张光明,杨荣山,魏春城,梁 爽,胡 猛,常逢文

(西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室,成都, 610031)

调车驼峰是货运编组站中进行车辆分解和再编的重要组成部分，而列车缓行器又是控制驼峰调车作业中的列车溜放速度的主要设备。大多数驼峰及调车场采用的是重力式缓行器+减速顶点连式调速系统[1]，其中重力式缓行器由整体道床、管路、气缸、推杆机构、制动钳组、制动轨、控制装置、空气净化油雾装置和表示装置组成[2]。

目前驼峰溜放线部分采用有砟轨道，而重力式缓行器布置在无砟轨道，故缓行器前端均有一段较小的轨枕埋入式无砟轨道以进行过渡，如图1所示。缓行器轨道病害包括基础翻浆冒泥、轨枕承轨槽压溃和整体道床开裂等病害。相比于普通地段的长枕埋入式无砟轨道[3]，缓行器处轨枕埋入式无砟轨道钢筋布置较少，且轨枕埋深较浅，仅为50 mm，故其轨枕松动病害较为常见；同时由于缓行器功能和构造的需求，该处轨道和缓行器前端的无砟轨道过渡段未采用扣件扣压钢轨，仅通过轨下胶垫防止钢轨对承轨台的冲击，同时使用轨撑限制钢轨的横向位移。

图1 调车驼峰

轨枕与道床板交界处的新旧混凝土界面为该型无砟轨道受力薄弱区，由于轨枕埋深较浅，两者在温度荷载作用下变形不协调，同时受温度荷载和列车荷载等多种荷载作用，导致新旧混凝土交界面处产生裂缝，如图2所示。

图2 轨枕松动

在列车荷载及温度荷载作用下，裂缝不断向下扩展，影响轨道结构的整体性，进而影响行车安全。针对无砟轨道新旧混凝土界面裂纹扩展问题，相关领域的学者进行了大量研究，文献[4-6]研究表明行车速度和裂缝长度会影响裂缝扩展；文献[7-9]对比发现相较于温度梯度和列车荷载，轴向温度荷载是影响裂纹扩展的主要因素；文献[10]分析了预制轨枕与道床板的新旧混凝土截面对整体结构的影响；文献[11-12]分别通过现场试验与有限元分析对轨枕松动的修复效果进行了评估。现有研究基于断裂力学对无砟轨道裂缝扩展进行分析，但未能将裂缝扩展与修复结合研究。因此将列车和温度荷载耦合作用下的埋入式轨枕周边裂缝扩展及修复综合研究是十分有必要的。

以编组站驼峰缓行器前端的埋入式轨枕周边裂缝为研究对象，基于断裂力学理论，对裂缝的扩展特性展开研究，明确裂缝的稳定性，给出裂缝的合适修复材料及参数取值；同时现场验证材料修复轨枕松动的有效性和可行性。研究成果可为编组站轨枕埋入式无砟轨道的轨枕松动病害维修提供一定的理论基础。

1 无砟轨道断裂稳定性评估

1.1 模型建立与参数取值

利用有限元软件建立轨枕边缘道床板裂缝稳定性平面计算模型，对带初始裂缝的埋入式无砟轨道的受力状态进行分析，如图3所示。由于截面左右对称，取整体模型的1/2建立几何模型；轨枕和道床板均采用2D 8节点单元模拟，如图4所示，道床板底部全约束，左侧对称约束，其中道床板采用C40混凝土，轨枕采用C50混凝土；裂缝尖端采用奇异单元并进行加密，非裂缝区域粘结处理。

图3 轨道结构截面(单位：mm)

图4 轨枕边缘道床板裂缝稳定性平面计算模型

由于该段轨道钢轨未使用扣件约束，故不考虑纵向力；同时升温会导致裂缝两边混凝土闭合，进而抑制裂缝[13]，且裂缝应力强度因子与裂缝荷载峰值有关[14]。故荷载为列车荷载和降温荷载；边界条件取道床板底部全约束，左侧对称约束。计算参数见表1。

表1 计算参数

1.2 裂缝扩展评价方法

根据裂缝面的受力变形方式，裂缝分为Ⅰ型(张开型)、Ⅱ型(剪切型)和Ⅲ型(撕开型)[15]，在实际工程中，并不存在理想的Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型裂缝，一般是多种裂缝组合形成的复合裂缝。

