循環(huán)荷載下無砟軌道-橋梁結(jié)構(gòu)體系剛度退化性能

李龍祥，周凌宇，黃戡,2，張燕,4，趙磊

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410075；2.長(zhǎng)沙理工大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410114；3.廣西交通設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司，廣西南寧，530029；4.中鐵上海設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，上海，200070)

高速鐵路無砟軌道-橋梁結(jié)構(gòu)體系是一種豎向多層的空間結(jié)構(gòu)，無砟軌道結(jié)構(gòu)的服役期一般要求達(dá)到60 a，在高速列車荷載長(zhǎng)期的高頻振動(dòng)和沖擊以及溫度循環(huán)作用下，加之各層結(jié)構(gòu)材料性能的非一致性和邊界約束的復(fù)雜性，將引起多層結(jié)構(gòu)變形不協(xié)調(diào)，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生初始傷損，作為主要承重結(jié)構(gòu)的鋼筋混凝土材料損傷會(huì)不斷累積。這些累積損傷將導(dǎo)致無砟軌道-橋梁結(jié)構(gòu)體系協(xié)同工作性能退化，整個(gè)結(jié)構(gòu)體系剛度降低，從而影響其平順性和穩(wěn)定性，從長(zhǎng)遠(yuǎn)角度來看，會(huì)嚴(yán)重影響軌道結(jié)構(gòu)的耐久性。結(jié)構(gòu)體系在服役期內(nèi)不會(huì)出現(xiàn)疲勞破壞[1]，為了保證無砟軌道-橋梁結(jié)構(gòu)長(zhǎng)期服役的穩(wěn)定性及耐久性，研究列車荷載作用下無砟軌道-橋梁的疲勞損傷引起的剛度退化問題以及剛度退化后結(jié)構(gòu)體系的受力性能變化問題具有非常重要的現(xiàn)實(shí)意義。對(duì)于混凝土材料以及無砟軌道結(jié)構(gòu)的研究，國(guó)內(nèi)外研究者采用有限元軟件與疲勞累積損傷理論相結(jié)合的方法分析了雙塊式無砟軌道道床板在高速列車通過時(shí)的疲勞壽命[2-5]，并在對(duì)CA 砂漿疲勞與耐久性能試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，根據(jù)不同應(yīng)力比下的疲勞壽命，得出CA砂漿在不同溫度下的疲勞回歸方程[6-8]。上述研究均是將軌道板及CA砂漿單獨(dú)作為研究對(duì)象來分析其疲勞特性，沒有考慮軌道系統(tǒng)作為一個(gè)整體結(jié)構(gòu)時(shí)，各結(jié)構(gòu)層協(xié)調(diào)工作下的結(jié)構(gòu)疲勞損傷問題，同時(shí)，也未考慮列車荷載的周期性及隨機(jī)性對(duì)軌道結(jié)構(gòu)疲勞損傷的影響。為此，本文作者以CRTSⅡ型板式無砟軌道-簡(jiǎn)支梁橋結(jié)構(gòu)體系為研究對(duì)象，建立3跨32 m雙線簡(jiǎn)支箱梁+兩端長(zhǎng)30 m路基段的空間有限元模型，基于已有的材料疲勞損傷累積研究成果，對(duì)高速鐵路橋梁在實(shí)際運(yùn)營(yíng)過程中疲勞累積損傷引起的結(jié)構(gòu)體系剛度退化、荷載再作用時(shí)結(jié)構(gòu)性能的變化規(guī)律進(jìn)行研究。

1 有限元模型的建立

采用有限單元法，建立如圖1所示的包括鋼軌-扣件系統(tǒng)-軌道板-CA 砂漿層-混凝土底座-橋梁等主要結(jié)構(gòu)的CRTSⅡ型板式軌道梁-體模型。鋼軌視為彈性點(diǎn)支承梁，采用CHN60 軌，彈性模量取2.1×1011Pa，泊松比取0.3，容重取7 850 kg/m3，用空間梁?jiǎn)卧M。其他構(gòu)件的具體力學(xué)參數(shù)見表1。

