CRTS Ⅰ型軌道板撥軌更換軌溫差限值研究

孟 瑋，楊新文，許玉德，張建強

（同濟大學1. 軌道交通結構耐久與系統安全上海市重點實驗室；2. 道路與交通工程教育部重點實驗室，上海201804；3. 中國鐵路上海局集團有限公司科研所，上海200071）

在列車長期荷載、環境溫度、基礎沉降和雨水侵入等多種因素作用下高速鐵路軌道板會產生一定的損傷，且維修難度較大[1]。 其中，當軌道板出現裂紋、掉塊等嚴重病害時，為及時恢復無砟軌道結構的安全穩定性，保證高速列車的運營安全，需要及時更換傷損軌道板。 傳統的換板施工方法是對無縫長鋼軌進行切割，換板完成后重新焊接鋼軌。 因為存在鋼軌切割、焊接等環節，不僅對更換處所鋼軌產生直接破壞，而且施工工序多、工期長、作業人員多，在線形未全部精調到位前需限速行車，對高速鐵路正常運營影響較大。而不鋸軌換板作業的關鍵控制要素是流程的合理性、現場條件的可行性以及專用施工作業裝備的研發。 考核作業成功的關鍵是換板作業的效率和換板后軌道結構的各部分復位的精準性。 而在夏季高溫和冬季低溫時節，以上海地區為例，最大軌溫差達到72.4 ℃，最大溫度力能達到近800 kN[2]。 無縫線路中鋼軌的溫度力[3]會造成松開扣件撥軌換板后鋼軌等部件不能準確復位。

關于高速鐵路軌道板傳統更換施工技術，有學者進行過一定的研究。 錢軍[4]結合某聯絡線1 塊CRTSⅠ型無砟軌道板的換板施工作業，通過對施工作業技術和流程的總結，歸納出在單線橋上通過鋸軌、搭建臨時作業線路、利用軌道車與平板車拆解作業等關鍵技術來實現軌道板的更換。 王有能[5]結合某城際鐵路3 塊CRTSⅠ型無砟軌道板的運營條件下更換軌道板的施工作業，通過對鋸軌和不鋸軌（抬軌頂升橫移新舊軌道板）兩種方案的施工工藝流程及方法進行對比，提出了采用不鋸軌方案進行換板施工的方法。針對不鋸軌的換板方法，王濤等[6]結合未開通運營的新建線路裂損軌道板的更換作業，研究了不鋸軌條件下抬軌—頂升—橫移舊軌道板更換CRTSⅠ型軌道板的施工方法， 為我國運營線路天窗時間內更換軌道板提供了施工方法支撐。潘國瑞等[7]以CRTSⅠ型板式無砟軌道為研究對象，參照現有的無縫線路鋼軌抬軌、軌道板抬升橫移技術，采用有限元方法建立起道力學模型，分析了不同起道量和扣件松開數量時鋼軌的受力與變形規律，提出了合理的軌道板更換的維修參數和施工工藝。 張世堂等[8]對我國高鐵客運專線特大橋橋梁在曲線位置的CRTSⅡ型板式無砟軌道軌道板抬軌—橫移的換板方法進行了總結。 任娟娟等[9]在現場調研和資料整理的基礎上，基于有限元方法，分別對CRTSⅠ型、CRTSⅡ型板式無砟軌道的起道維修方式進行分析，確定了起道維修的最優松開扣件長度，明確起道作業軌溫范圍，并簡述起道、換板的施工流程。 在撥軌換板這種施工工況下，尚未有過學者對鋼軌材料變形產生的應力進行研究，來確定鋼軌在換板過程中的變形之后能否在復位過程中恢復原位。

本文根據高速鐵路板式無砟軌道撥軌換板施工參數，結合現場實測結果，用有限元方法分析了高速鐵路板式無砟軌道撥軌換板施工過程中， 施工軌溫與鎖定軌溫溫差對無縫線路鋼軌的變形和應力的影響規律，為高速鐵路換板施工提供一定的參考。

