CRTSⅠ型板式無砟軌道凸形擋臺樹脂離縫成因分析

蘇乾坤，楊榮山

(西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都　610031)

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CRTSⅠ型板式無砟軌道凸形擋臺樹脂離縫成因分析

蘇乾坤，楊榮山

(西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都610031)

摘要：針對目前在橋梁地段CRTSⅠ型板式無砟軌道凸臺周圍樹脂離縫，建立CRTSⅠ型板式軌道力學模型，采用可壓縮超彈單元模擬樹脂層，分析不同扣件阻力、軌道板與CA砂漿間的摩擦阻力條件下的填充樹脂層受力。結果表明：在縱向荷載作用下，一旦樹脂層發(fā)生塑性變形，隨著荷載消失和溫度下降，樹脂層將無法完全回彈，因而產生離縫，并在梁端轉角和列車振動荷載作用下進一步發(fā)展；在扣件縱向阻力較大時，樹脂層會從軌道板下表面與樹脂層相接觸的位置剪切破壞；軌道板與CA砂漿層之間的摩擦阻力對樹脂層的壓縮位移和剪切應力的影響不大。

關鍵詞：CRTSⅠ型板式無砟軌道；凸形擋臺；填充樹脂；離縫；剪切破壞

1概述

板式無砟軌道作為無砟軌道結構的形式之一，具有傳力明確，易于維修等優(yōu)點。凸形擋臺和樹脂填充層是板式軌道的重要傳力部件，它們承受著軌道板傳遞的縱、橫向力。近年來許多研究者對凸臺和樹脂的受力進行了研究分析，主要有：橋梁伸縮、撓曲、列車制動和鋼軌斷軌等工況下凸臺的受力[1]；連續(xù)梁橋上 CRTSⅠ型板式無砟軌道凸形擋臺縱向力分析[2]；樹脂彈模對板式軌道凸形擋臺受力行為的影響，指出在樹脂彈性模量較小時對凸形擋臺的受力有利[3]。凸形擋臺還可承受沖擊荷載，樹脂填充層能作為柔性材料有效地減緩沖擊，避免了應力集中。

目前我國的CRTSⅠ型框架板式無砟軌道主要被應用在哈大、滬寧城際、廣珠、廣深港、寧安、哈齊、海南東環(huán)等高速鐵路上。針對目前CRTSⅠ型板式無砟軌道在運營過程中出現的凸形擋臺周圍填充樹脂離縫問題(較大的離縫達到14 mm，一般發(fā)生在橋梁地段梁縫附近，并隨著橋梁跨度越大其梁端的離縫值也越大)，建立有限元模型指出了樹脂層可能發(fā)生破壞的位置，分析離縫產生原因、發(fā)展機理。病害現場照片如圖1所示。

圖1　半圓形凸臺與樹脂層之間的離縫

2凸臺樹脂離縫分析及模型原理

在橋梁地段，由于夏天溫度高，連續(xù)梁下部受熱，底座板與梁體剛性連接，梁體活動端膨脹延伸，帶動底座板與凸形擋臺一起移動，軌道板由于受上部長軌條和扣件限制，不會隨著底座板一起移動，故橋梁端部的樹脂層就會被壓縮；在冬季，隨著氣溫降低，連續(xù)梁降溫回縮，帶動底座板一起回移，本身受壓的填充樹脂壓力得到釋放。在樹脂層被壓縮期間，若在列車荷載作用下發(fā)生了塑性變形，那么當回縮量過大時，超過了樹脂層的彈性范圍，軌道板和樹脂層之間就產生離縫，如圖2所示。

圖2　離縫示意(單位：mm)

2.1　力學模型分析

列車荷載對軌道的縱向作用力通過鋼軌向下傳遞，作用在扣件上，然后傳遞給軌道板，使其產生縱向位移，壓縮樹脂層，將力傳遞給CA砂漿層和凸臺。軌道板上的力主要有三部分：軌道板與砂漿層之間的摩擦力Fμ，扣件作用力Ff和凸臺作用力Fr[4]。這三種作用力之間滿足公式

模型的建立中不考慮列車的橫向荷載作用，主要進行縱向受力分析。由于橋梁端部鋪設的小阻力扣件生銹老化導致縱向阻力增大，失去了小阻力扣件的功效，扣件阻力增大，軌道板的縱向位移也隨之增加，從而樹脂層的壓縮量增加，產生塑性變形。而且由于砂漿材料和施工中的人為不確定因素的影響，以及在運營中所處環(huán)境的差異性，CA砂漿和軌道板間的摩擦系數μ不能完全達到設計值。故考慮通過增加扣件阻力，改變軌道板與CA砂漿層之間摩擦系數的方式，分析其對樹脂層受力變形的影響。

