蘭新鐵路第二雙線大單元雙塊式無(wú)砟軌道溫度效應(yīng)理論分析

鄧非凡，丁晨旭，蘇成光，龔　闖，趙坪銳

（西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都　610031）

?

蘭新鐵路第二雙線大單元雙塊式無(wú)砟軌道溫度效應(yīng)理論分析

鄧非凡，丁晨旭，蘇成光，龔闖，趙坪銳

（西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都610031）

摘要采用大單元雙塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的蘭新（蘭州—烏魯木齊）鐵路第二雙線位于西北大溫差地區(qū)，溫度荷載是影響其服役性能的重要因素。本文建立了長(zhǎng)度為19. 5 m的大單元板有限元模型，對(duì)降溫荷載作用下軌道結(jié)構(gòu)的開裂形式和升溫荷載作用下軌道結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的可能性進(jìn)行了模擬和分析。結(jié)果表明：開裂成5塊小單元板是大單元板受降溫荷載作用開裂后的穩(wěn)定形態(tài)；升溫荷載將使小單元板間距縮小但不會(huì)導(dǎo)致其發(fā)生擠壓破壞或失穩(wěn)；道床板內(nèi)的縱向鋼筋對(duì)假縫處裂縫寬度的變化有明顯抑制作用。

關(guān)鍵詞大單元雙塊式無(wú)砟軌道；假縫；溫度效應(yīng)；蘭新鐵路第二雙線；開裂；失穩(wěn)

蘭新鐵路第二雙線位于我國(guó)西北內(nèi)陸地區(qū)，該地區(qū)具有極端氣候條件，年溫差達(dá)82℃［1］。為保證軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和可靠性，在路基上鋪設(shè)了長(zhǎng)度為19. 5 m的大單元雙塊式無(wú)砟軌道［2-3］。每塊大單元板由設(shè)置假縫的5塊小單元板組成，相鄰大單元板之間設(shè)置伸縮縫，支承層設(shè)置與道床板對(duì)應(yīng)的假縫，道床板內(nèi)縱向鋼筋在假縫處上層斷開但下層連續(xù)。該結(jié)構(gòu)可使道床板內(nèi)部產(chǎn)生的溫度拉、壓應(yīng)力變小，避免了連續(xù)結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的超限、超標(biāo)和不規(guī)則裂縫［4-6］。本文對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行溫度效應(yīng)的適應(yīng)性模擬，分析大單元板可能的失效模式，為該結(jié)構(gòu)的養(yǎng)護(hù)維修提供合理建議。

1　模型建立和參數(shù)選取

大單元雙塊式無(wú)砟軌道依靠自重及摩擦實(shí)現(xiàn)軌道結(jié)構(gòu)的縱、橫向限位，溫度效應(yīng)分析重點(diǎn)考慮其縱向受力和變形?；诖髥卧宓氖芰μ攸c(diǎn)對(duì)軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化［7-9］，建立了包括鋼軌、道床板、支承層和基床表層的有限元模型，如圖1所示。其中軌道各部件均采用實(shí)體單元模擬，道床板、支承層和基床表層分別為C40，C20混凝土和級(jí)配碎石。道床板與支承層之間采用黏結(jié)處理，支承層與路基表層之間采用接觸單元模擬其相互作用，支承層與路基表層之間的摩阻系數(shù)取0. 3～10。模型長(zhǎng)度取19. 5 m，通過(guò)改變邊界條件模擬結(jié)構(gòu)狀態(tài)變化。大單元板假縫開裂前后細(xì)部模型如圖2所示。

圖1　大單元雙塊式無(wú)砟軌道實(shí)體有限元模型

圖2　假縫細(xì)部模型

分別對(duì)道床板和支承層施加降溫荷載和升溫荷載，降溫荷載分為均勻降溫和非均勻降溫兩種形式。均勻降溫時(shí)，對(duì)道床板和支承層均施加40℃的降溫；非均勻降溫時(shí)，則對(duì)道床板和支承層分別施加50℃和40℃的降溫。升溫荷載的大小和施加方式與降溫荷載類似。