1 滬寧城際換板撥軌現場試驗

1.1 現場撥軌試驗

不鋸軌撥軌換板方案更換流程分準備、換板施工、精調復位3 個階段。 具體流程為：首先鋼軌松開一定數量扣件，其次用千斤頂抬起軌道后墊高鋼軌（為避免撥軌時鋼軌與軌道板和承軌臺有接觸摩擦），然后在待更換軌道板兩側的相鄰軌道板中部位置附近同時用千斤頂施加力撥道，使鋼軌產生橫向位移直到有足夠的空間將傷損軌道板吊出，最后進行新軌道板吊入、復位、精調，固定扣件等操作。 第二階段的換板施工的合理性會直接影響第三階段精調復位的精確性，故針對換板施工階段的施工參數進行研究。

1.2 現場施工參數及實測結果

滬寧城際軌道結構為CRTS Ⅰ型板式無砟軌道，換板時先松開一定長度扣件鋼軌，設置4 組墊軌工裝，用千斤頂在最內側墊軌工裝處撥軌。 施工工裝布置如圖1 所示。

圖1 換板施工工裝布置圖Fig.1 Layout of construction tooling for plate replacement

圖1 中，撥軌試驗作業以更換的傷損軌道板為中心兩側對稱，a，b，c，d，e 為各工裝縱向以傷損軌道板為中心從內向外的水平距離，為結合現場和施工設備實際狀況并依據經驗暫定的試驗階段取值，該取值可使得各墊軌工裝受力大小相近。

選取滬寧城際鐵路換板撥軌試驗中4 個有代表性的天窗期更換一塊傷損軌道板的撥軌試驗施工參數，如表1 所示。

表1 滬寧城際撥軌試驗參數Tab.1 Test parameters of Shanghai -Nanjing Intercity Rail Transit

表1 中施工軌溫為現場試驗時實測鋼軌溫度，鎖定軌溫數值由上海鐵路局提供。

2 高速鐵路板式軌道鋼軌—扣件系統有限元模型及模型驗證

2.1 力學模型及計算參數

以我國高速鐵路CRTS Ⅰ型板式軌道采用的CHN60 鋼軌和WJ-7 型扣件為研究對象進行有限元模型建立。

2.1.1 力學模型

采用大范圍抬撥軌方式換板時，軌道板、底座和凸型擋臺及其它軌下結構對撥道作業中的鋼軌受力影響較小，故忽略了軌道板、底座和凸型擋臺。在抬軌-撥軌力學分析模型中只考慮鋼軌和扣件的耦合作用，將作用在鋼軌上的豎向抬軌位移和橫向撥軌位移用多個對應的節點位移模擬，撥軌力特指千斤頂將鋼軌橫向撥動到最大位移時對鋼軌施加的力。CRTSⅠ型軌道板的長度約為5 m，根據換板施工效率和天窗時長，單個天窗最多可換3 塊相鄰傷損軌道板。 力學模型如圖2 所示。

圖2 力學模型圖Fig.2 Diagram of mechanical model

2.1.2 計算參數

根據京滬高速鐵路技術條件[10]，高速客運鐵路采用的鋼軌為CHN60 鋼軌材料U71MnG 的基本力學參數為：彈性模量為210 GPa；泊松比為0.3；密度為7 800 kg/m3；熱膨脹系數為1.2×10-5℃-1。

WJ-7 型扣件簡化的三向彈簧剛度取值為[9]：

x 方向（縱向）剛度1.5×107N/m；

y 方向（橫向）剛度1.5×107N/m；

z 方向（垂向）剛度3.0×107N/m。

2.1.3 評價參量

鋼軌鋼材屈服極限σs=510 MPa（應力小于該值時鋼軌不會產生塑性變形[11]），鋼軌局部應力超過σs后會發生塑性變形，從而影響換板后鋼軌精調回位。 取安全系數K=1.35，在換板過程中要求鋼軌不發生塑性變形，故以屈服極限σs為安全限值除以安全系數，得鋼軌允許應力[σ]=σs/K=377.78 MPa。

根據材料力學相關知識[11]，變形最大時材料的應力最大，材料更易受損。 在換板施工過程中，使用墊軌工裝墊高鋼軌之后，千斤頂撥軌將鋼軌撥軌橫向變形頂到最大值時鋼軌變形最大，同時鋼軌應力最大。 故選用撥軌量最大時鋼軌應力最大值作為評價指標來確定溫差限值。