扣件系統(tǒng)采用非線性彈簧單元模擬，根據(jù)“鐵路無縫線路設(shè)計(jì)規(guī)范”[9]中關(guān)于WJ-8型扣件縱向阻力的限值規(guī)定反推出各方向剛度。目前關(guān)于混凝土與CA砂漿層界面性能的試驗(yàn)研究較少，本文根據(jù)劉學(xué)毅等[10-11]以及德國(guó)博格公司進(jìn)行的推板試驗(yàn)，計(jì)算用于模擬界面間黏結(jié)性能的非線性彈簧的縱橫向剛度?！皟刹家荒ぁ被瑒?dòng)層摩擦因數(shù)取為0.2，同樣用非線性彈簧模擬。

表1 CRTS II型軌道結(jié)構(gòu)計(jì)算參數(shù)Table 1 Calculation parameters of CRTS II track structure

圖1 有限元模型示意圖Fig.1 Diagram of finite element model

2 結(jié)構(gòu)剛度退化分析方法的確定

2.1 荷載模式與循環(huán)作用次數(shù)的確定

2.1.1 荷載工況分析

對(duì)于自然環(huán)境中的無砟軌道結(jié)構(gòu)體系而言，除了列車循環(huán)荷載外，溫度影響十分顯著[12-14]，因此，對(duì)結(jié)構(gòu)體系施加溫度荷載或列車荷載或同時(shí)施加溫度荷載和列車荷載。溫度荷載包括豎向非線性溫度梯度與整體降溫，列車荷載僅考慮豎向靜荷載，按規(guī)范[15]選取。本文所采用的豎向非線性溫度梯度為戴公連等[16]研究得到的我國(guó)中部地區(qū)橋上CRTSⅡ型軌道結(jié)構(gòu)溫度梯度荷載模式，即

式中：θ1為距軌道板頂面不同距離處的溫度；y為距軌道板頂面的距離。

結(jié)合式(1)對(duì)結(jié)構(gòu)體系中軌道板頂施加正溫度19.45 ℃，軌道板底施加正溫度10 ℃?？紤]到CA砂漿厚度較小，因此，CA砂漿整個(gè)厚度上均施加溫度10 ℃；底座板頂與CA 砂漿黏結(jié)，所以，同樣施加10 ℃；底座板底與簡(jiǎn)支梁橋面施加正溫度5 ℃；橋梁頂板下表面施加2 ℃，橋梁頂板以下范圍保持初始狀態(tài)的0 ℃。結(jié)構(gòu)體系在整體降溫情況下，鋼軌溫度為-50 ℃，軌道系統(tǒng)溫度為-30 ℃，橋梁溫度為-20 ℃，暫不考慮橋梁與底座板材料因收縮而等效的降溫幅度。

根據(jù)TB 10621—2014“高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范”，列車豎向活載按ZK 標(biāo)準(zhǔn)活載加載，且僅單線加載。

考慮溫度作用和列車循環(huán)荷載3類作用因素的影響，本文主要計(jì)算以下4 種工況：工況1，正溫度梯度；工況2，整體降溫；工況3，單線列車荷載；工況4，整體降溫+單線列車荷載。

2.1.2 循環(huán)作用次數(shù)的確定

對(duì)列車循環(huán)作用次數(shù)計(jì)算時(shí)，假設(shè)運(yùn)營(yíng)中該橋每10 min通過1個(gè)班次，則1 d(按20 h計(jì)算)內(nèi)可以通過120班次。由于高速鐵路無砟軌道的設(shè)計(jì)使用年限為60 a，故本文將每間隔10 a作為1個(gè)服役期節(jié)點(diǎn)計(jì)算結(jié)構(gòu)體系在一定次數(shù)循環(huán)荷載作用后的受力性能，在設(shè)計(jì)年限內(nèi)，不同服役期累積的循環(huán)荷載作用次數(shù)見表2。