2　降溫荷載下軌道結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)及開裂模擬

針對(duì)蘭新二線大單元板結(jié)構(gòu)受力、變形特點(diǎn)，設(shè)置了多種工況對(duì)其縱向應(yīng)力和位移大小進(jìn)行分析，假縫位置作為截面薄弱環(huán)節(jié)，是本文分析的重點(diǎn)。

2. 1支承層和道床板假縫均未開裂

新建狀態(tài)下，道床板和支承層的假縫均未開裂［10］，此時(shí)約束模型兩端支承層假縫處的各節(jié)點(diǎn)縱向位移以模擬大單元板縱連狀態(tài)。在降溫荷載作用下的軌道各部件縱向位移分布如圖3所示。軌道兩端分別為縱向位移的最大值和最小值。

圖3　軌道縱向位移分布

在道床板伸縮縫處的支承層假縫位置出現(xiàn)應(yīng)力集中，遠(yuǎn)超材料的抗拉強(qiáng)度，將最先發(fā)生開裂破壞，同時(shí)道床板個(gè)別假縫會(huì)發(fā)生局部損傷。在較小的軌道結(jié)構(gòu)降溫情況下，支承層端部假縫將會(huì)發(fā)生開裂而釋放軌道結(jié)構(gòu)內(nèi)部的溫度應(yīng)力。

2. 2伸縮縫處的支承層假縫開裂

釋放支承層兩端的縱向約束以模擬伸縮縫處的支承層假縫開裂狀態(tài)。此時(shí)在降溫荷載作用下，道床板和支承層端部發(fā)生了較大的回縮。由于支承層底部摩阻力的作用，道床板、支承層內(nèi)和基床表層端部出現(xiàn)了較大拉應(yīng)力，其中道床板假縫處拉應(yīng)力為最大，如圖4所示。

圖5為道床板假縫處應(yīng)力隨摩阻系數(shù)的變化規(guī)律。由圖可知，道床板拉應(yīng)力隨摩阻系數(shù)的增大而增大，但趨勢(shì)漸緩；當(dāng)摩阻系數(shù)增大到10時(shí)，道床板假縫處拉應(yīng)力達(dá)到C40混凝土的開裂應(yīng)力。

圖6為均勻/非均勻降溫下軌道結(jié)構(gòu)位移對(duì)比。由圖可知，在降溫荷載作用下，道床板和支承層的板端位移隨著摩阻系數(shù)的增大而略微減小，而基床表層的位移隨著摩阻系數(shù)的增大而增大，軌道結(jié)構(gòu)各部件位移的變化趨勢(shì)均為漸趨平穩(wěn)。非均勻降溫荷載作用下的軌道各部件位移較均勻降溫作用下的位移明顯增大，差值為1 mm左右，說(shuō)明軌道結(jié)構(gòu)在寒潮、冰雹等極端天氣引起的非均勻降溫作用下，道床板與支承層之間的層間黏結(jié)、支承層與基床表層之間的層間接觸受破壞程度較均勻降溫大。

圖4　軌道部件應(yīng)力分布

圖5　道床板假縫處應(yīng)力隨摩阻系數(shù)的變化規(guī)律

圖6　均勻/非均勻降溫下軌道結(jié)構(gòu)位移對(duì)比

2. 3道床板不同位置假縫開裂

支承層直接澆筑于路基基床上，兩層之間沒有設(shè)置隔離措施，因此支承層與基床表層之間摩阻系數(shù)可取為5［11-12］。由于支承層端部假縫在降溫荷載作用下最先發(fā)生開裂形成大單元板，同時(shí)道床板假縫會(huì)發(fā)生局部傷損，但其傷損位置和程度無(wú)法確定，故假定幾種可能的開裂情況分別進(jìn)行討論。