仅考虑列车荷载作用时，轨枕与道床板两者间的裂缝为理想的剪切型(Ⅱ型)裂缝；当采用Ⅱ型裂缝断裂准则来判断在列车荷载作用下埋入式轨枕周边裂缝断裂限值时，若裂缝尖端的应力强度因子KⅡ满足式(1)，则裂缝发生失稳扩展。

KⅡ>KⅡc

(1)

式中，KⅡc为Ⅱ型裂缝断裂韧度。

由文献[15]可知，张开型(Ⅰ型)裂缝断裂韧度KⅠc与剪切型(Ⅱ型)裂缝断裂韧度KⅡc的关系为

(2)

式中，KⅠc为Ⅰ型裂缝断裂韧度；m为常数，m=0.6～1.1。

文献[16]的研究表明，新旧混凝土界面I型裂缝黏结断裂韧度的公式为

KⅠc=0.3(0.01h+0.263)·0.5(fsto+fstn)

(3)

式中，h为灌砂平均深度；fsto为老混凝土劈拉强度；fstn为新混凝土劈拉强度。

文献[17-18]研究表明，混凝土黏结劈拉强度可取混凝土抗压强度的0.05倍，取灌砂平均深度h为1 mm，m为1.1，代入式(2)和式(3)可得II型裂缝断裂韧度KⅡc=0.168 MPa·m0.5。

实际上，无砟轨道是在列车荷载和温度荷载的共同作用下服役。轨枕产生向下位移，导致轨枕与道床板发生相对错动，同时两者在降温时均会产生收缩现象，导致开裂面沿裂缝法向张开，并沿开裂面扩展。因此，温度荷载和列车荷载的耦合作用下，埋入式轨枕周边裂缝处的裂缝为张开型(Ⅰ型)与剪切型(Ⅱ型)共同存在的Ⅰ-Ⅱ型复合型裂缝。

对于Ⅰ-Ⅱ型复合型裂缝，采用文献[19]中等效应力强度因子计算公式

(4)

当采用Ⅰ-Ⅱ复合型断裂准则来判断在列车荷载和温度荷载耦合作用下埋入式轨枕周边裂缝断裂限值时，若裂缝尖端的等效应力强度因子满足式(5)，则裂缝发生失稳扩展。

Keff>Kc

(5)

式中，Kc为Ⅰ-Ⅱ型复合裂缝断裂韧度。

联立式(2)～式(4),可得Ⅰ-Ⅱ型复合裂缝断裂韧度Kc=0.356 MPa·m0.5。

1.3 列车荷载作用下的裂缝扩展评价

为明确列车荷载是否为影响轨枕与现浇道床新旧混凝土界面裂缝稳定性的主要因素，运用相互作用积分法计算应力强度因子。该方法通过分离辅助场和真实场的J积分来得到相互作用积分[20-21]

(6)

(7)

列车荷载按货车轴重25 t计，裂缝深度取5-40 mm，使用相互作用积分法[20-21]可得不同初始裂缝深度下的Ⅱ型裂缝应力强度因子，结果见图5。

图5 列车荷载作用下的KⅡ

由图5可知，在列车荷载作用下，KⅡ随着初始裂缝深度的增加逐渐增加，且当初始裂缝深度达到40 mm时，KⅡ趋于稳定。当初始裂缝深度达到40 mm时，KⅡ=0.046 MPa·m0.5

1.4 列车荷载和温度荷载作用下的裂缝扩展评价

参考TB10015—2012《铁路无缝线路设计规范》[22]取最大降温幅度为30 ℃。裂缝深度取10～40 mm，温度荷载取降温5～30 ℃，可得列车荷载和温度荷载作用下裂缝的应力强度因子KⅠ及KⅡ，计算结果见图6、图7。

图6 列车荷载和温度荷载作用下的KⅠ

图7 列车荷载和温度荷载作用下的KⅡ

图6、图7表明，KⅠ基本随着降温幅度的增加近似线性增大，且随着初始裂缝深度的增加，KⅠ增幅逐渐变大；相反KⅡ的波动较大，当初始裂缝深度为10 mm和20 mm时，KⅡ先减小后增加，当初始裂缝深度为30 mm和40 mm时，KⅡ随着初始裂缝深度的增加逐渐增加；同时当降温幅度为5 ℃，初始裂缝深度为10 mm时，KⅠ=0.021 MPa·m0.5KⅡ。说明此时断裂已经由初期的剪切型变为张开型。

