復(fù)合軌枕無砟軌道溫度適應(yīng)性分析

耿 浩，趙 健，沈毓婷，姚 力

(1.西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031； 2.中國鐵路總公司工程管理中心，北京 100844； 3.中鐵二院工程集團有限責(zé)任公司，成都 610031)

再生復(fù)合軌枕(以下稱復(fù)合軌枕)作為一種新型軌枕，以廢舊塑料、輪胎以及油漆等難降解高分子廢棄物為原料，并以玻璃纖維等為加勁物質(zhì)輔以其他化學(xué)添加劑制成。與混凝土枕相比，復(fù)合軌枕彈性好、質(zhì)量輕、施工操作方便，其有砟軌道結(jié)構(gòu)已應(yīng)用于貨運鐵路和城市公共交通線，如在我國山西中南部鐵路通道K534+500～ K535+500路基段鋪設(shè)了復(fù)合軌枕有砟軌道試驗段。

目前，國內(nèi)外學(xué)者主要針對復(fù)合軌枕材料組分、軌枕特性及其軌道動力性能方面展開研究。在材料組分方面，肖生苓等[1-2]對鐵路軌枕復(fù)合材料組分進(jìn)行研究，并對復(fù)合軌枕的結(jié)構(gòu)設(shè)計進(jìn)行探究。王守琛[3]在研究國內(nèi)外復(fù)合軌枕成分和制作流程的基礎(chǔ)上，提出軌枕的各組分的最佳比例。在軌枕特性方面，Richard Lampo[4]通過測定復(fù)合軌枕彈性模量、極限強度等參數(shù)，分析可能產(chǎn)生運營事故的因素。段海濱等[5]研究了螺紋道釘抗拔力對復(fù)合軌枕的影響，分析了道釘上拔過程中軌枕位移和應(yīng)力應(yīng)變情況。在復(fù)合軌枕動力特性方面，文獻(xiàn)[6]通過建立復(fù)合軌枕有砟軌道動力學(xué)模型，分析復(fù)合軌枕有砟軌道各部分垂向動力特性。沈毓婷等[7]研究了橋上復(fù)合軌枕無砟軌道垂向動力性能，并與雙塊式軌枕動力響應(yīng)進(jìn)行對比分析。文獻(xiàn)[8]通過研究復(fù)合軌枕無砟軌道疲勞試驗，分析了軌道各部件在疲勞加載前后位移和受力變化情況。然而實際使用過程中發(fā)現(xiàn)，復(fù)合軌枕材料的線膨脹系數(shù)(1.18×10-4℃-1)約是混凝土線膨脹系數(shù)(1.0×10-5℃-1)的10倍[6]，若將復(fù)合軌枕應(yīng)用于無砟軌道，在溫度荷載作用下，復(fù)合軌枕與混凝土道床板接觸面局部區(qū)域可能出現(xiàn)分離，即離縫[9-11]。由于復(fù)合軌枕無砟軌道在我國尚未有鋪設(shè)先例，目前關(guān)于溫度荷載作用下復(fù)合軌枕無砟軌道離縫的產(chǎn)生和發(fā)展情況以及軌道結(jié)構(gòu)的幾何形位變化等問題均未有較明確的文獻(xiàn)說明。因此，以長枕埋入式和雙塊式復(fù)合軌枕無砟軌道為研究對象，分析了兩種軌道結(jié)構(gòu)在整體溫度荷載和溫度梯度作用下軌枕—道床板間離縫產(chǎn)生情況和軌距變化量，為今后深入研究溫度作用對復(fù)合軌枕軌道結(jié)構(gòu)的破壞和不良影響提供一定的理論參考。

1 分析模型的建立

1.1 長枕埋入式和雙塊式有限元模型

采用有限單元法，建立了如圖1所示包括鋼軌-扣件系統(tǒng)-軌枕-道床板-地基等主要結(jié)構(gòu)的長枕埋入式和雙塊式復(fù)合軌枕無砟軌道有限元模型。