圖7為道床板開裂位置示意。當(dāng)?shù)来舶鍍H在圖7 中1，2號(hào)小單元板之間假縫開裂時(shí)，分別施加均勻降溫和非均勻降溫荷載，分析得到假縫開裂寬度約為0. 128 mm。道床板的縱向最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在2，3號(hào)小單元板之間的假縫處，達(dá)到3. 36 MPa，已經(jīng)超過(guò)道床混凝土的抗拉強(qiáng)度，說(shuō)明此處道床板假縫將發(fā)生開裂，而其余假縫處應(yīng)力均低于材料抗拉強(qiáng)度。支承層假縫的縱向最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在與道床板開裂假縫位置相對(duì)應(yīng)處，達(dá)到10. 9 MPa，說(shuō)明此處支承層假縫將發(fā)生開裂，而支承層其他假縫的縱向拉應(yīng)力值分別是2. 10，1. 30，3. 30 MPa。開裂假縫處的支承層與基床表層之間局部應(yīng)力較大，達(dá)到8 MPa，說(shuō)明基床表層的端部會(huì)發(fā)生局部剪切破壞。

圖7　道床板開裂位置示意

類似地，當(dāng)?shù)来舶鍍H在2，3號(hào)小單元板之間假縫發(fā)生開裂時(shí)，假縫開裂寬度約為0. 183 mm，其余假縫處的拉應(yīng)力值均超過(guò)了道床混凝土的抗拉強(qiáng)度。開裂處的支承層假縫出現(xiàn)較大應(yīng)力集中，基床表層端部發(fā)生局部剪切破壞。當(dāng)?shù)来舶逅屑倏p均發(fā)生開裂時(shí)，其內(nèi)部的應(yīng)力大小處于較低水平而不會(huì)出現(xiàn)新的裂縫，4條假縫的開裂寬度分別是0. 063，0. 069，0. 069，0. 060 mm?？紤]到實(shí)際施工中，構(gòu)筑支承層的水硬性材料中水泥含量較少，支承層的裂縫不一定完全按照假縫位置出現(xiàn)而會(huì)隨機(jī)產(chǎn)生較多不均勻裂縫，難以用有限元軟件模擬，于是支承層混凝土換算彈性模量由式（1）得到［13］。

式中：Ecoef表示換算彈性模量；ft表示混凝土抗拉強(qiáng)度；αT表示鋼筋線膨脹系數(shù)；ΔT表示降溫幅度。

支承層的換算彈性模量Ecoef取為3 850 MPa，計(jì)算得到道床板的最大拉應(yīng)力約為1. 63 MPa，說(shuō)明支承層開裂有利于大單元板溫度應(yīng)力的釋放。

2. 4支承層和道床板假縫均開裂

蘭新二線的設(shè)計(jì)目的是讓大單元板在降溫荷載的作用下開裂成5個(gè)小單元板，以釋放溫度應(yīng)力并讓其共同工作。此時(shí)在降溫荷載作用下，軌道結(jié)構(gòu)各部件的應(yīng)力和位移均保持在較低水平，約為0. 1 MPa，可保證軌道結(jié)構(gòu)安全穩(wěn)定，計(jì)算得到各假縫的開裂寬度分別是1. 548，1. 579，1. 617，1. 472 mm。由于道床板內(nèi)的下層縱向鋼筋在假縫處保持縱連，當(dāng)考慮道床板內(nèi)縱向鋼筋的拉伸作用時(shí)，道床板的縱向拉應(yīng)力遠(yuǎn)小于其抗拉強(qiáng)度，各假縫的開裂寬度分別是0. 452，0. 296，0. 295，0. 271 mm，說(shuō)明縱向鋼筋可以減少裂縫寬度的擴(kuò)展。

3　升溫情況下軌道受力狀態(tài)及失穩(wěn)可能性分析

大單元板在高溫荷載作用下可能會(huì)發(fā)生上拱變形和混凝土壓碎的現(xiàn)象，對(duì)行車的平順性和線路養(yǎng)護(hù)維修造成不利影響［14］，本節(jié)將對(duì)升溫情況下的軌道受力狀況進(jìn)行分析。

3. 1支承層和道床板假縫均未開裂

同降溫荷載作用時(shí)的處理方法一致，約束模型兩端支承層假縫處的各節(jié)點(diǎn)自由度，在升溫情況下的軌道各部件豎向位移極值和小單元板間假縫處應(yīng)力極值如表1所列。