而后按照式(4)求出列车荷载和温度荷载作用下裂缝尖端的等效应力强度因子曲线，结果见图8。

图8 列车荷载和温度荷载作用下的Keff

由图8可以看出，等效应力强度因子的变化规律基本与KⅠ一致，随着降温幅度的增加，等效应力强度因子近似线性增加；初始裂缝深度为20，30，40 mm时，其对应的临界温度为22，15，13 ℃，当降温幅度超过临界温度时，裂缝将发生失稳并不断向下扩展，导致结构破坏。

计算结果表明：温度是影响埋入式轨枕周边裂缝扩展的重要因素；同时编组站埋入式轨枕周边裂缝的初期断裂为剪切断裂，随初始裂缝的加深及降温幅度的增加，破坏变为张开型破坏。

1.5 容许裂缝深度

以复合裂缝断裂韧度Kc=0.356 MPa·m0.5为判断标准，取降温幅度为10～30 ℃，可得到不同降温幅度下裂缝稳定的最大裂缝深度，即容许裂缝深度。结果见图9。

图9 容许裂缝深度

由图9可以看出，当降温幅度为10 ℃时，容许裂缝深度为47 mm，随着降温幅度的不断增加，容许裂缝深度逐渐减小，轨枕越容易松动；当降温幅度为30 ℃时，容许裂缝深度变为13 mm；结合文献[22]中的无砟轨道梁年温差为30 ℃，建议取编组站轨枕埋入式无砟轨道预制轨枕与现浇道床的新旧混凝土界面的初始裂缝深度限值为13 mm。

研究表明：当初始裂缝深度较深及环境温差变化较大，易导致预制轨枕与现浇道床的新旧混凝土界面裂缝失稳，裂缝的进一步发展会影响轨道结构的整体性。因此，应及时对轨枕松动较严重的区域进行维修。

2 修复措施

为防止列车荷载和温度荷载共同作用下修复部分重新产生裂纹，宜选用与轨枕和道床黏结性能较好地修复材料对裂缝进行修复。混凝土修复材料主要有普通混凝土、改性混凝土和环氧树脂类高分子聚合物等，由于环氧树脂等高分子聚合物成本较高[23-24]，同时普通混凝土线膨胀系数均一致，故其修复效果有限，从经济性和修复效果考虑，本文选择环氧树脂混凝土作为修补材料。修复示意及模型分别如图10和图11所示。

图10 轨道结构修复示意(单位：mm)

图11 轨道结构修复模型

文献[25-27]的研究结果表明，采用环氧树脂能有效修复裂缝，恢复甚至提高整体结构的开裂荷载，从而有效抑制初始裂缝的产生；采用环氧树脂混凝土修复后，轨枕与环氧树脂混凝土交界处仍然为新旧混凝土界面，受收缩徐变、温度荷载、列车荷载和动水压力作用下可能仍会产生初始裂缝，故后续分析带初始裂缝的修复结构的裂缝扩展特性，以确定修复材料能否有效提高初始裂缝的稳定性。

填充层厚度按10～50 mm考虑，裂缝深度取10～40 mm，边界条件与前文一致。修补材料参数见表2。

表2 修补材料参数[28-29]

2.1 修复后的裂缝扩展评价

环氧树脂混凝土具有良好的抗裂性和成形性，文献[29]的研究表明，环氧树脂混凝土的劈裂抗拉强度为5.7 MPa，环氧树脂混凝土和普通混凝土的断裂机理基本一样，且环氧树脂对断裂韧度没有影响[30-31]，故可得复合断裂韧度Kc=0.648 MPa·m0.5。

