吳斌，陳文榮，劉參，曾志平，2

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075;2.中南大學(xué)重載鐵路工程結(jié)構(gòu)教育部重點實驗室，湖南長沙 410075)

我國通過引進(jìn)、消化、吸收、再創(chuàng)新，形成了適合我國路情的CRTSⅡ型板式無砟軌道，并成為我國高速鐵路(客運專線)的主要軌道結(jié)構(gòu)型式之一，已成功應(yīng)用于京津、京滬、石武、杭長、滬杭、杭甬、合蚌等多條客運專線［1］。CRTSⅡ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)在我國應(yīng)用的時間較短，其服役過程中的受力性能已受到廣泛關(guān)注。田其文等［2］通過7塊CRTSⅡ型軌道板的靜載和疲勞試驗，發(fā)現(xiàn)軌道板開裂前基本處于彈性狀態(tài)，軌道板的靜力強(qiáng)度均滿足規(guī)范要求，但疲勞強(qiáng)度需要進(jìn)一步加強(qiáng)。李悅等［3］通過CRTSⅡ型水泥乳化瀝青砂漿(以下簡稱砂漿)在不同加載荷載形式下的疲勞試驗，研究了荷載作用次數(shù)、荷載幅值、穩(wěn)態(tài)荷載值及荷載頻率對砂漿短期疲勞性能的影響。然而，無砟軌道結(jié)構(gòu)體系是一個多維的結(jié)構(gòu)形式，對于各部分的系統(tǒng)深入研究并不能完全反映工程的實際狀態(tài)，必須將各部分的研究整合，以實際工作狀態(tài)作為研究對象，才能得到結(jié)構(gòu)體系工作行為。為此，中國鐵路總公司于2010年成立重大科研課題“多因素耦合作用下高速鐵路無砟軌道結(jié)構(gòu)體系綜合性能試驗研究”，對我國典型無砟軌道(CRTSⅠ型板式、CRTSⅡ型板式、CRTSⅠ型雙塊式)結(jié)構(gòu)體系的動力、疲勞和耐久性能開展1∶1足尺模型試驗研究。本文針對列車豎向荷載作用下橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)體系的受力與變形特性開展試驗研究;根據(jù)無砟軌道梁板和梁體理論［4］，建立CRTSⅡ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)有限元分析模型，對軌道結(jié)構(gòu)在相同荷載工況下的受力與變形進(jìn)行理論分析;將試驗結(jié)果與計算結(jié)果進(jìn)行對比，對CRTSⅡ型板式無砟軌道梁板和梁體理論模型的正確性和適應(yīng)性進(jìn)行驗證。

1 試驗?zāi)Ｐ透艣r

試驗?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計和施工制作如圖1所示。橋上CRTRSⅡ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)包括底座、兩布一膜滑動層、砂漿、軌道板及側(cè)向擋塊等。由于橋梁的剛度相對于其上部的軌道結(jié)構(gòu)大得多，試驗中以鋼筋混凝土板代替橋面。軌道板由中鐵二十局株洲軌道板場生產(chǎn)，模型的原材料和現(xiàn)場施工均由中鐵四局滬昆項目部按照實際施工工藝完成。

圖1 試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計Fig.1 Design of test model

2 測試內(nèi)容及元件布置

測試內(nèi)容包括軌道板和底座混凝土表面水平應(yīng)變、砂漿水平應(yīng)變和豎向應(yīng)力，以及鋼軌與軌道板、軌道板與底座、底座與梁面之間豎向相對位移。選取軌道板的板中截面、板端截面和荷載作用力截面位置，布置混凝土表面應(yīng)變片，具體測點位置及測點編號如圖2所示。選擇模型中間和邊緣位置4個測點預(yù)置橫向和縱向應(yīng)變計，分別測量砂漿橫向和縱向應(yīng)變。另外在底座與砂漿之間預(yù)置一個土壓力盒，測量砂漿豎向應(yīng)力。具體的布置情況如圖3所示。選取18個特征點測量軌道結(jié)構(gòu)位移(如圖4 所示)，圖中2，4，5，7，9，11，12 和 14 表示鋼軌相對于軌道板的豎向位移測點，1，3，6，8，10和13表示軌道板相對于底座的豎向位移測點，15，16，17和18表示底座相對于橋面的豎向位移測點。

