例，軌道結(jié)構(gòu)的變形情況如圖9 所示，在考慮窄接縫缺損40 mm的不利條件下，軌道結(jié)構(gòu)整體呈以寬窄接縫為中心的斑狀上拱變形。

圖9 軌道結(jié)構(gòu)變形情況

繪制不同層間摩擦參數(shù)條件下軌道板及鋼軌上拱變形峰值變化曲線如圖10～11 所示?？芍很壍腊搴弯撥壍纳瞎白冃握w隨著層間摩擦系數(shù)的增加呈線性減小趨勢(shì)。層間界面摩擦系數(shù)的變大會(huì)一定程度減小軌道結(jié)構(gòu)的上拱變形，但影響程度有限，當(dāng)摩擦系數(shù)由0.7 增加至3.1 時(shí)，軌道板最大上拱變形由7.149 mm 減小至6.737 mm，減小了5.7%，鋼軌最大上拱變形由4.01 mm 減小至3.842 mm，減小了4.19%。

圖11 鋼軌上拱變形隨層間摩擦系數(shù)變化規(guī)律

3.3 摩擦系數(shù)對(duì)寬窄接縫受力性能的影響

不同層間摩擦參數(shù)條件下寬窄接縫所受壓應(yīng)力峰值變化曲線如圖12 所示，可知：寬窄接縫在整體升溫荷載作用下所受壓應(yīng)力整體隨著層間摩擦系數(shù)的增加呈線性減小趨勢(shì)。層間摩擦系數(shù)的增加，會(huì)一定程度上緩解寬窄接縫所受壓應(yīng)力，但同樣影響程度有限，當(dāng)摩擦系數(shù)由0.7 增加至3.1 時(shí)，寬窄接縫最大壓應(yīng)力由41.43 MPa 減小至38.694 MPa，最大壓應(yīng)力減小了6.6%。

圖12 寬窄接縫受力隨層間摩擦系數(shù)變化規(guī)律

綜上可知，當(dāng)軌道結(jié)構(gòu)層間已出現(xiàn)離縫時(shí)，此時(shí)層間摩擦狀態(tài)對(duì)已離縫CRTSⅡ型板式無砟軌道力學(xué)性能影響相對(duì)較小，應(yīng)在前期保證層間粘結(jié)完好，預(yù)防和避免層間離縫病害發(fā)生。

4 結(jié)論

針對(duì)CRTSⅡ型板式無砟軌道離縫后的層間相互作用關(guān)系，開展了現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)營線及室內(nèi)推板試驗(yàn)，同時(shí)建立了CRTSⅡ型板式無砟軌道的力學(xué)特性分析模型，研究了離縫條件下不同層間摩擦狀態(tài)對(duì)軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響，得到如下結(jié)論。

（1）運(yùn)營線路軌道板推板試驗(yàn)中，隨著頂推力不斷增大，軌道板與砂漿層逐漸脫粘，完全脫粘后發(fā)生滑移；現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)隨機(jī)選取的4 塊軌道板，軌道板失穩(wěn)發(fā)生水平位移的推力在160～200 kN；軌道板發(fā)生穩(wěn)定滑移的水平推力在210～250 kN，對(duì)應(yīng)的摩擦系數(shù)為2.5～3.1。

（2）室內(nèi)推板試驗(yàn)?zāi)M層間最不利狀態(tài)下的軌道板與砂漿層之間無粘結(jié)力狀態(tài)，隨著頂推力不斷增大，軌道板位移后直接發(fā)生滑移，對(duì)應(yīng)水平推力在55～56 kN，對(duì)應(yīng)的摩擦系數(shù)為0.79～0.80。

（3）隨著層間摩擦系數(shù)的增加，會(huì)一定改善軌道結(jié)構(gòu)受力變形，但影響程度有限，摩擦系數(shù)由0.7 增加至3.1 時(shí)，寬窄接縫受力最大減小6.6%，鋼軌和軌道板的最大上拱變形分別減小了4.19%和5.7%。

（4）層間摩擦狀態(tài)對(duì)已經(jīng)出現(xiàn)離縫的CRTSⅡ型板式無砟軌道影響相對(duì)較小，應(yīng)在前期保證層間粘結(jié)完好，預(yù)防和避免層間離縫病害的發(fā)生。