CRTSⅡ型板式無砟軌道植筋修復方案優(yōu)化研究

黃自鵬,何越磊,路宏遙,趙彥旭

(1.上海工程技術大學城市軌道交通學院,上海 201620； 2.中鐵二十一局集團有限公司,蘭州 730070)

引言

作為一種典型的具有界面屬性的層狀結(jié)構(gòu)物，CRTSⅡ型板式無砟軌道主要由軌道板、CA砂漿層、支承層組成[1]，因其具有高平順性、結(jié)構(gòu)病害數(shù)量少、經(jīng)濟效益明顯和綜合性能發(fā)揮穩(wěn)定等諸多優(yōu)點而廣泛使用[2]。CRTSⅡ型板式無砟軌道服役期間內(nèi)，在復雜環(huán)境和多荷載耦合作用下，部分線路高頻性出現(xiàn)軌道板CA砂漿層間離縫等病害，嚴重影響列車安全運行[3]。

針對軌道板與CA砂漿層間離縫病害產(chǎn)生及發(fā)展機理，諸多學者已進行了大量研究。鐘垚[4]認為在持續(xù)高溫荷載作用下，軌道板與CA砂漿層間即可產(chǎn)生離縫病害，且相較于其他位置，板角位置的離縫現(xiàn)象更為嚴重；趙國堂[5]通過層間內(nèi)聚力模型，研究不同服役狀態(tài)下軌道板與CA砂漿層離縫病害在正、負溫度荷載及沖擊荷載下的傷損演變機理，結(jié)果表明層間離縫以剪切型傷損為主，且相較于其他荷載工況，“整體升溫+正溫度梯度”是誘發(fā)層間離縫病害的最不利荷載組合；鐘陽龍[6]通過建立CRTSⅡ型板式無砟軌道層間剪切破壞三維有限元模型，分析溫度荷載作用下軌道板與CA砂漿層間剪切破壞過程，認為提高界面斷裂韌度和剪切強度，可有效地控制層間離縫的發(fā)生且能夠提高軌道縱向穩(wěn)定性。

為研究溫度荷載作用下軌道板上拱變形及層間剪切破壞的傷損整治技術，劉英[7]提出采用植筋錨固的整治方案，并成功實踐；倪躍峰[8]建立軌道板抬板維修計算模型，以不同方案下軌道板最大縱向位移為判斷標準，得出不同溫度變化下可采取的植筋方案；季杰[9]通過分析多荷載作用下CRTSⅡ型板式無砟軌道層間不同離縫狀態(tài)對軌道結(jié)構(gòu)服役性能的影響，提出植筋錨固修復方案，結(jié)果證明植筋錨固方案能夠顯著抑制軌道板受高溫荷載作用下的上拱變形。

既有研究主要關注軌道板與CA砂漿層間離縫病害在溫度荷載下的剪切傷損演變機制，以及對現(xiàn)有植筋錨固方案在若干條件下的合理選取，而關于溫度荷載作用下錨固筋數(shù)量與植筋位置等對無砟軌道力學特性影響的研究較少。為模擬軌道板與砂漿層間在溫度荷載作用下發(fā)生破壞現(xiàn)象，通過若干組復合試件的剪切試驗，分析軌道板在植筋后的接觸界面強度變化規(guī)律[10]，確定對傷損無砟軌道采用植筋修復方案的理論可行性；在此基礎上，結(jié)合CRTSⅡ板式無砟軌道現(xiàn)場病害調(diào)研情況，建立傷損無砟軌道力學分析模型，研究夏季高溫條件下，植筋位置和植筋數(shù)量對軌道板力學特性的影響，優(yōu)化植筋錨固布置方案，為高速鐵路工務養(yǎng)護維修[11]提供支撐，豐富軌道結(jié)構(gòu)病害修復理論，完善CRTSⅡ型板式無砟軌道全生命周期服役狀態(tài)研究[12]。

1 植筋后界面力學性能試驗

為模擬軌道結(jié)構(gòu)受剪破壞過程[13]，制作了150 mm×150 mm×150 mm混凝土￣-砂漿復合標準試件，通過試件剪切試驗，對比混凝土-砂漿兩相介質(zhì)和混凝土-錨固鋼筋-砂漿三相介質(zhì)的破壞過程，驗證植筋錨固提高軌道板與CA砂漿層間抗剪能力[14]的有效性。