2.2 有限元模型建立

利用有限元方法建立了鋼軌—扣件系統力學分析模型，將鋼軌視為solid45 實體單元模型[12]，考慮重力作用，同時也考慮撥軌時墊高的鋼軌與墊軌工裝之間的摩擦力。 扣件彈簧單元選用combine14 彈簧單元，沿著底部中線建立相應的三向剛度的彈簧來模擬扣件橫、縱、垂3 個方向上對鋼軌的約束，并且約束彈簧下端全部的6 個自由度，扣件間距取0.625 m。

根據前期建立的200 m 長度鋼軌的有限元模型計算結果，撥軌狀態下未松開扣件段的鋼軌在距離未松開的第一個扣件位置沿鋼軌方向超過1 m 后應力趨近于0。 為了提高模型計算效率，取鋼軌長度為110 m，并將鋼軌兩端截面自由度全部約束。根據施工流程，考慮重力作用，先施加9.8 m/s2的豎直方向重力加速度，在松開扣件處不添加combine14 彈簧單元。 接著在松開扣件鋼軌底部對應位置的節點上施加垂向抬軌位移荷載模擬鋼軌抬升相應的高度，隨后施加溫差荷載和在鋼軌側面對應工況的撥軌橫向位移荷載，有限元建模過程如圖3 所示。

圖3 有限元模型圖Fig.3 Finite element model diagram

計算完成后，在施加豎向抬軌位移荷載的節點提取節點反力作為抬升鋼軌的支撐力Fz，將此支撐力Fz乘墊軌工裝與鋼軌的摩擦系數μ 作為摩擦力f，在施加橫向撥軌位移荷載的節點提取節點反力Fx，并將此節點反力與摩擦力代數值之和得出撥軌力Fb，即

2.3 模型驗證

在ANSYS 有限元模型中根據表1 的試驗參數進行模擬現場試驗的仿真計算， 對施加抬軌和撥軌位移處提取節點反力，經式（2）計算得出滬寧城際換板施工的撥道量最大時的千斤頂仿真撥軌力并與實測比對結果如表2 所示（曲線段撥軌力取內外軌均值）。

表2 仿真與實測撥軌力Tab.2 Simulated and measured rail-lining forces

從表2 可以看出，在相同的撥道量下，仿真計算的撥軌力與實測的撥軌力相差較小，平均計算誤差為8.93%，在合理的誤差范圍內，說明建立的鋼軌-扣件系統有限元模型較為準確，可以使用此模型計算分析施工軌溫與鎖定軌溫溫差對撥軌量最大時的鋼軌最大應力的影響。

3 施工軌溫與鎖定軌溫溫差對鋼軌應力的影響分析

為分析施工軌溫與鎖定軌溫溫差對換板抬撥軌時的鋼軌最大應力的影響規律， 利用建立的鋼軌-扣件系統有限元模型，計算分析了有代表性的2018 年12 月11 日直線段和2018 年12 月12 日曲線段鋼軌在表1 試驗幾何參數下溫差在±40 ℃之間變化的應力變化規律。

這兩次試驗工裝布置位置相似，松開扣件鋼軌長度和工裝布置位置一致。 曲線段因內外軌受力和變形情況有差異，故單獨對內外軌進行分析計算。

在有限元分析計算完成后，直線段溫差0 ℃工況下，鋼軌整體變形和細部應力如圖4 所示。

圖4 鋼軌應力圖Fig.4 Schematic diagram of subgrade

從圖4 可以看出， 在直線段溫差0 ℃情況下， 換板過程中鋼軌的整體變形狀況， 其中最大變形量778.329 mm 位于鋼軌中部；應力最大值209 MPa 位于未松開第一組扣件附近鋼軌軌頂處，即此處最易發生塑性變形破壞。

在后處理過程中列表提取各有限元網格節點應力，將其最大值進行提取并作如下分析。

直線段以2018 年12 月11 日凌晨滬寧城際撥軌試驗線路為對象進行建模， 以施工軌溫與鎖定軌溫溫差為唯一變量，負溫差表明施工軌溫低于鎖定軌溫，正溫差相反。 表3 給出了直線段溫差間隔為5 ℃時鋼軌撥軌量最大時應力的最大值并對絕對值小于5 ℃溫差進行間隔1 ℃的針對性計算。