由于每天中不同時(shí)刻的氣溫不同，因此，作用于橋梁上的溫度梯度也因時(shí)而變。為了偏于安全計(jì)算，將任意時(shí)刻作用于結(jié)構(gòu)體系上的溫度梯度均按最大值加載，所以，本文計(jì)算中，將溫度加載的頻率等于列車荷載作用頻率。循環(huán)荷載作用次數(shù)同樣按照表2加載。

式中：Smax和Smin分別為最大和最小疲勞加載應(yīng)力；n為循環(huán)荷載作用的次數(shù)；N混凝土的疲勞壽命；EN為混凝土加載N次后剩余割線彈性模量；E0為混凝土初始彈性模量。

表2 設(shè)計(jì)時(shí)間內(nèi)不同服役期累積的循環(huán)荷載作用次數(shù)Table 2 Number of cyclic loads accumulated during different service periods during design time

2.2 循環(huán)荷載作用后材料剩余剛度的計(jì)算

國(guó)內(nèi)外研究者在大量試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上給出了眾多受壓混凝土的疲勞方程，這些疲勞方程與試驗(yàn)環(huán)境、材料性能、混凝土配合比等條件密切相關(guān)。而構(gòu)件剛度的退化程度主要由混凝土的剩余彈性模量表征，混凝土彈性模量隨疲勞次數(shù)增加的衰減規(guī)律與其強(qiáng)度退化規(guī)律類似，宋玉普[17]通過對(duì)試驗(yàn)中混凝土加載N次后剩余割線彈性模量及泊松比隨加載次數(shù)增加的變化規(guī)律進(jìn)行總結(jié)，將混凝土割線彈性模量3個(gè)階段的變化規(guī)律用回歸公式表示，見式(2)與式(3)。

由式(2)與式(3)可計(jì)算出混凝土材料在整個(gè)疲勞壽命內(nèi)彈性模量的退化規(guī)律?；炷猎谘h(huán)荷載作用下其剛度退化在整個(gè)壽命階段分為3 個(gè)階段：第1階段占疲勞壽命的10%左右，第2階段占75%左右，第3階段占15%左右。循環(huán)荷載作用次數(shù)N按照表2取值，取荷載共同作用(正梯度溫度作用+列車豎向靜活載)1次靜力加載時(shí)結(jié)構(gòu)各部位的應(yīng)力。但考慮到結(jié)構(gòu)各區(qū)域的應(yīng)力并不一致，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，將每跨簡(jiǎn)支梁分為3 段，見圖2。由于結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，故將其編號(hào)為①號(hào)段和②號(hào)段，每段內(nèi)的最大應(yīng)力與最小應(yīng)力均取該段內(nèi)的應(yīng)力平均值進(jìn)行計(jì)算。由每段內(nèi)的平均應(yīng)力計(jì)算各段材料的疲勞壽命?；谝陨戏治隹梢缘贸龌炷潦Ｓ鄰椥阅Ａ颗c循環(huán)荷載作用次數(shù)的關(guān)系，見圖3與表3。

圖2 結(jié)構(gòu)體系分段示意圖Fig.2 Division of structure system

圖3 C55混凝土剩余彈性模量與服役時(shí)間關(guān)系曲線Fig.3 Relationship between residual elastic modulus and service time of C5 5 concrete

基于上述分析可計(jì)算出簡(jiǎn)支箱梁在列車豎向靜荷載與正溫度梯度作用下的疲勞壽命N為7.8×109次。此壽命N的數(shù)量級(jí)非常大，可認(rèn)為橋梁在100 a 的服役期內(nèi)，在此荷載作用下并不會(huì)發(fā)生疲勞破壞，因此，本文在計(jì)算分析時(shí)不考慮32 m 簡(jiǎn)支梁的C50混凝土材料彈性模量隨時(shí)間的變化。同時(shí)，假設(shè)CA砂漿材料的剩余彈性模量下降規(guī)律與混凝土的變化規(guī)律一致。不同服役期內(nèi)軌道結(jié)構(gòu)混凝土與CA 砂漿的剩余彈性模量計(jì)算值見表3。由表3可看出：1)結(jié)構(gòu)支座附近受力較大，材料剩余彈性模量比跨中部位的小；2)結(jié)構(gòu)跨中部位受力較小，材料壽命較大，因此，彈性模量變化較小。