1.1 復合試件制備與加載方法

先澆筑用于模擬軌道板的混凝土，待養(yǎng)護室中初步養(yǎng)護7 d后，所有混凝土試件表面按照軌道結(jié)構(gòu)現(xiàn)場實際狀況進行適度鑿毛、清理，然后澆筑模擬CA砂漿層的水泥乳化瀝青砂漿，最終將所有試件在同一養(yǎng)護環(huán)境中養(yǎng)護28 d。試驗共制作6塊復合試塊，并對其中3個試塊進行植筋錨固，如圖1所示。

圖1 軌道板與CA砂漿層復合試件

為確保試件界面在加載過程中處于受剪切狀態(tài)，在萬能試驗機加載前對軌道板一端進行固定，加載時通過凸起的支撐塊對另一半砂漿層部分施加外荷載，試驗工裝與加載示意如圖2所示。

圖2 剪切試驗工裝與加載示意

1.2 試驗與結(jié)果分析

未植筋試件的加載及破壞如圖3所示。加載初始階段，荷載-位移曲線緩慢上升，界面處材料間化學膠合力協(xié)同顆粒間交錯排列產(chǎn)生的摩阻力和機械咬合力共同抵抗界面外載；當荷載達到2.2 kN、界面相對位移量在0.5 mm左右時，試件界面端部出現(xiàn)微型裂紋；隨后，荷載-位移曲線以大于裂紋產(chǎn)生前的速率呈線性上升；在結(jié)構(gòu)完全破壞前，荷載-位移曲線峰值附近出現(xiàn)一段曲線，表明試件界面粘結(jié)面積逐步減少，化學膠合狀態(tài)逐步破壞，界面抗剪切能力達到極限，之后荷載-位移曲線急劇下降，試件分成完整的混凝土和砂漿塊，破壞僅發(fā)生在最為薄弱的界面處。

圖3 未植筋試件加載過程及破壞形態(tài)

圖4為植筋試件的加載及破壞過程。破壞過程大致分為2個階段，第一階段為混凝土與砂漿界面受剪破壞，第二階段為錨固鋼筋屈服破壞。在前階段，界面破壞過程與未植筋試件相似，在荷載達到2.0 kN，層間相對位移量達到0.4 mm左右時開始出現(xiàn)開裂；當剪切荷載達到15.2 kN、層間相對位移量達到1.5 mm左右時，界面處產(chǎn)生的裂紋清晰可見，但結(jié)構(gòu)仍能抵抗外載；外載進一步增加，界面表面出現(xiàn)小顆粒松散、脫落現(xiàn)象，荷載-位移曲線斜率逐漸減小，試件進入“軟化階段”，隨后曲線迅速下降，但試塊并未分離，錨固鋼筋在荷載作用下逐步屈服。

圖4 植筋試件加載過程及破壞形態(tài)

圖5為試件試驗結(jié)果統(tǒng)計。對比植筋前后兩種試件試驗結(jié)果可知：界面破壞時，已植筋試塊相對位移量平均值為1.96 mm；而未植筋試塊破壞時界面相對位移平均值為1.49 mm，界面抵抗相對變形的性能增加了31.5%。植筋試塊破壞時剪切荷載平均值為15.20 kN，未植筋試塊破壞時剪切荷載為13.21 kN，植筋后試件抗剪切性能提高了15.1%。由此可見，對服役狀態(tài)下無砟軌道進行植筋加固，可有效提高界面的力學性能。

圖5 植筋前后界面力學性能對比

2 植筋方案仿真分析

為進一步探究板式無砟軌道植筋修復工藝合理方案，分析植筋修復后軌道板受力特點，建立了不同植筋修復方案的CRTSⅡ板式無砟軌道有限元模型。

隨著科學的不斷發(fā)展，人們對于生活的標準越來越高，對日常生活的居住環(huán)境要求也在不斷提高。隨著對能源需求的不斷增大，能源也越來越緊缺，要解決這個問題，就必須對電氣工程采取節(jié)能措施。這不僅是適應時代的進步，滿足現(xiàn)代生活的基本需求，而且通過電氣工程自動化技術的節(jié)能創(chuàng)新，可以提高生活中各種電器的使用效率，達到減少能源消耗的目的，提升社會經(jīng)濟發(fā)展的質(zhì)量[3]。