表1　軌道部件豎向位移和假縫處應(yīng)力值（假縫均未開裂）

均勻升溫荷載作用下，大單元板發(fā)生上拱的位置出現(xiàn)在1，5號(hào)小單元板處，呈對(duì)稱分布，最大達(dá)到2. 915 mm，而非均勻升溫荷載作用時(shí)的最大上拱量達(dá)到4. 447 mm。假縫處的縱向壓應(yīng)力均超過(guò)了材料的抗壓強(qiáng)度。

3. 2支承層端部假縫開裂

當(dāng)支承層端部假縫開裂后，釋放支承層兩端的縱向約束以模擬支承層端部假縫的開裂狀態(tài)，軌道部件位移和假縫處應(yīng)力值如表2所示。大單元板的最大上拱量為0. 363 mm，較大單元板端部假縫未開裂時(shí)顯著減小；道床板端部出現(xiàn)較大的伸長(zhǎng)量，軌道各部件的縱向壓應(yīng)力得到釋放，從而遠(yuǎn)小于其材料的抗壓強(qiáng)度。

表2　軌道部件豎向位移和假縫處應(yīng)力值（支承層端部假縫開裂）

3. 3支承層和道床板假縫均開裂

當(dāng)大單元板所有假縫均開裂后，在溫度荷載作用下，道床板和支承層的最大縱向拉應(yīng)力分別是0. 337，0. 233 MPa，最大縱向壓應(yīng)力分別是0. 241，1. 760 MPa，遠(yuǎn)小于混凝土材料的極限強(qiáng)度。

軌道結(jié)構(gòu)豎向位移極值和小單元板之間間距縮小量如表3所示，道床板的上拱量保持在0. 3 mm以下，小單元板之間的間距變化量趨于一致，處于1. 6 mm左右。

表3　軌道部件豎向位移和小單元板間距縮小量（假縫均開裂）

3. 4假縫開裂但道床板縱向鋼筋連續(xù)

由于道床板假縫處的縱向鋼筋對(duì)于小單元板的相互縱向移動(dòng)具有一定的約束作用，升溫荷載作用下，軌道結(jié)構(gòu)豎向位移極值和小單元板間距縮小量如表4所示。可以發(fā)現(xiàn)，在縱向鋼筋的約束下，小單元板之間的間距變化量較表3減小許多，但上拱量有所增大，說(shuō)明縱向鋼筋有利于控制裂縫的寬度變化，防止軌道結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)。

表4　軌道部件豎向位移和小單元板間距縮小量（假縫開裂但道床板鋼筋縱連）

4　結(jié)論與建議

針對(duì)蘭新二線所處的環(huán)境氣候條件，建立了大單元板有限元模型，在溫度荷載的作用下，通過(guò)設(shè)置不同的工況模擬其溫度效應(yīng)，得到結(jié)論及建議如下：

1）道床板和支承層的假縫開裂位置隨機(jī)出現(xiàn)，道床板最終開裂成5個(gè)小單元板。

2）大單元板假縫開裂處寬度將達(dá)到1. 5～2. 0 mm，需采取措施對(duì)假縫開裂處進(jìn)行密封處理。線路修建初期灌注的防水材料可能會(huì)發(fā)生填補(bǔ)量不足的現(xiàn)象，因此需要提高假縫的養(yǎng)護(hù)維修頻率，選用密封性和耐久性更優(yōu)越的填補(bǔ)材料。

3）支承層端部假縫沒有開裂時(shí)，在升溫荷載作用下假縫處縱向壓應(yīng)力值超過(guò)了材料的抗壓極限強(qiáng)度，而在假縫開裂后其壓應(yīng)力值保持較低水平。

4）道床板假縫處的縱向鋼筋對(duì)于假縫開裂寬度具有明顯約束作用。

5）氣溫驟降和持續(xù)高溫等極端天氣會(huì)加劇大單元板的傷損，建議提前采取對(duì)應(yīng)措施。

參考文獻(xiàn)

［1］范秀君，王起才，林雪.蘭新鐵路第二雙線大溫差墩身防裂養(yǎng)護(hù)措施研究［J］.鐵路工程，2011（1）：75-79.

［2］顏華，翟婉明，李春霞，等.土質(zhì)路基雙塊式無(wú)砟軌道混凝土支承層設(shè)計(jì)分析［J］.鐵道工程學(xué)報(bào)，2007（12）：30-34.