表3 材料剩余彈性模量計(jì)算結(jié)果Table 3 Calculation results of residual elastic modulus of material MPa

2.3 研究思路

首先，計(jì)算1 次靜力(結(jié)構(gòu)自重、預(yù)應(yīng)力、正梯度溫度與單線列車荷載共同作用)加載時(shí)整個(gè)結(jié)構(gòu)體系各部位的應(yīng)力水平；然后，確定出材料剛度退化曲線并根據(jù)不同服役期時(shí)的荷載作用次數(shù)構(gòu)造出N次循環(huán)加載后的等效靜力計(jì)算模型；最后，分別計(jì)算不同服役期時(shí)不同荷載工況下無砟軌道-簡(jiǎn)支橋梁結(jié)構(gòu)體系的受力性能，從而得到結(jié)構(gòu)體系在整個(gè)服役期內(nèi)的經(jīng)時(shí)性能演變規(guī)律。計(jì)算分析流程見圖4。

圖4 本文研究思路及分析流程Fig.4 Research idea and analysis processes

3 剛度退化后結(jié)構(gòu)體系受力性能分析

3.1 正梯度溫度作用下的結(jié)構(gòu)受力分析

3.1.1 結(jié)構(gòu)各層應(yīng)力分析

圖5所示為軌道板縱向壓應(yīng)力隨結(jié)構(gòu)服役時(shí)間的變化曲線。可見，軌道板在服役初始時(shí)縱向最大壓應(yīng)力為5.58 MPa，整體上，隨著結(jié)構(gòu)服役時(shí)間的增加，壓應(yīng)力逐漸減小，到結(jié)構(gòu)服役100 a 時(shí)軌道板壓應(yīng)力減小到4.51 MPa；梁端處與跨中處應(yīng)力稍有不同，但整體變化趨勢(shì)相同。壓應(yīng)力變化可分為3 個(gè)階段：第1 階段為結(jié)構(gòu)服役0～20 a，鋼軌拉應(yīng)力下降較快，占設(shè)計(jì)服役使用年限的20%；第2 階段為結(jié)構(gòu)服役20～80 a，占設(shè)計(jì)服役使用年限的60%，此階段應(yīng)力變化緩慢；最后階段為結(jié)構(gòu)服役80～100 a，應(yīng)力再次快速下降。與材料疲勞作用下剩余剛度曲線變化規(guī)律保持一致。

圖5 正溫度梯度作用下軌道板縱向壓應(yīng)力變化曲線Fig.5 Curves of longitudinal compressive stress of track plate under positive temperature gradient

CA砂漿與底座板的應(yīng)力變化見表4。從表4可見：梁端處CA 砂漿壓應(yīng)力變化較跨中應(yīng)力變化快，結(jié)構(gòu)服役后期縱向壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在跨中位置，梁端壓應(yīng)力變化率為56.80%，跨中變化率為12.76%，可見CA砂漿在梁端處受力復(fù)雜，應(yīng)力變化幅度較大，是結(jié)構(gòu)易出現(xiàn)損傷破壞的位置。底座板應(yīng)力同樣不斷減小，相比于CA 砂漿應(yīng)力，其變化率較小。

3.1.2 結(jié)構(gòu)各層變形分析

圖6所示為軌道系統(tǒng)縱向位移變化曲線。從圖6可見：每跨簡(jiǎn)支梁上軌道系統(tǒng)梁端1/4 跨范圍內(nèi)結(jié)構(gòu)剛度退化較快，跨中范圍內(nèi)剛度變化較緩慢。在正梯度溫度作用下，軌道系統(tǒng)受熱膨脹使得中部結(jié)構(gòu)在縱向上向兩邊延伸，因此，軌道系統(tǒng)的縱向位移變化可分為左右兩側(cè)，左側(cè)位移隨服役時(shí)間增加而繼續(xù)向左移動(dòng)，表現(xiàn)為位移減小，而結(jié)構(gòu)右側(cè)的位移剛好與之相反，位移改變速率明顯可分為3個(gè)階段。