3 加載方式

試驗裝置由加載系統(tǒng)、試件、測試系統(tǒng)和和數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)組成，作動器通過分配梁的方式作用在鋼軌上，模擬同一轉(zhuǎn)向架2個輪對荷載(如圖5所示)。采用PMS－500數(shù)顯式脈動試驗機(jī)進(jìn)行加載。列車軸重取為17 t，假設(shè)軌道平順的條件下取動力系數(shù)為 1.2［5］，故最大荷載為 410 kN，并按50，100，150，200，300 和 410 kN 分級加載，分別測得每級加載時各測點的響應(yīng)值。

圖2 混凝土表面應(yīng)變片布置Fig.2 Arrangement of strain gauges on the surface of the concrete

圖3 砂漿應(yīng)變計和土壓力盒布置Fig.3 Mortar strain gauge and the arrangement of soil pressure box

圖4 位移測點布置Fig.4 Arrangement of displacement measuring points

4 無砟軌道結(jié)構(gòu)梁板及梁體理論分析模型

基于試驗?zāi)Ｐ偷慕Y(jié)構(gòu)特點以及無砟軌道梁板和梁體理論，運用有限元［6－7］軟件 ANSYS，分別建立CRTSⅡ型板式無砟軌道梁板和梁體模型。梁板模型中采用梁單元BEAM188模擬鋼軌，板殼單元SHELL63模擬軌道板和底座，COMBINE14單元模擬鋼軌、軌道板、底座以及梁面之間的連接。梁體模型中采用梁單元BEAM188模擬鋼軌，軌道板、砂漿、底座均采用實體單元SOLID65模擬，COMBINE14單元模擬扣件、底座與梁面之間的連接。為了考慮扣件的尺寸效應(yīng)，將每個鋼軌節(jié)點與其對應(yīng)的扣件尺寸范圍內(nèi)的道床板節(jié)點均相連，如圖6所示?？奂g距0.65 m;道床板為C60混凝土，彈性模量取為36 000 MPa;底座板為C40混凝土，彈性模量取為34 000 MPa;橋面剛度取為1 000 MPa/m。軌道參數(shù)選取過程中，砂漿的彈性模量和扣件豎向剛度按實測值選取。在砂漿灌注過程中，按照文獻(xiàn)［8］的規(guī)定進(jìn)行取樣和試驗，得出水泥乳化瀝青砂漿彈性模量平均值為8 748 MPa。根據(jù)文獻(xiàn)［9］的要求，測得試驗?zāi)Ｐ退?0組WJ－8型扣件豎向剛度平均值為39 kN/mm。

圖5 加載方式Fig.5 Loading mode

5 試驗結(jié)果與理論計算結(jié)果對比分析

5.1 混凝土表面應(yīng)變對比

對于軌道板和底座混凝土表面應(yīng)變的理論計算，采用梁板模型和梁體模型2種模型，按照分級加載方式進(jìn)行計算分析，得出測點處混凝土表面應(yīng)力，應(yīng)力除以相對應(yīng)位置的混凝土彈性模量，從而得到應(yīng)變，然后再與實測值進(jìn)行對比，如表1所示。

表1 2種模型計算值與試驗實測值對比Table 1 Comparison between calculated values of two kinds of model and experimental values με

圖6 CRTSⅡ型板式無砟軌道力學(xué)模型Fig.6 Mechanical model of CRTS Ⅱ Slab Track

由表1可知:除表中h1－h(huán)1－t－t和q2－h(huán)1－t－t 2個測點混凝土表面應(yīng)變實測值與模型計算值偏差較大外，其他測點混凝土表面應(yīng)變實測值與模型計算值相差不大。在荷載作用力截面處測點的混凝土表面應(yīng)變大于板中截面和板端截面的混凝土表面應(yīng)變。通過對比分析可看出，混凝土表面應(yīng)變梁板模型計算值比梁體模型計算值與實測值更吻合。因此，在列車豎向靜荷載作用下，對混凝土表面應(yīng)變進(jìn)行分析時，采用梁板模型更能反映軌道結(jié)構(gòu)表面應(yīng)力狀態(tài)，建議用梁板模型進(jìn)行計算分析。

5.2 砂漿應(yīng)力對比

通過梁板模型和梁體模型計算得到在分級加載作用下砂漿豎向應(yīng)力，與實測值的對比如圖7所示。從中可見，砂漿豎向壓應(yīng)力的實測值與2種模型計算出的結(jié)果相差不大。但當(dāng)作用力大于200 kN時，梁體模型的計算值與實測值更吻合。梁板模型采用豎向彈簧單元模擬砂漿層，忽略和砂漿橫縱向的約束影響，不能很好地反映砂漿的受力狀態(tài)，導(dǎo)致計算值與實測值出現(xiàn)偏差。

圖7 砂漿豎向應(yīng)力計算值與實測值對比Fig.7 Comparison of calculated values and measured values of mortar vertical stress