为明确修复后的裂缝应力强度因子变化规律，取温度荷载为降温20 ℃，可得列车荷载和温度荷载作用下裂缝的应力强度因子，结果见图12～图14。

图12 环氧树脂混凝土修复后的KⅠ

图13 环氧树脂混凝土修复后的KⅡ

图14 环氧树脂混凝土修复后的Keff

由图12可知，当采用环氧树脂混凝土进行修复后，随着填充层厚度的增加，KⅠ逐渐减小，当初始裂缝深度一定时，KⅠ与填充层厚度呈负相关。由图13可知，KⅡ波动较大，随着填充层厚度的增加，KⅡ先增大后减小，当初始裂缝深度为10 mm和20 mm时，KⅡ的减小幅度较大，同时当填充层厚度达到30 mm及初始裂缝深度30 mm以上时，KⅡ无明显增加。由图14可知，随着填充层厚度的增加，Keff逐渐减小，且随着初始裂缝深度的增加，Keff的增加幅度逐渐减小；同时当填充层厚度达到40 mm时，在降温幅度为20 ℃的情况下，即使初始裂缝深度达到40 mm，裂缝仍然处于稳定状态，不会发生失稳扩展。

检算结果表明，Keff与填充层厚度呈负相关，取降温幅度为20～30 ℃，得出容许裂缝深度的变化情况，结果见图15。

图15 容许裂缝深度

由图15可以看出，环氧树脂混凝土填充层的出现，可有效提高容许裂缝深度，同时容许裂缝深度随着填充层厚度的增加而增加。以降温30 ℃为例，无填充层厚度时容许裂缝深度为13 mm，填充层厚度为10，20，30 mm时，容许裂缝深度分别为15，15，17 mm，增加不大；填充层厚度为40，50 mm时的容许裂缝深度分别为20，23 mm。

2.2 修复后的容许裂缝深度限值

结合文献[22]中的无砟轨道梁年温差为30 ℃，取降温30 ℃下各容许裂缝深度作为该填充层厚度下的容许裂缝深度限值，结果见图16。

图16 容许裂缝深度限值

由图16可以看出，当填充层厚度为40 mm时，容许裂缝深度限值为20 mm，增加了1.5倍。结合环氧树脂混凝土强度增长比普通混凝土快，且环氧树脂混凝土与其有很好的黏附性[32]，并从经济性方面考虑，建议当采用环氧树脂混凝土对埋入式轨枕周边裂缝进行修复时，若修复材料的强度如文献[29]所述时，修复层厚度在40 mm左右为宜，以保证轨道结构整体性。

2.3 施工建议

前述研究表明降温幅度对裂缝的稳定性有较大影响，因此建议在环境温度15 ℃左右的春秋季节进行施工，保证施工温度处于年平均气温附近，防止升温过高导致初始裂缝的产生，同时防止轨道结构在服役期间降温超限，导致高分子材料活性下降，修复效果降低。

施工时，凿除轨枕周围及底部约40 mm深的道床板混凝土，灌注底部环氧树脂混凝土，后放置轨枕并灌注周围环氧树脂混凝土，现场修复见图17。经后续长达1年多的监测，修复处无较明显的裂缝产生，说明环氧树脂混凝土可有效保证轨枕与道床板的整体性。

图17 修复效果

3 结论

针对编组站驼峰缓行器处的轨枕埋入式无砟轨道新旧混凝土界面开裂问题，基于断裂力学理论建立了轨枕边缘道床板裂缝稳定性计算模型，计算了不同荷载条件下的埋入式轨枕周边裂缝处的应力强度因子并对裂缝的稳定性进行了评价，同时给出了修复措施，主要结论如下。

(1)对于编组站轨枕埋入式无砟轨道，等效应力强度因子随降温幅度的增加而增大，与列车荷载相比，温度荷载是影响裂缝稳定性的主要因素；同时编组站埋入式轨枕周边裂缝的初期断裂为剪切断裂，随初始裂缝深度的加深及降温幅度的增加，破坏变为张开型破坏。

(2)在温度荷载与列车荷载共同作用下，轨枕与道床板交界处裂缝的限值为13 mm；且当初始裂缝深度较深及环境温差变化较大，易导致预制轨枕与现浇道床的新旧混凝土界面裂缝失稳，裂缝的进一步发展会影响轨道结构的整体性。因此，应及时对轨枕松动较严重的区域进行维修。

(3)受收缩徐变等多种因素影响，当修复后的轨枕边缘道床板出现裂缝时，采用本文所述强度的环氧树脂混凝土对埋入式轨枕周边裂缝进行修复时，应在环境温度15 ℃左右的春秋季节进行修复工作，修复层厚度在40 mm左右为宜。