表4 CA砂漿與底座板不同服役期時(shí)的壓應(yīng)力Table 4 Compressive stress of CA mortar and base plate in different service periods MPa

圖6 正溫度梯度作用下軌道系統(tǒng)縱向位移變化曲線Fig.6 Longitudinal displacement curves of track system under positive temperature gradient

圖7所示為結(jié)構(gòu)各層跨中位置豎向位移變化曲線。由于正溫度梯度作用下結(jié)構(gòu)將發(fā)生上拱變形，因此，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生向上的位移，軌道3層結(jié)構(gòu)的位移相差不大，變化規(guī)律保持同步，仍遵循3階段變化規(guī)律。從圖7也可以明顯看出結(jié)構(gòu)體系服役80 a后，結(jié)構(gòu)變形的速率顯著增大。

圖7 正溫度梯度作用下軌道系統(tǒng)豎向位移變化曲線Fig.7 Vertical displacement curve of track system under positive temperature gradient

3.2 整體降溫作用下結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

軌道系統(tǒng)在整體降溫下各層的應(yīng)力變化見圖8。從圖8可見：軌道板在降溫工況下，初始狀態(tài)所受拉應(yīng)力約10.79 MPa，在橋長(zhǎng)范圍內(nèi)變化不大，超過軌道板材料C55 混凝土的抗拉強(qiáng)度3.3 MPa；而在軌道板的實(shí)際形狀中其上表面存在假裂縫，在有限元計(jì)算分析中，通常認(rèn)為在結(jié)構(gòu)降溫工況下，軌道板的假裂縫開裂，而不影響軌道板主體的橫向斷裂。故本文通過計(jì)算認(rèn)為軌道板在降溫工況下暫時(shí)不會(huì)開裂。

而CA砂漿的縱向拉應(yīng)力在梁端處與其他各層有明顯不同，其原因主要是簡(jiǎn)支梁梁端處受力較復(fù)雜，在結(jié)構(gòu)體系服役的前60 a內(nèi)，CA砂漿拉應(yīng)力變化下降量很小，此后，該位置處的拉應(yīng)力迅速減小，相應(yīng)地，此處CA砂漿位移與相對(duì)位移迅速增大，軌道系統(tǒng)將面臨損壞的可能。

本次研究表明，治療組患者治療后在心率、舒張壓、收縮壓水平等方面明顯低于對(duì)照組，且治療組在治療過程中未出現(xiàn)肝臟和血液的毒副現(xiàn)象。這說明比索洛爾在降低患者心率及血壓方面有顯著效果，在治療老年高血壓伴心功能不全方面有積極作用，具有臨床推廣價(jià)值。

底座板縱向拉應(yīng)力同樣隨服役時(shí)間的增加不斷減小。不同之處是底座板跨中拉應(yīng)力變化幅度較兩端處拉應(yīng)力變化幅度大，而軌道與CA砂漿在梁端處的拉應(yīng)力變化幅度較跨中處的大。

3.3 單線列車荷載單獨(dú)作用下結(jié)構(gòu)受力分析

3.3.1 應(yīng)力分析

單線列車荷載下軌道系統(tǒng)縱向應(yīng)力變化曲線如圖9所示。由圖9可見：?jiǎn)尉€列車荷載作用下軌道板頂面的縱向應(yīng)力有拉應(yīng)力和壓應(yīng)力，有載側(cè)軌道板在梁端轉(zhuǎn)角處受拉，最大拉應(yīng)力為0.56 MPa，跨中部分受壓，最大壓應(yīng)力為0.28 MPa；無載側(cè)最大拉應(yīng)力為0.34 MPa，最大壓應(yīng)力為0.152 MPa；軌道板的拉壓應(yīng)力均隨結(jié)構(gòu)服役時(shí)間的增加有減小的趨勢(shì)，有載側(cè)的最大拉壓應(yīng)力減小量分別為0.08 MPa 和0.04 MPa，而無載側(cè)的應(yīng)力變化量很小，僅為0.004～0.008 MPa；對(duì)于應(yīng)力變化速率，圖9(a)中軌道板4個(gè)不同位置的應(yīng)力變化曲線均可分為3階變化階段。