圖1 復(fù)合軌枕無砟軌道結(jié)構(gòu)有限元模型

在建立的有限元模型中，鋼軌采用CHN60軌，用歐拉梁單元模擬；扣件系統(tǒng)采用線性彈簧單元模擬；軌枕采用實體單元模擬；道床板采用實體單元模擬，混凝土強度等級為C40；底座板采用實體單元模擬，混凝土強度等級為C40。結(jié)構(gòu)各部分具體參數(shù)如表1所示[16]。

表1 材料參數(shù)

在理論模型中，若復(fù)合軌枕與道床板間采用共節(jié)點處理，則無法確定可能存在的離縫大小，因此對于復(fù)合軌枕與道床板之間聯(lián)結(jié)，基于以下兩條假設(shè)做出簡化：(1)道床板與軌枕各接觸面處混凝土均勻分布；(2)接觸區(qū)域面混凝土僅受垂直于接觸面方向軸向拉力，并在其達(dá)到抗拉強度后破壞。故在軌枕與道床板各接觸面采用非線性彈簧模擬，離縫值通過非線性彈簧變形量來表示。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010—2010)附錄C2.3，可以得到C40混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，再由本構(gòu)關(guān)系曲線得到軌枕與道床板接觸面區(qū)域非線性彈簧力-位移曲線，如圖2所示[12-13]。

圖2 非線性彈簧單元力-位移曲線

1.2 溫度荷載

一般情況下，對模型施加溫度荷載時，應(yīng)考慮整體溫度和溫度梯度兩種溫度荷載[14-15]。在隧道內(nèi)，軌道結(jié)構(gòu)各部分溫度基本相同，因此施加整體溫度可以模擬隧道內(nèi)復(fù)合軌枕無砟軌道的溫度適應(yīng)性情況。而在露天環(huán)境下，由于混凝土和復(fù)合軌枕熱傳導(dǎo)性較差，最上層混凝土道床板與軌枕直接受日照和大氣溫度的影響或遇到冷空氣侵襲等情況形成正溫度梯度或者負(fù)溫度梯度，進(jìn)而使得道床板和軌枕產(chǎn)生翹曲變形，因此需要考慮溫度梯度作用下的復(fù)合軌枕無砟軌道的破壞情況[17-18]。

2 軌道性能指標(biāo)的確定

本文選用軌枕-道床板間離縫值和軌距變化量兩個參數(shù)作為復(fù)合軌枕無砟軌道溫度適應(yīng)性指標(biāo)。根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》對三級裂縫的控制要求，控制離縫寬度為0.2 mm[19]；根據(jù)TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》，無砟軌道相對于標(biāo)準(zhǔn)軌距1 435 mm的容許偏差為±1 mm。

3 計算工況的確定

對每種軌道結(jié)構(gòu)施加整體降溫和溫度梯度兩種溫度荷載。整體降溫作用下，降溫最大幅值取為30 ℃[20]。為分析不同降溫下軌道溫度適應(yīng)性，設(shè)置降溫10，20，30 ℃三種工況；溫度梯度作用下，設(shè)置正、負(fù)溫度梯度。其中最大正溫度梯度取為90 ℃/m，最大負(fù)溫度梯度取為45 ℃/m[21]。

4 計算結(jié)果分析

為了消除邊界條件的影響，選取3塊處于中間位置的道床板作為研究對象。經(jīng)理論計算可得，軌枕與道床板接觸各邊均產(chǎn)生離縫，為方便表述，軌枕各邊離縫示意如圖3所示。