2.1 有限元模型結(jié)構(gòu)組成和參數(shù)設置

2.1.1 分析工況設置

計算模型包括未植筋傷損軌道結(jié)構(gòu)、軌道板不同植筋錨固修復方案兩種類型。華東地區(qū)夏季無砟軌道離縫病害現(xiàn)場調(diào)研的統(tǒng)計分析結(jié)果表明，軌道板與CA砂漿層脫粘深度均值約200 mm。故軌道結(jié)構(gòu)傷損設計為：離縫長度6 450 mm，深度200 mm，如圖6所示。

圖6 軌道板傷損示意(單位：mm)

在研究植筋數(shù)量對軌道板結(jié)構(gòu)受力特性影響時，植筋錨固修復模擬按照單塊板上工務維修現(xiàn)場實施方案設計，即沿軌道板縱向?qū)ΨQ布置2排數(shù)量分別為4、6、8、10、12、16根HRB500型熱軋錨固筋?？紤]植筋位置改變對軌道板結(jié)構(gòu)力學特性的影響時，通過調(diào)整單塊板上植入錨固筋沿軌道縱向?qū)ΨQ布置位置，設計如圖7所示的單塊板植入4根錨固筋的不同方案。

圖7 植入4根錨固筋方案示意

2.1.2 結(jié)構(gòu)組成與材料參數(shù)設置

所建立的有限元模型采用Solid65實體單元，按文獻[6]設置材料參數(shù)。軌道板、CA砂漿層、支承層間設置為接觸關系，并以材料各向應力強度和臨界能量釋放率[15]為參數(shù)，設置基于接觸的內(nèi)聚力模型(Contact based Cohesive Zone Model)[16-17]。植筋時，植筋膠材料性能參考文獻[18]，錨固筋用桿單元模擬。為消除邊界效應影響，建立5塊板仿真模型結(jié)構(gòu)并取中間板進行分析。仿真模型結(jié)構(gòu)如圖8所示。

圖8 仿真模型結(jié)構(gòu)

2.2 邊界條件和加載設置

考慮板式無砟軌道縱連特征，對模型中支承層底部節(jié)點各向自由度全約束，利用彈簧-阻尼單元對模型兩端全自由度約束，彈簧剛度按混凝土彈性模量設置。開始加載前，假設寬窄接縫與軌道板連接良好，錨固筋與軌道結(jié)構(gòu)耦合完好。

圖9為華東地區(qū)夏季CRTSⅡ型板式無砟軌道內(nèi)部溫度場在線監(jiān)測數(shù)據(jù)結(jié)果[19]?；趯崪y數(shù)據(jù)，考慮無砟軌道全生命服役期間結(jié)構(gòu)病害惡化、重現(xiàn)期[20]及最不利荷載工況，最終加載工況選擇為整體升溫40 ℃+軌道板正溫度梯度110 ℃/m，并假定溫度梯度沿軌道板垂向線性分布。

圖9 現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)

3 最優(yōu)植筋方案分析

植筋過程破壞結(jié)構(gòu)完整性，將對軌道結(jié)構(gòu)服役性能產(chǎn)生影響，在確保加固效果的前提下，確定最優(yōu)植筋數(shù)量及位置至關重要。為此，分析不同植筋數(shù)量和植筋位置的修復方案下軌道板在高溫荷載重現(xiàn)時結(jié)構(gòu)性能變化情況。

3.1 最優(yōu)植筋數(shù)量分析

圖10為軌道板上拱位移沿縱向位置變化曲線。單塊板上植入不同數(shù)量的錨固筋，均能有效抑制軌道板在高溫荷載持續(xù)作用下的上拱變形，且隨著錨固筋數(shù)量增加，軌道垂向上拱抑制效果愈加明顯；植入錨固筋數(shù)量超過8根后，軌道板垂向位移峰值均出現(xiàn)在板端。在相同荷載工況下，軌道板出現(xiàn)6.45 m×0.2 m離縫傷損時，其垂向變形量峰值為1.54 mm；與傷損板相比，植入錨固筋后，軌道板上拱量峰值下降38.4%～78.2%，如圖11所示。