圖9 單線列車荷載下軌道系統(tǒng)縱向應(yīng)力變化曲線Fig.9 Longitudinal stress curve of track system under single train load

CA砂漿的縱向應(yīng)力變化與軌道板的縱向應(yīng)力變化較相似，梁端部分受拉，跨中部分受壓，最大拉應(yīng)力為0.060 MPa，最大壓應(yīng)力為0.063 MPa；最大拉應(yīng)力隨結(jié)構(gòu)服役時(shí)間的變化量為0.040 MPa，變化率為67.67%；最大壓應(yīng)力同樣減小，減小量為0.001 MPa，變化量很小。CA 砂漿的縱向應(yīng)力隨結(jié)構(gòu)服役時(shí)間的變化曲線與其他工況下的曲線相似，在變化速率上與軌道板和底座板略有不同，仍呈3階段變化，但第3階段的開始時(shí)間提前至服役60 a時(shí)，此時(shí)CA砂漿的應(yīng)力減小速率突然增大。

底座板的縱向應(yīng)力與軌道板和CA砂漿的分布不同，底座板頂面以受壓為主，跨中部分壓應(yīng)力較小幾乎為0 MPa，并向橋梁梁端延伸逐漸增大，最大壓應(yīng)力為0.680 MPa；最大壓應(yīng)力不斷減小，減小量為0.075 MPa，曲線3個(gè)階段變化不太明顯。

3.3.2 變形分析

圖10 單線列車荷載下軌道板豎向位移變化曲線Fig.10 Vertical displacement curve of track plate under single train load

3.4 列車荷載與整體降溫作用下結(jié)構(gòu)受力分析

3.4.1 應(yīng)力分析

軌道板在結(jié)構(gòu)服役初期有載側(cè)與無載側(cè)的應(yīng)力相差不大，梁端拉應(yīng)力稍大，跨中應(yīng)力稍小，有載側(cè)、無載側(cè)最大拉應(yīng)力分別為11.28 MPa 和11.04 MPa。隨結(jié)構(gòu)服役時(shí)間增加，結(jié)構(gòu)拉應(yīng)力不斷減小，其中梁端處應(yīng)力變化量最大，跨中處應(yīng)力變化量最小。服役終態(tài)有載側(cè)與無載側(cè)軌道板的應(yīng)力同樣相差不大。由圖11(a)也可看出梁端處應(yīng)力變化曲線相互平行，跨中處應(yīng)力變化曲線相互平行，且梁端處的應(yīng)力變化量較跨中處大，4個(gè)不同位置的應(yīng)力變化曲線均可分為3個(gè)階段。

圖11 荷載共同作用下軌道系統(tǒng)應(yīng)力變化曲線Fig.11 Stress change curves of track system under multiple loads

CA砂漿的應(yīng)力變化與軌道板應(yīng)力變化稍有不同，有載側(cè)與無載側(cè)的應(yīng)力幾乎沒有區(qū)別且隨時(shí)間同步變化，梁端應(yīng)力變化最大，跨中應(yīng)力變化相對(duì)較小。在軌道系統(tǒng)的3 層結(jié)構(gòu)中，CA 砂漿梁端處的應(yīng)力變化率最大。由圖11(b)可明顯看出結(jié)構(gòu)服役60 a后CA砂漿的應(yīng)力快速變化，而跨中處應(yīng)力仍按3個(gè)階段緩慢減小。