圖3 溫變下軌枕各邊離縫示意

4.1 整體降溫作用

對長枕埋入式復(fù)合軌枕無砟軌道分別整體降溫10，20，30 ℃時，該軌枕各邊與道床板之間的離縫情況如圖4所示。

由圖4可以看出，在整體降溫下，長枕軌枕橫向和縱向均與道床板產(chǎn)生離縫，且隨著降溫幅度的增加，軌枕橫向、縱向各處離縫值均不斷增大，其中，橫向離縫最大值由0.15 mm增大到0.45 mm，縱向離縫最大值從0.3 mm增大到0.91 mm。各個溫降幅度下軌枕橫向和縱向離縫變化情況大致相同，對于軌枕橫向離縫，軌枕兩端離縫值較軌枕中間部分小且二者差距不斷增大，但二者最大差值僅約為0.05 mm，可以近似認(rèn)為各處離縫值大致相同；對于軌枕縱向離縫，雖然離縫的分布狀況與軌枕橫向離縫相同，但軌枕端部離縫值與軌枕中部的離縫值相差較大且差距不斷增加，兩者差值從0.7 mm增大到約2 mm，因此在整個軌枕寬邊范圍內(nèi)僅中部0.06～0.18 m離縫值大致相同。由以上分析可得，在相同的降溫條件下，沿軌枕破壞更為嚴(yán)重，溫度每降低10 ℃，軌枕橫向離縫最大值增大約0.15 mm，而軌枕縱向增大約0.3 mm，說明沿軌枕縱向?qū)囟茸兓鼮槊舾小?/p>

圖4 整體降溫下長枕埋入式復(fù)合軌枕離縫值

在整體降溫下，雙塊式軌枕橫向和縱向均與道床板產(chǎn)生離縫，如圖5所示。隨著降溫幅度的增加，軌枕橫向和縱向各處離縫值均逐漸增大，其中橫向離縫最大值由0.14 mm增大到0.42 mm，縱向最大值由0.19 mm增大到0.58 mm，兩方向上增大幅度大致相同；各降溫幅度下軌枕橫向和縱向離縫分布情況大致相同，對于軌枕橫向離縫，各處離縫值大致相同，對于軌枕縱向離縫，軌枕端部與中部離縫值相差較大，二者最大差值達(dá)到0.12 mm，離縫值僅在軌枕寬0.06～0.18 m范圍內(nèi)大致相同。由以上分析可得，雙塊式復(fù)合軌枕在溫降下縱向離縫略大于橫向，每降溫10 ℃，橫向離縫最大值增大約0.14 mm，縱向增大約0.19 mm，兩方向上對溫度敏感程度大致相同。

圖5 整體降溫下雙塊式復(fù)合軌枕離縫值

圖4和圖5對比后可以看出，由于復(fù)合軌枕材料和混凝土線膨脹系數(shù)相差較大，因此兩種軌枕均在降溫幅度較小時與道床板間產(chǎn)生離縫。在相同的溫降幅度下，軌枕橫向和縱向離縫分布基本相同，且軌枕橫向離縫值大致相同，但雙塊式軌枕縱向離縫值較小，僅為對應(yīng)處長枕軌道離縫值64%，且每降溫10 ℃，雙塊式軌枕縱向離縫增加量僅為長枕軌枕的50%。

由圖6可以看出，隨著降溫幅度的增加，兩種軌道結(jié)構(gòu)的軌距變化量均逐漸增大，其中長枕埋入式軌距縮小量最大值從0.57 mm增大到1.72 mm，雙塊式軌距縮小量最大值從0.19 mm增大到0.57 mm。另外，兩種軌道結(jié)構(gòu)的軌距縮小量均沿道床板縱向先增大后減小，在道床板中部到達(dá)最大值。通過對比可得，雙塊式軌道結(jié)構(gòu)的軌距縮小量始終小于相同降溫條件下的長枕埋入式軌距縮小量，由文獻(xiàn)[21]可得，無砟軌道相對于標(biāo)準(zhǔn)軌距1 435 mm的容許偏差為±1 mm，因此雙塊式軌道始終能夠滿足要求。