2.2　有限元模型

本文用有限元軟件ANSYS建立1塊框架式軌道板，其中底座板、擋臺和軌道板均采用實體單元(Solid45)模擬。CA砂漿層的縱向、橫向、垂向剛度均采用非線性彈簧單元(Combin39)模擬。高速鐵路客運專線凸形擋臺與軌道板半圓缺口間填充的聚氨酯樹脂，是一種高性能的可室溫施工、室溫固化成型的聚氨酯彈性體，性能介于塑料和橡膠之間的特種材料[5-9]。考慮到聚氨酯材料的高彈性，為觀察樹脂層在較大作用力下的局部受力情況，樹脂層采用可壓縮的實體超彈單元(HYPER86)模擬。樹脂層與凸臺和軌道板的接觸面均采用粘結處理，并對底座板下表面進行全約束[10]。

超彈材料一般用于模擬橡膠和其他許多聚合物材料，通常由應變能密度函數導出超彈材料應力。有限元軟件提供兩種選項來描述該特性，Mooney-Rivlin選項適用于不可壓縮材料，Blatz-Ko選項適用于可壓的泡沫灰材料(例如聚氨脂橡膠)。HYPER86單元適用于3-D實體超彈性結構建模，它應用于具有任意大位移和大應變的近似不可壓縮的橡膠類材料，可壓縮性和不可壓縮性材料都可以模擬，本文應變能函數選取Blatz-Ko函數模擬可壓超彈材料，典型力與變形曲線如圖3所示[10]。

圖3　可壓超彈材料的典型力與變形曲線

假定一個應變值，超彈材料的應力可以由應變能密度函數(W)與相應的應變分量確定。

其中，[E]為已知的拉格朗日應變張量；[S]為計算出的第二皮奧拉-克?；舴驊埩?；W為單位體積應變能函數。

在有限元軟件中，假定超彈材料是各向同性的，在每個方向都有完全相同的材料特性。在這種情況下，可以根據應變不變量I1、I2和I3來寫出應變能密度函數。應變不變量是與坐標系無關的應變表示法，這就意味著已經假設材料是各向同性的，Blatz-Ko應變能密度函數可以用應變不變量表示。材料選項需要的唯一材料常數是初始剪切模量G，剪切模量可由程序中輸入的彈性模量和泊松比導出，G=E/(2(1+n))。Blatz-Ko材料的應變能密度函數表示為

填充樹脂彈性系數為10 kN/mm[6]，通過對半圓凸臺近似換算，模型中彈性模量取1.76 MPa。假定當軌道板與CA砂漿層之間的相對位移達到0.5 mm時，摩擦阻力達到極限值[11]。建立的有限元模型和半圓形樹脂模型如圖4所示。

圖4　有限元模型和樹脂模型

3計算結果與分析

3.1　扣件阻力的影響

每塊軌道板上設置8對扣件，當選定阻力扣件后，在列車通過時，車輪通過扣件對軌道板的作用力為單個扣件阻力的16倍。扣件作用力根據扣件阻力的變化而變化，工況參考表1選取[12]，軌道板與CA砂漿層之間的摩擦系數暫取為0.35。

表1　工況

3.1.1樹脂層離縫分析

工況4下的填充樹脂層的沿線路縱向的壓縮位移如圖5所示。

圖5　工況4填充樹脂層壓縮量云圖

由圖5可以看出，填充樹脂層壓縮位移最大值出現在樹脂層中間的上邊緣位置。在此得到的位移是樹脂層與軌道板之間沒有發(fā)生分離的，即樹脂層受外力作用被統(tǒng)一向前擠壓。在樹脂層的端部，由于沒有受到限制，向前移動量最大，從圖中可以看出，端部的位移量與樹脂層中間邊緣的壓縮位移大致相同。將各工況下填充樹脂層沿線路縱向的壓縮位移提取出來，見表2。

表2　填充樹脂層壓縮位移

通過表2可以看出，在扣件作用力較小時，樹脂層的壓縮量較小，控制在彈性范圍內。隨著扣件作用力增加，樹脂壓縮量逐漸增加，但增加量逐漸減小，并在工況5后趨于穩(wěn)定。這是由于樹脂層達到一定的壓縮量后將發(fā)生塑性變形，此時的彈性模量將增大，樹脂層更難被壓縮。填充樹脂層發(fā)生塑性變形后，隨著橋梁梁體溫度的降低，伸縮量減小，作用于鋼軌上的作用力也減小，軌道板受力減小，開始回彈，由于此時樹脂層已經發(fā)生了塑性變形，鋼軌帶動軌道板回移時，樹脂層無法完全回彈，因此產生離縫，且離縫的最初產生位置在樹脂層中間的上邊緣位置，離縫一旦產生，在縱向力作用下就會沿著樹脂層的邊緣發(fā)展。