圖10 軌道板上拱位移沿縱向位置變化曲線

圖11 軌道板垂向位移峰值

植筋錨固后，軌道板結(jié)構(gòu)應力重構(gòu)，在植筋孔附近出現(xiàn)了新的應力集中區(qū)域，如圖12所示。軌道板底部在植筋位置出現(xiàn)較大受拉區(qū)域，并沿植筋孔周向外擴散，且單塊板上植筋數(shù)量越多，軌道板底部第一主應力超過C55級混凝土抗拉強度2.74 MPa的區(qū)域擴散越明顯。

圖12 軌道板底部最大主應力云圖

將超過抗拉強度值的區(qū)域視作“風險區(qū)”，得到各植筋方案下風險區(qū)域占比，如圖13所示。當單塊板上植入小于8根錨固筋時，風險區(qū)域面積不超過軌道板底部面積的45%；當植入錨固筋數(shù)量超過8根時，風險區(qū)域增加明顯，均超過軌道板底部面積的60%，且變化趨于穩(wěn)定；隨著單塊板上植筋數(shù)量增加，風險區(qū)域面積由單塊板植入4根錨固筋的4.84 m2增加到植入16根錨固筋的10.52 m2。

圖13 風險區(qū)域占比

在單塊軌道板上植入過多的錨固筋雖能抑制軌道板受高溫上拱變形，但錨固筋的限制作用改變了軌道板原有的應力分布，增加了軌道板開裂風險，實際養(yǎng)護中單塊板上植入錨固筋數(shù)量不宜超過8根。

3.2 最優(yōu)植筋位置分析

以單塊板上植入4根錨固筋為例，只改變錨固筋在軌道板上的分布位置時，所有植筋方案均能有效抑制軌道板上拱。與傷損軌道板的上拱幅值相比，植入4根錨固筋的各設計方案使垂向位移分別下降27.9%～38.4%，表明單塊板上植入4根較少數(shù)量錨固筋即能有效抑制軌道上拱，如圖14所示。

圖14 植入4根錨固筋時軌道板垂向位移變化

隨著軌道板上錨固筋沿著縱向布置的緊密程度增加，軌道板與寬窄接縫連接處拉應力由0.38 MPa增大到0.43 MPa，增加了13.1%，如圖15所示。單塊板上過于緊密布置錨固筋不利于軌道板與寬窄接縫連接處的受力，容易導致連接處產(chǎn)生較大拉應力，增加開裂風險。

相同植筋數(shù)量條件下，沿軌道板縱向過于密集布置錨固筋能夠抑制軌道板上拱變形，但不利于軌道板與寬窄接縫連接處受力，建議工務部門植筋修復時沿縱向分散布置錨固筋，且植筋位置應靠近板端部。針對現(xiàn)場已植筋數(shù)量較多的軌道板位置，在后續(xù)養(yǎng)修中需進一步關注接縫位置的實際狀態(tài)。

圖15 軌道板垂向位移峰值與連接處拉應力變化

4 結(jié)論

為研究植筋錨固整治CRTSⅡ型板式無砟軌道上拱傷損的優(yōu)化方案，進行了復合試件的力學性能試驗，在此基礎上建立CRTSⅡ型板式無砟軌道植筋錨固修復有限元分析模型，分析了夏季高溫條件下，植筋數(shù)量和植筋位置對軌道板受力特性的影響，優(yōu)化了植筋錨固修復方案，主要結(jié)論如下。

(1)試驗表明，植筋后，層間抗相對變形能力提高了31.5%，抗剪切能力提高了15.1%，對傷損軌道板進行植筋錨固是可行的。

(2)不同植筋錨固方案均能有效抑制軌道板上拱變形，單塊板上植入錨固筋數(shù)量超過8根時，對于軌道板受高溫上拱變形的抑制效果無明顯差別。

(3)植入錨固筋數(shù)量過多將增加軌道板開裂風險區(qū)域面積，靠近板中密集布置錨固筋不利于軌道板接縫處受力。