圖6 整體降溫下復(fù)合軌枕無砟軌道軌距變化量

兩種軌道結(jié)構(gòu)各降溫幅度下離縫和軌距變化量最大值與限值關(guān)系如圖7所示。根據(jù)文獻(xiàn)[19]，則長枕埋入式軌道最大降溫值為7 ℃，雙塊式軌道最大降溫范圍為11 ℃；根據(jù)文獻(xiàn)[21]，則長枕埋入式軌道最大降溫幅度為18 ℃，雙塊式軌道最大降溫幅度可超過30 ℃。

圖7 整體降溫下復(fù)合軌枕離縫與軌距變化限值

4.2 溫度梯度作用

4.2.1 負(fù)溫度梯度

由圖8、圖9可知，在負(fù)溫度梯度作用下，兩種軌枕的軌枕橫向和縱向與道床板間離縫值均為負(fù)值，則實際狀態(tài)下軌枕與道床板間為相互擠壓，界面未產(chǎn)生離縫；在相同的軌枕高度處，兩種軌枕與道床板間壓縮量基本相同。

圖8 負(fù)溫度梯度下長枕埋入式復(fù)合軌枕離縫值

圖9 負(fù)溫度梯度下雙塊式復(fù)合軌枕離縫值

由圖10可得，在負(fù)溫度梯度下，兩種軌道結(jié)構(gòu)的軌距幾乎不變，其中長枕埋入式軌距擴大最大值為0.15 mm，雙塊式軌距擴大最大值為0.07 mm，且兩種軌道結(jié)構(gòu)在道床板縱向0.6～3.6 m范圍內(nèi)軌距基本不變。根據(jù)文獻(xiàn)[21]，二者均能滿足要求。

圖10 負(fù)溫度梯度下軌距擴大量

4.2.2 正溫度梯度

由圖11、圖12可以看出，正溫度梯度下，兩種軌枕與道床板間處于壓縮狀態(tài)，未產(chǎn)生離縫；在軌枕高度相同時，兩種軌枕與道床板間壓縮量基本相同。綜上，溫度梯度作用下，兩種軌道結(jié)構(gòu)均不會出現(xiàn)離縫現(xiàn)象。

圖11 正溫度梯度下長枕埋入式復(fù)合軌枕離縫值

圖12 正溫度梯度下雙塊式復(fù)合軌枕離縫值

圖13 正溫度梯度下軌距擴大量

由圖13可得，兩種軌道結(jié)構(gòu)在正溫度梯度下軌距均擴大，且二者均隨著軌道縱向軌距擴大量先增大，后減小，長枕埋入式軌距擴大量最大值為1.2 mm，雙塊式軌距擴大量為0.4 mm，由文獻(xiàn)[21]可得，僅雙塊式軌道滿足要求。

5 結(jié)論

本文在對復(fù)合軌枕與道床板間破壞原因分析的基礎(chǔ)上，建立了長枕埋入式和雙塊式復(fù)合軌枕無砟軌道有限元模型?；谟邢拊Ｐ停治隽瞬煌禍胤群蜏囟忍荻认聫?fù)合軌枕無砟軌道的離縫情況。主要結(jié)論如下。

(1)整體降溫下，兩種軌道結(jié)構(gòu)均會產(chǎn)生離縫，綜合考慮離縫和軌距限值，則長枕埋入式軌道最大降溫幅度為7 ℃，雙塊式軌道的最大降溫幅度為11 ℃。

(2)溫度梯度作用下，兩種軌道結(jié)構(gòu)均不產(chǎn)生離縫；雙塊式軌枕在溫度梯度下滿足軌距變化要求，長枕在正溫度梯度為90 ℃/m時軌距超標(biāo)，不滿足要求。

(3)從軌道結(jié)構(gòu)對溫度變化的適用性角度考慮，建議在較小溫差地區(qū)(如隧道)鋪設(shè)雙塊式軌道結(jié)構(gòu)，并嚴(yán)格控制混凝土澆筑溫度。