列車通過橋梁時，作用于橋面上的列車荷載使梁端發(fā)生豎向轉角，同時扣件作用力通過軌道板沿縱向不斷擠壓樹脂層，這兩種外力疊加起來導致列車通過時產生的振動荷載將填充樹脂逐漸向外碾壓，再由于樹脂材料的固化收縮，加劇了離縫的發(fā)展。

3.1.2樹脂層破壞分析

凸形擋臺周圍的填充樹脂容易受剪破壞[6]，因此需要提取各工況下的填充樹脂的局部剪應力。填充樹脂的剪力的較大值都出現在樹脂層半圓中線附近，并且隨著扣件作用力的增加，剪力最大值出現在軌道板下表面與樹脂層相接觸的位置，可以推斷現場會出現填充樹脂層從該處剪斷破壞。將各工況下的填充樹脂層的最大剪應力提取出來作為縱坐標，以扣件阻力為橫坐標繪制關系曲線，如圖6所示。

圖6　填充樹脂層剪應力隨扣件阻力變化曲線

從圖6可以看出，隨著扣件縱向阻力的增大，填充樹脂層的最大剪切應力隨之增大，由于凸臺的限位作用，樹脂層最大剪切應力與扣件縱向阻力基本呈線性關系，當扣件阻力增大到15.69 kN/mm時，填充樹脂層的最大剪切應力達到2 MPa，這個值已經達到樹脂層的抗剪強度。而凸臺中性軸的抗剪強度為2.42 MPa，即樹脂層會先于凸臺發(fā)生剪切破壞[11]。需要指出的是，因模型假定樹脂層為超彈體材料，幾乎不發(fā)生塑性變形，而在實際情況中，塑性變形一旦開展，材料的彈性模量將增大，此時同樣的外力，填充樹脂層所受到的剪力也將增大，因此上文中計算得到的填充樹脂層的最大剪應力值偏小。

為研究軌道板下表面與樹脂層相接觸的位置的剪切應力變化趨勢，沿該位置的半圓弧線等距離選取了17個節(jié)點，以各個節(jié)點在模型中的橫向位置為橫坐標，相應的剪應力值作為縱坐標，繪制關系曲線，如圖7所示。

圖7　道板下表面與樹脂層相接觸位置的剪切應力變化趨勢

從圖7可以看出，軌道板下表面與樹脂層相接觸位置的剪應力值以軌道板縱向中心線為對稱軸左右對稱，原因在于扣件作用力也是以軌道縱向中心線為對稱軸對稱的。選取接觸位置的1/4圓分析，可知樹脂層端部的剪應力值最小，沿著圓弧線向中心位置剪應力值不斷增大，在半圓中線剪應力值達到最大，符合剪切理論。在工況1和工況2條件下，樹脂層變形較小，樹脂層受力較為均勻；對于工況4～工況6，樹脂層半圓中線的剪應力值明顯比兩側的大，因為扣件作用力加大后，樹脂層沿半圓中線垂向的壓縮量增加較快，相對壓縮量也增加較快。

樹脂層半圓中心上的剪切應力沿樹脂層高度的變化趨勢如圖8所示?？芍瑯渲瑢拥撞克芗羟袘^小，剪切應力值從樹脂層底部到軌道板下表面與樹脂層相接觸位置迅速增大，然后趨于平穩(wěn)(略微有些減小)，說明剪切應力最大值出現在軌道板下表面與樹脂層相接觸位置，且破壞面易出現在樹脂層半圓中線附近。

圖8　樹脂層半圓中線剪切應力曲線

3.2　軌道板與CA砂漿層之間摩擦阻力的影響

由于材料和施工中的人為不確定因素的影響，以及在運營中所處環(huán)境的差異性，CA砂漿和軌道板間的摩擦系數μ不能完全達到設計值，本文中μ分別取0.20、0.25、0.30、0.35、0.40、0.45、0.50來進行對比分析。扣件阻力取小阻力扣件失效前的扣件阻力4 kN和失效后的扣件阻力8、12 kN來對比分析。以結果中的摩擦系數為橫坐標，樹脂層的縱向最大位移和最大剪切應力分別為縱坐標，繪制關系曲線如圖9所示。

圖9　摩擦系數與樹脂層的縱向最大位移和最大剪切應力關系

從圖9中可以看出，當摩擦系數μ改變0.3，在4、8、12 kN扣件阻力作用下，樹脂層的最大壓縮位移分別改變1.495、0.932、0.654 mm，樹脂層最大剪切應力分別改變0.111、0.136、0.150 MPa。在小阻力扣件失效前，樹脂層的壓縮量較??；小阻力扣件失效后，即使摩擦系數較大，樹脂層也有較大的壓縮量。可見，摩擦阻力的改變對樹脂層的最大壓縮位移和最大剪切應力的影響不大，且樹脂層可能發(fā)生破壞的位置也并未改變。