表3 直線段鋼軌最大應力Tab.3 Maximum stress of rails in straight segments

將表3 繪制成折線圖得出施工軌溫與鎖定軌溫溫差對換板撥軌最大應力的影響，如圖5 所示。

曲線段以2018 年12 月12 日滬寧城際7 000 m 半徑曲線撥軌試驗線路為對象進行為建模，以溫差為唯一變量。同直線段采用相同分析方法， 得出曲線段內外軌施工軌溫與鎖定軌溫溫差對換板撥軌最大應力的影響折線圖，如圖6 所示。

圖5 直線段最大應力Fig.5 Maximum stress of straight segments

圖6 曲線段內外軌最大應力Fig.6 Maximum stress of inner and outer rails in curved segments

從圖5，圖6 可知，相同工況下板式軌道換板施工作業中，各溫差下直線段鋼軌最大應力低于曲線段鋼軌。 同一曲線段在施工軌溫高于鎖定軌溫時外軌最大應力比內軌要略大，而在施工軌溫低于鎖定軌溫時軌應力略大于外軌。

鋼軌應力最大值隨溫差絕對值增大而增大，基本呈線型變化規律，當施工軌溫低于鎖定軌溫時應力增幅更大。 直線段施工軌溫與鎖定軌溫溫差為-3 ℃時換板施工過程中鋼軌最大應力極小值為202 MPa；曲線段內軌施工軌溫與鎖定軌溫溫差為1 ℃時換板施工過程中鋼軌最大應力極小值為199 MPa； 曲線段外軌施工軌溫與鎖定軌溫溫差為-4 ℃時換板施工過程中鋼軌最大應力極小值為209 MPa。

以鋼軌允許應力限值377.78 MPa 為依據，從圖5，圖6 中可推出施工時直線段鋼軌軌溫與鎖定軌溫溫差應在-33.46～43.95 ℃范圍內；曲線段內軌軌溫與鎖定軌溫溫差應在-23.35～42.78 ℃范圍內；曲線段外軌軌溫與鎖定軌溫溫差應在-25.69～39.08 ℃范圍內。

4 結論

建立了高速鐵路鋼軌—扣件結構有限元分析模型，將仿真計算鋼軌的撥軌力和滬寧城際客運專線的實測撥軌力數據做了對比進行了模型驗證，系統性地研究了施工軌溫與鎖定軌溫溫差作用下高速鐵路無砟軌道撥軌換板過程中鋼軌的力學特性。 主要結論如下：

1） 相同工況下板式軌道換板施工作業中，在各溫差下直線段鋼軌最大應力低于曲線段鋼軌。 同一曲線段在施工軌溫高于鎖定軌溫時外軌最大應力比內軌要略大，而在施工軌溫低于鎖定軌溫時軌應力略大于外軌。

2） 鋼軌應力最大值隨溫差絕對值增大而增大，基本呈線型變化規律，當施工軌溫低于鎖定軌溫時應力增幅更大。 直線段施工軌溫與鎖定軌溫溫差為-3 ℃時換板施工過程中鋼軌最大應力極小值為202 MPa；曲線段內軌施工軌溫與鎖定軌溫溫差為1 ℃時換板施工過程中鋼軌最大應力極小值為199 MPa； 曲線段外軌施工軌溫與鎖定軌溫溫差為-4 ℃時換板施工過程中鋼軌最大應力極小值為209 MPa。

3） 由鋼軌允許應力限值377.78 MPa 為依據，根據模型分析得出的溫差-應力變化規律，推得施工時鋼軌軌溫與鎖定軌溫溫差的允許范圍，直線段應在-33.46～43.95 ℃范圍內，曲線段內軌應在-23.35～42.78 ℃范圍內，曲線段外軌應在-25.69～39.08 ℃范圍內。

4） 采用的撥軌換板施工方法旨在高效安全更換軌道板并避免傳統鋸軌換板造成的鋼軌焊接處的殘余應力。 而溫度力對鋼軌變形及應力影響很大，對軌溫差進行分析可以確保在寒暑季節鋼軌起道撥道過程中的力學性能安全，以保證換板后線型的準確恢復。 分析了直線段和半徑7 000 m 曲線段的鋼軌，對于高速鐵路上各種線型的換板施工還應結合現場狀況，采用合適的施工參數和方法，從而實現板式軌道大修不鋸軌換板施工方法的安全高效。