底座板的應(yīng)力與其他2層稍有不同，底座板跨中處應(yīng)力變化比梁端處應(yīng)力變化量大，跨中處應(yīng)力仍按3 階段曲線變化，梁端處應(yīng)力變化稍有不同，先快速變化后趨于穩(wěn)定。

對(duì)比分析3層結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變化可知：結(jié)構(gòu)體系在整體降溫與列車豎向荷載共同作用下，各層結(jié)構(gòu)在有載側(cè)與無載的應(yīng)力區(qū)別很小，說明溫度作用比列車荷載對(duì)結(jié)構(gòu)的影響大。對(duì)比結(jié)構(gòu)整體降溫作用時(shí)結(jié)構(gòu)受力，在荷載共同作用下，結(jié)構(gòu)的縱向應(yīng)力僅有微小增大，可見荷載共同作用時(shí)單線列車荷載對(duì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化的貢獻(xiàn)幾乎可以忽略。

3.4.2 變形分析

圖12 荷載共同作用下軌道板豎向位移變化曲線Fig.12 Vertical displacement curves of track plate under multiple loads

經(jīng)計(jì)算，結(jié)構(gòu)體系在有載側(cè)與無載側(cè)的豎向位移差別較明顯，有載側(cè)鋼軌的最大位移在集中力作用處的位移為-5.56 mm，軌道其他層的最大位移為-3.68 mm，無載側(cè)最大位移僅-1.35 mm。圖12所示為荷載共同作用下軌道板的豎向位移變化。從圖12可見：豎向位移與其他有單線列車豎向荷載作用時(shí)的基本一致，豎向位移隨結(jié)構(gòu)剛度的退化稍有減小且減小變化曲線按變化速率均可分為3個(gè)階段，兩側(cè)變化曲線保持平行，豎向位移增量相同。可見單線列車荷載的存在僅影響結(jié)構(gòu)初始狀態(tài)的變形，結(jié)構(gòu)體系左右側(cè)受力性能在剛度退化過程中的變化幾乎保持同步。

4 結(jié)論

1)結(jié)構(gòu)體系在正梯度溫度作用與列車荷載單獨(dú)作用下，軌道各層結(jié)構(gòu)縱向以受壓為主，在整體降溫作用下，軌道各層結(jié)構(gòu)縱向以受拉為主；隨服役時(shí)間增加，軌道體統(tǒng)各層應(yīng)力有所減??；結(jié)構(gòu)各層的縱向位移在兩側(cè)1/4 位置處變化較敏感，隨結(jié)構(gòu)服役時(shí)間增加，縱向位移在1/4跨處不斷增加或減小，豎向位移在跨中處最大且不斷增大。

2)隨結(jié)構(gòu)服役時(shí)間增長(zhǎng)，結(jié)構(gòu)應(yīng)力、位移變化較小，但在其變化曲線上可明顯看出其變化速率多數(shù)可以分為3個(gè)階段：第1階段為結(jié)構(gòu)服役初期的0～20 a，結(jié)構(gòu)應(yīng)力和位移變化較快；第2 階段為結(jié)構(gòu)服役20～80 a，結(jié)構(gòu)應(yīng)力和位移仍保持原來趨勢(shì)但變化速率均勻緩慢；最后階段為服役80～100 a，結(jié)構(gòu)應(yīng)力和位移再次快速增大。這與材料彈性模量下降曲線的3個(gè)階段變化規(guī)律基本一致。而CA 砂漿層的縱向應(yīng)力稍有不同，在服役60 a時(shí)應(yīng)力將快速變化直至服役結(jié)束。

3)結(jié)構(gòu)體系在整體降溫與列車豎向荷載共同作用時(shí)，在同一個(gè)服役時(shí)間點(diǎn)，軌道系統(tǒng)在有載側(cè)與無載側(cè)的縱向應(yīng)力相差不大，軌道系統(tǒng)的縱向應(yīng)力隨時(shí)間不斷減小。結(jié)構(gòu)體系在有載側(cè)與無載側(cè)的初始變形差別較大，單變化趨勢(shì)始終保持同步。