4結論及建議

凸形擋臺填充樹脂層的離縫一般都是由于其塑性變形后產生的，產生塑性變形后的樹脂，彈性下降，使用性能將無法滿足要求。在縱向荷載作用下，一旦樹脂層發(fā)生塑性變形，隨著荷載消失和溫度下降，樹脂層將無法完全回彈，因而產生離縫，并在梁端轉角、列車振動荷載和樹脂固化收縮的作用下進一步發(fā)展。在扣件作用力較大時，樹脂層會從軌道板下表面與樹脂層相接觸的位置剪切破壞。此外，為減小梁端凸形擋臺填充樹脂離縫的產生和發(fā)展可以采取以下措施。

(1)改變破損處填充材料的材質，保證強度足夠的條件下，適當增加彈性系數，延遲塑性變形的開展，確保軌道板回移時，樹脂層能夠正常回彈。

(2)小阻力扣件失效后，樹脂層的壓縮量比較大，易發(fā)生塑性變形，故應確保小阻力扣件的正常使用，定期檢查橋上小阻力扣件的性能，按橋上無縫線路設計要求調整縱向阻力，防止扣件的絕緣軌距塊卡緊軌底導致鋼軌不能沿墊板滑動和螺栓的扭矩過大(這都將導致扣件縱向阻力值超過設計值)。

參考文獻：

[1]陳楊.橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道縱向力分析[D].成都：西南交通大學，2009.

[2]王彪，謝鎧澤，張亞爽，等.連續(xù)梁橋上CRTSⅠ型板式無砟軌道凸形擋臺縱向力分析[J].鐵道建筑，2013(3)：117-120.

[3]趙偉，王平，蔡文峰.樹脂彈模對板式軌道凸形擋臺受力行為的影響[J].路基工程，2009(4)：175-176.

[4]趙國堂.高速鐵路無砟軌道結構[M].北京:中國鐵道出版社，2006.

[5]鄭彥，王文忠.聚氨酯樹脂及其應用[J].化學教育，2003(4)：3-5，10.

[6]周文英，韋永繼，陳戰(zhàn)有.鐵路無砟軌道擋臺填充聚氨酯樹脂的研制[J].化學推進劑與高分子材料，2014(4)：54-58.

[7]王嵩，盧子興.聚氨酯復合泡沫塑料壓縮本構關系[J].強度與環(huán)境，2005(4)：22-26，59.

[8]張梅，龐金錄，楊光付.高速鐵路橋梁用低模量聚氨酯伸縮縫[J].化學推進劑與高分子材料，2011(3)：69-72.

[9]褚洪杰，崔國起，王世斌，等.動力荷載下聚氨酯泡沫材料本構關系研究進展[J].高分子材料科學與工程，2012(5)：157-159，164.

[10]龔曙光，謝桂蘭，黃云清.ANSYS參數化編程與命令手冊[M].北京：機械工業(yè)出版社，2009.

[11]趙偉.單元板式無砟軌道傷損及縱向受力分析[D].成都：西南交通大學，2008.

[12]徐凌雁，趙陸青.板式軌道凸形擋臺檢算[J].鐵道標準設計，2006(S1)：158-162.

The Cause Analysis of Open Joints between Resin Layer and Convex Retaining Platform of CRTSⅠSlab Ballastless Track

SU Qian-kun， YANG Rong-shan

(Key Laboratory of High-speed Railway Engineering of Ministry of Education， Xinan Jiaotong University， Chengdu 610031, China)

Abstract：The open joints between resin layer and convex shape platform of CRTSⅠ slab ballastless track are located on the bridge section. This paper establishes a CRTSⅠ slab ballastless track dynamic model to analyze the longitudinal force of resin layer and simulates the fastening force in different conditions and friction with finite element method to analyze the pressure of resin layer. The results show that when the resin layer experiences plastic deformation on account of the longitudinal force， the resin layer will not be fully rebound along with the disappearance of load and temperature drop， resulting in open joints. And the open joints develop further under the effect of beam-end rotation angle and train vibration load. In case of larger longitudinal resistance， the resin layer is broken by shear at the contact position between the lower surface of the track slab and the resin layer. The change of friction has small effect on the compression displacement and the shear stress of the resin layer.

Key words：CRTSⅠslab ballastless track; Convex retaining platform; Resin layer; Open joint; Shear failure

作者簡介：蘇乾坤(1992—)，男，碩士研究生，E-mail：947069418@qq.com。

基金項目：國家自然科學基金(51278431)

收稿日期：2015-04-30； 修回日期：2015-06-05

中圖分類號：U213.2+44

文獻標識碼：ADOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.01.009

文章編號：1004-2954(2016)01-0043-05