蔡培尧，姜子清，刘 浩，张文达，马颖伟

（1.中国铁路广州局集团有限公司，广东广州 510088；2.中国铁道科学研究院集团有限公司铁道建筑研究所，北京 100081；3.中国铁路济南局集团有限公司工务部，山东济南 250001）

双块式无砟轨道结构以其高稳定性、高平顺性、少维修的特点在我国高速铁路建设中得到了广泛应用［1-2］。截至目前，已投入运营的武广高速铁路、郑西高速铁路等都采用或者部分采用双块式无砟轨道结构［3］，部分在建或拟建的线路，如贵南、汉十、郑万等29条线路铺设8 529 km的双块式无砟轨道。

双块式无砟轨道采用桥上单元、路基上连续的总体铺设方案。根据双块式无砟轨道通用参考图，在路桥过渡段，为加强道床板端部的稳定性，对道床板端部锚固结构进行了加强，在轨枕正下方设置2 个间距为5 m 端梁。同时，为了约束温度荷载下路桥过渡段范围内道床板的伸缩变形，在桥梁侧道床板起点至第2 个端梁向路基侧20 m 范围内，在道床板下设置钢筋混凝土底座，并在2 个端梁之间及第2 个端梁向路基侧20 m 范围内布置门形联结钢筋［3］。然而，在较早开通运营的高速铁路线路如武广高速铁路，在路桥过渡段处，根据台后路基处理情况在距桥台5～10 m范围内设置端梁结构，道床板直接浇筑在支承层上［4-6］。由于轨道结构断开，在温度荷载作用下连续道床板将存在较大的温度纵向力，若道床板与支承层间连接状态不良，容易形成由端梁发生变形引起的道床板上拱现象，严重时影响线路的平顺性，影响列车安全运行［7-11］。

基于此，本文通过双块式无砟轨道使用状态现场调查，结合双块式无砟轨道结构特点及传力特性，对路桥过渡段道床板上拱成因进行了分析；应用有限单元法，对路桥过渡段范围内道床板上拱变形规律开展了研究，分析层间摩擦因数、温度荷载、端梁锚固钢筋等对道床板上拱变形的影响；在此基础上提出双块式无砟轨道路桥过渡段道床板上拱整治对策和工艺流程，介绍了现场实际应用的实施效果，以期为我国高速铁路双块式无砟轨道类似病害的养护维修提供借鉴及参考。

1 路桥过渡段道床板上拱原因及影响因素分析

路基地段双块式无砟轨道为纵向连续结构，夏季持续高温导致道床板内温度升高，使得路基端部端梁附近易出现连续道床板与支承层分离上拱现象［12］，见图1。根据运营实践可知：某双块式无砟轨道路基地段端梁附近道床板相对支承层发生上拱变形，在靠近端梁2 m范围内的道床板最大上拱值约6.5 mm，2～3 m范围内最大上拱值约2.5 mm，在3～5 m 道床板与支承层间离缝现象逐渐消失［13］。

对于路桥过渡段位置处双块式无砟轨道，当道床板施工温度一定时，随着板内温度的升高，道床板内的纵向温度力将逐渐增大。若道床板与支承层间的接触状态不良，道床板内部分纵向温度力将传递给端梁结构，从而引起道床板上拱变形。

图1 路桥过渡段道床板上拱

1.1 道床板上拱原因分析

通过现场调研获得路桥过渡段双块式无砟轨道道床板上拱变形情况，并结合轨道结构纵连特征，对可能引起道床板上拱的原因进行分析，主要得到以下4个方面：

1）道床板与支承层黏结强度较低

在路桥过渡段处支承层施工完成后和道床板浇筑之前这段时间内，由于施工车辆、行人等原因导致拉毛破损、泥土残留，致使一定长度范围内道床板和支承层的层间黏结强度减小，二者可以在纵向上相对滑动。