砂漿測點位置的橫向和縱向應(yīng)力實測值由實測砂漿橫向和縱向應(yīng)變值乘以砂漿彈性模量得到，由于梁板模型采用彈簧單元模擬砂漿層，不能反映砂漿的橫縱向應(yīng)變，因此，理論計算值由梁體模型計算得到。實測值與計算值的對比如圖8所示。

由圖8中可以看出:除了板角測點s2－s1處的砂漿縱向應(yīng)力隨著荷載作用的增大而減小外，其他測點的砂漿橫縱向應(yīng)力均隨著荷載作用的增大而增大。由圖8(b)，(c)和(d)可看出，沿著軌道縱向，隨著荷載作用的增大，砂漿縱向應(yīng)力變化趨勢由遞增變化為遞減，可知，沿軌道縱向，軌道板板角發(fā)生了翹曲，軌道板與砂漿層離縫，使得板角處砂漿層應(yīng)力變化由遞增逐漸變?yōu)檫f減。通過圖8對比分析可看出，由梁體模型得到的砂漿橫向和縱向應(yīng)力計算值與實測值基本保持一致。因此，在列車豎向靜荷載作用下，對砂漿橫縱向應(yīng)力進(jìn)行分析時，采用梁體模型能夠很好地反映砂漿內(nèi)部的應(yīng)力狀態(tài)，建議用梁體模型進(jìn)行計算分析。

圖8 砂漿橫向和縱向應(yīng)力計算值與實測值對比Fig.8 Comparison between calculated values and measured values of mortar transverse and longitudinal stress

5.3 各部件豎向相對位移對比

由橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)分級加載試驗，測得布置測點處的鋼軌相對于軌道板、軌道板相對于底座及底座相對于梁面的豎向位移，并根據(jù)無砟軌道梁板理論，建立分析模型得到對應(yīng)測點處的位移計算值，各測點位移計算值與實測值結(jié)果對比如圖9和圖10所示。

圖9 鋼軌相對與軌道板豎向位移計算值與實測值對比Fig.9 Comparison between calculated values and measured values of vertical displacement of the rail relative to the track board

圖10 底座相對于橋面豎向位移計算值與實測值對比Fig.10 Comparison between calculated values and measured values of vertical displacement of the base relative to the bridge deck

通過圖9和圖10結(jié)果對比可以看出:鋼軌相對于軌道板、底座相對于梁面豎向相對位移的梁板模型計算值與實測值具有良好的一致性。另外計算值與實測值結(jié)果表明，軌道板與底座豎向相對位移的梁板模型計算值與實測值相差較大。理論計算時，由于軌道板與砂漿粘結(jié)良好，砂漿彈性模量較大、厚度較小，軌道板與底座幾乎沒有相對位移，而實測最大值達(dá)到0.20 mm。這主要是由于軌道板與砂漿之間產(chǎn)生離縫造成的。開始試驗前，在加載點附近選擇四個離縫比較明顯的觀測點，用顯微鏡觀測軌道板板邊與砂漿的離縫情況，觀測結(jié)果的平均值為0.36 mm。由上述分析可得，在列車豎向靜荷載作用下，對軌道各結(jié)構(gòu)層豎向變形進(jìn)行分析時，采用梁板模型能夠很好地反映軌道各結(jié)構(gòu)層的變形狀態(tài)，建議用梁板模型進(jìn)行計算分析。

6 結(jié)語

(1)在列車豎向靜荷載作用下，對混凝土表面應(yīng)變進(jìn)行分析時，采用梁板模型更能反映軌道結(jié)構(gòu)表面應(yīng)力狀態(tài)，建議用梁板模型進(jìn)行計算分析。

(2)在列車豎向靜荷載作用下，對砂漿橫縱向應(yīng)力進(jìn)行分析時，采用梁體模型能夠很好地反映砂漿內(nèi)部的應(yīng)力狀態(tài)，建議用梁體模型進(jìn)行計算分析。

(3)在列車豎向靜荷載作用下，對軌道各結(jié)構(gòu)層豎向變形進(jìn)行分析時，采用梁板模型能夠很好地反映軌道各結(jié)構(gòu)層的變形狀態(tài)，建議用梁板模型進(jìn)行計算分析。

(4)在列車荷載作用下，CRTSⅡ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)的軌道板板角容易產(chǎn)生翹曲，使得軌道板與砂漿產(chǎn)生離縫，使軌道結(jié)構(gòu)更加容易發(fā)生破壞，影響軌道結(jié)構(gòu)的耐久性。

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