［3］韋有信，秦超紅，李成輝，等.單元雙塊式無(wú)砟軌道道床板長(zhǎng)度的確定［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2013，48（2）：297-302.

［4］陳伯靖，秦超紅，周建，等.大單元雙塊式無(wú)砟軌道溫度特性分析［J］.鐵道建筑，2013（2）：88-91

［5］趙坪銳，劉學(xué)毅.雙塊式無(wú)砟軌道開裂支承層的折減彈性模量［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2008，43（4）：459-464.

［6］王森榮，楊榮山，劉學(xué)毅，等.無(wú)砟軌道裂縫產(chǎn)生原因與整治措施探討［J］.鐵道建筑技術(shù)，2007，14（3）：13-17.

［7］王森榮.雙塊式無(wú)砟軌道與配筋混凝土路面結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)研究［J］.鐵道工程學(xué)報(bào)，2010，141（6）：18-22.

［8］史青翠. CRTSⅠ型單元雙塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)研究［D］.成都：西南交通大學(xué)，2011.

［9］肖杰靈，劉學(xué)毅，楊榮山.無(wú)砟軌道系統(tǒng)功能設(shè)計(jì)的概念與內(nèi)涵［J］.鐵道工程學(xué)報(bào)，2008，114（3）：20-23.

［10］韋有信，楊斌，李現(xiàn)博，等.單元雙塊式無(wú)砟軌道支承層假縫設(shè)置優(yōu)化［J］.鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2013，10（1）：28-33.

［11］韋有信.大溫度地區(qū)路基上單元雙塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及優(yōu)化研究［D］.成都：西南交通大學(xué)，2014.

［12］董開亮，覃峰.基于ANSYS的水泥混凝土路面層間作用分析［J］.黑龍江交通科技，2007，（1）：18-21.

［13］劉學(xué)毅，趙坪銳，楊榮山，等.客運(yùn)專線無(wú)砟軌道設(shè)計(jì)理論與方法［M］.成都：西南交通大學(xué)出版社，2010.

［14］BACHMANNN H，MOHR W，KOWALSKI M. The Rheda 2000 Ballastless Track System［J］. European Railway Review，2003，8（1）：44-51.

（責(zé)任審編周彥彥）

第一作者：鄧非凡（1992—），男，碩士研究生。

Theoretical Analysis on Temperature Effect of Large Unit Double-block Ballastless Track for Lanzhou -Xinjiang Second Double-track Railway

DENG Feifan，DING Chenxu，SU Chengguang，GONG Chuang，ZHAO Pingrui
（MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu Sichuan 610031，China）

AbstractLanzhou -Xinjiang second double-track railway using large unit double-block ballastless track structure is located in the northwest region with large temperature variation，which means the temperature load is an important factor affecting the service performance of ballastless track. A finite element model of large unit double-block ballastless track slab with 19. 5 m length was established in this paper to simulate and analyze the crack form of track structure under the action of cooling load and the instability possibility of track structure under the action of heating load respectively. T he results show that 5 small unit track slabs are the stable form after cracking of the large unit track slab under the action of cooling load，the heating load reduces the gap between small unit track slabs which could not lead to the extrusion failure or instability，and longitudinal reinforcing steel bar inside track slabs has a significant inhibitory effect on the changes of pre-splitting crack width.

Key wordsLarge unit double-block ballastless track；Pre-splitting crack；T emperature effect；Lanzhou -Xinjiang second double-track railway；Crack；Instability

中圖分類號(hào)U213. 2+42；U213. 2+44

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼A

DOI：10. 3969 /j. issn. 1003-1995. 2016. 05. 12

文章編號(hào)：1003-1995（2016）05-0053-05

收稿日期：2016-03-02；修回日期：2016-03-25

基金項(xiàng)目：國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃（973計(jì)劃）（2013CB036202）；國(guó)家自然科學(xué)基金（U1434208）；中國(guó)鐵路總公司科技研究開發(fā)計(jì)劃（Z2013G001；2014G001-A）

通訊作者：趙坪銳（1978—），男，副教授，博士。