2）道床板整体升温较大且端部伸长

道床板整体升温后，道床板端部一定长度范围内发生伸长，若道床板纵向伸长完全受阻，则道床板将受到整体压应力。

3）道床板施工温度低，高温时道床板内温度力过大。

4）台后施工缝未按要求施工，缝内存在混凝土硬块；支承层顶面作为无砟轨道施工运输通道，表面粗糙度降低；端梁施工存在缺陷，与道床板连接不牢固。

1.2 道床板上拱影响因素分析

采用有限单元法，结合路桥过渡段双块式无砟轨道道床板、端梁、支承层及路基土层之间的力学相互作用关系，建立了道床板上拱变形计算模型，如图2所示［6，8］。

图2 路桥过渡段道床板上拱变形计算模型

模型中端梁桥梁侧道床板为自由端，端梁路基侧道床板为固定端［9-10］。支承层、级配碎石层及A，B 填料层对道床板的垂向支撑作用采用非线性弹簧模拟；道床板与支承层间采用纵垂向受压不受拉的非线性弹簧模拟，并考虑结构自重的影响；支承层、级配碎石层及A，B 填料层对端梁的纵向阻力作用均采用非线性弹簧模拟；A，B 填料层对端梁底面的垂向阻力作用亦采用非线性弹簧模拟；锚固销钉对道床板的纵向、垂向阻力作用均采用线性弹簧模拟。模型长度取为100 m。路桥过渡段道床板上拱计算中，线路轨道采用CHN60 钢轨，扣件纵向阻力15 kN/m/轨，垂向刚度50 kN/mm，其他参数见表1。

表1 路桥过渡段道床板上拱计算参数

模型中荷载为温度荷载且只考虑升温工况。混凝土入模温度控制在5～30 ℃，且不应高于当地60年内统计的最低气温加40 ℃。路基支承面刚度取76 MPa/m，路基对端梁的横向支承刚度和道床板的垂向支承刚度根据路基支承面刚度及单元划分大小确定。当端梁发生垂向位移时，认为路基土体对端梁有一定的摩擦阻力，土体与端梁的摩擦因数取0.2。

1）层间摩擦因数影响分析

取不同的道床板与支承层间摩擦因数，对温度荷载下道床板上拱变形进行分析。道床板与支承层间摩擦因数分别取0.2，0.5，0.8，1.0，5.0，道床板整体升温30 ℃时的计算结果见图3。

图3 不同摩擦因数下道床板上拱变形曲线

根据图2中的计算结果，提取不同摩擦因数下道床板上拱范围及位移最大值，汇总结果见表2。其中，为保证道床板与支承层间的可靠黏结，道床板相对支承层的最大伸缩量应小于层间黏结失效时的极限位移0.5 mm。因此，道床板伸缩区长度按照板滑移量为0.5 mm时的位置进行取值。

表2 不同摩擦因数下道床板上拱范围及最大位移

由表2可知，随着摩擦因数的增大，道床板纵向伸缩位移、垂向上拱位移、道床板伸缩区长度及发生上拱的范围均减小。层间摩擦因数为0.5 时，道床板上拱最大值为8.28 mm；摩擦因数为1.0 时，上拱最大值为7.36 mm。随着摩擦因数的继续增加，道床板上拱变形最大值逐渐降低，层间摩擦因数为5.0 时上拱最大值减小为1.54 mm。

2）温度荷载影响分析

道床板与支承层间为摩擦接触状态且摩擦因数取0.5，考虑道床板整体升温，升温幅度分别为20，30，40，45 ℃时道床板上拱变形曲线见图4。

图4 不同温度作用下道床板上拱变形曲线

由图4可知，升温幅度对道床板上拱位移量影响较大，而对道床板上拱范围的影响较小。

不同升温幅度下道床板纵向、垂向位移曲线见图5。

图5 不同升温幅度下道床板纵、垂向位移曲线

由图5可知，在纵向温度力的作用下，道床板上拱最大值发生在端梁路基侧距端梁一定范围内，随着升温幅度的增加，道床板纵向伸缩位移、垂向上拱量均明显增大。当道床板整体升温20 ℃时上拱最大值为2.73 mm，整体升温45 ℃时上拱最大值已达到23.60 mm。

3）锚固销钉影响分析

锚固销钉具有抵抗道床板与支承层间相对位移产生的剪切力和上拔力的能力，有利于保持道床板的整体性和稳定性［4，12］。考虑道床板整体升温45 ℃、层间摩擦因数取0.5，在道床板端梁后布置锚固钢筋，销钉纵向间距为0.65 m，从道床板自由端起布置范围分别取5，10，20，30 m。不同锚固方案下道床板上拱变形曲线见图6。

图6 不同锚固方案下道床板上拱变形曲线

由图6可知，锚固销钉可有效减小温度荷载作用下的道床板上拱位移量。当在道床板20 m 范围内锚固销钉时，上拱变形最大值约为0.93 mm，较未布置销钉时上拱变形量大幅降低，上拱范围减小到4 m 左右；当销钉锚固范围大于20 m 时，道床板上拱变形的差异较小。因此，当采用锚固销钉进行道床板上拱整治时，可结合轨道结构特点、气温条件，并参考本文计算结果，合理选择销钉锚固数量及布置方案。

2 道床板上拱整治技术

针对路桥过渡段道床板上拱病害，结合前文理论分析得到的道床板上拱变形规律，对道床板上拱整治技术进行研究，提出了销钉锚固加强的整治方案，并介绍了该方案在一特大桥台后过渡段道床板上拱整治中的成功应用情况［12］。

2.1 道床板上拱预加固技术方案

由前文分析结果可知，锚固销钉可以加强道床板与支承层间的整体性，缓解较大温度力作用下端梁变形引起的道床上拱变形。因此，可以将锚固销钉作为道床板上拱的预加固措施。具体技术方案如下：

1）彻底清理台后道床板伸缩缝，移除缝内一切杂物，必要时应对道床板混凝土进行切割，使伸缩缝宽度满足要求。清理后在伸缩缝内重新填充泡沫板，并用嵌缝材料将伸缩缝从顶面和侧面进行密封，且嵌缝材料厚度不小于20 mm。

2）在道床板内植入钢筋，其布置方式如图7所示。

图7 道床板上拱预加固销钉布置方式

3）在桥台后第2，6号及端梁后第10，11，13，16，20号轨枕盒内植入钢筋，每轨枕盒植入1 排，每排4 个。锚固销钉钻孔前应先采用钢筋探测仪对道床板内钢筋位置进行探测，并根据探测结果对钻孔位置进行适当调整，钻孔须贯穿道床板并深入支承层一定深度。

2.2 路基端部道床板上拱整治措施

针对路桥过渡段道床板上拱的原因分析及理论计算结果，研究并提出了道床板上拱整治技术方案，具体如下：

1）彻底清理台后道床板伸缩缝，移除缝内一切杂物。清理后按设计重新填充泡沫板，并用密封胶进行密封。

2）在道床板内植入销钉，销钉布置方式如图8所示。

图8 横断面销钉布置（单位：mm）

①路桥分界点至端梁范围内：除第1，4 个轨枕盒及端梁范围内不植入销钉外，其他轨枕盒内按“3+2+3+2+…”（轨枕盒内植入销钉数量按3 根和2 根间隔植入）的方式植入销钉。

②端梁往后20 m 范围内：除端梁范围内部植入销钉外，其他轨枕盒内按“3+2+3+2+…”（轨枕盒内植入销钉数量按3根和2根间隔植入）的方式植入销钉。

③端梁往后20～40 m 范围内：轨枕盒内按“3+2+0+3+2+0+…”（轨枕盒内植入销钉数量按3根、2根和0根间隔植入）的方式植入销钉。

3）对于道床板与支承层离缝可采用注浆，注浆要求可参考铁运〔2012〕83 号《高速铁路无砟轨道线路维修规则（试行）》［14］；待达到一定强度后再在该段植入销钉，每轨枕盒植入1排。

4）对轨道重新进行调整，使其平顺度满足要求。

3 结论

通过对双块式无砟轨道路桥过渡段道床板上拱问题及整治技术的研究，主要得到以下结论：

1）由道床板上拱成因分析及参数影响分析可知，降低道床板温度、增大道床与支承层间黏结强度或摩擦因数能有效减小道床板的上拱位移量；布置锚固销钉能有效控制温度荷载下的道床板上拱变形。

2）随着道床板与支承层间摩擦因数的增大，温度荷载下的道床板纵向伸缩位移、垂向上拱位移、伸缩区长度及上拱范围均明显减小。当层间摩擦因数为1.0 时，道床板上拱位移最大值为7.36 mm；摩擦因数增大至5.0时，上拱变形最大值减小为1.54 mm。

3）升温幅度对道床板上拱变形的影响较大，当道床板整体升温30 ℃时，上拱位移最大值已达到8.82 mm；随着升温幅度的增加，道床板纵向伸缩位移、垂向上拱量随之增大。

4）锚固销钉具有抵抗道床板与支承层间相对位移产生的剪切力和上拔力的能力，合理的销钉布置能够有效解决因道床板上拱引起的轨道结构整体性与稳定性问题。当在道床板20 m 范围内锚固销钉时，上拱变形最大值约为0.93 mm，较未布置销钉时上拱变形量大幅降低，上拱范围减小至4 m左右。

5）双块式无砟轨道端梁位置处结构差异造成温度力不平衡，容易引起轨道结构上拱。当设置锚固销钉后，特殊情况下道床板可能会与下部混凝土底座同时变形。建议在锚固区段考虑挡块、栓钉等竖向约束，并结合当地气象条件合理设计端梁结构，以保证结构的稳定和安全。