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    CRTS Ⅱ型板式無砟軌道水平推板試驗(yàn)及仿真

    2022-05-18 08:17:18劉學(xué)文谷永磊劉鈺
    中國鐵路 2022年2期
    關(guān)鍵詞:縮尺推板內(nèi)聚力

    劉學(xué)文, 谷永磊, 劉鈺

    (1.京滬高速鐵路股份有限公司,北京 100038;2.京滬高速鐵路股份有限公司 設(shè)備安全部,北京 100038;3.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,四川 成都 610031)

    0 引言

    CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)主要由鋼軌、扣件、軌道板、水泥乳化瀝青砂漿(簡稱CA 砂漿)層和底座板/支承層等組成[1],軌道板和底座板/支承層為鋼筋混凝土和混凝土材料,兩層之間由CA 砂漿填充、固化,形成多層異質(zhì)材料復(fù)合薄板結(jié)構(gòu)(見圖1)。CA 砂漿層與軌道板和底座板/支承層之間的界面保持良好黏結(jié)性能,是CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)保持穩(wěn)定性和耐久性的關(guān)鍵。層間界面黏結(jié)不均勻或不充分將影響結(jié)構(gòu)層間應(yīng)力分布狀態(tài)和傳遞規(guī)律。在溫度反復(fù)作用及列車荷載循環(huán)沖擊下,層間界面一旦發(fā)生黏結(jié)失效,因界面應(yīng)力不連續(xù)、不均勻引起的應(yīng)力集中必然導(dǎo)致層間離縫進(jìn)一步發(fā)展[2],造成軌道結(jié)構(gòu)出現(xiàn)不可修復(fù)的破壞甚至失穩(wěn),危及軌道服役安全。

    圖1 CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)示意圖

    為掌握CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)層間界面力學(xué)特性,國內(nèi)外學(xué)者已開展諸多試驗(yàn)研究。主要通過縮尺試驗(yàn)和實(shí)尺試驗(yàn),獲得界面強(qiáng)度或力-位移關(guān)系曲線,前者主要包括小試件拉伸和剪切試驗(yàn)[3],利用數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)技術(shù),獲得試件的界面力-位移關(guān)系[4-7];后者主要包括橫向和縱向推板試驗(yàn)[3,8],獲得單塊軌道板橫向和縱向力-位移關(guān)系曲線。此外,開展考慮材料壓縮變形影響的推板試驗(yàn),沿軌道板縱向布置5 個(gè)位移測點(diǎn),獲得不同位置處界面力-位移關(guān)系曲線[9]。還研究了軌道板底拉毛、刷涂界面劑等施工工藝對(duì)界面力-位移關(guān)系的影響[10-11]。近年來,內(nèi)聚力模型被廣泛應(yīng)用于層間界面損傷研究中,探究界面損傷機(jī)理及演變過程[4-5,12-13],分析內(nèi)聚力模型參數(shù)對(duì)界面剪切破壞的影響,提出界面損傷的修復(fù)措施[14]。

    綜上所述,縮尺模型試驗(yàn)可通過大量試件樣本快速獲得界面強(qiáng)度、剛度、斷裂韌度等關(guān)鍵參數(shù),試驗(yàn)成本較低,但試件尺寸效應(yīng)明顯,難以獲得準(zhǔn)確的力-位移關(guān)系,測得的參數(shù)離散性大,準(zhǔn)確性和可靠性無法保證。實(shí)尺模型試驗(yàn)可在很大程度上減小尺寸效應(yīng),消除界面局部不連續(xù)、不均勻造成的試驗(yàn)結(jié)果偏差,且測得的參數(shù)更接近工程實(shí)際應(yīng)用,但實(shí)尺模型試驗(yàn)很難測得界面法向力學(xué)性能參數(shù),且對(duì)試驗(yàn)場地、試驗(yàn)設(shè)備要求高,試驗(yàn)成本很大,無法大量開展。目前國內(nèi)外已完成的縮尺和實(shí)尺模型試驗(yàn)缺乏必要的理論支撐,得到的層間界面法向和切向力學(xué)性能關(guān)鍵參數(shù)缺乏理論依據(jù)和試驗(yàn)驗(yàn)證,將這些參數(shù)用于層間界面損傷機(jī)理及演變規(guī)律研究,能否獲得可靠的、具有實(shí)際工程應(yīng)用價(jià)值的結(jié)果尚未可知。在此,基于斷裂力學(xué)理論中的雙線性內(nèi)聚力本構(gòu)模型,開展CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)的縮尺、實(shí)尺水平推板試驗(yàn),將試驗(yàn)獲得的內(nèi)聚力模型參數(shù)用于模擬仿真計(jì)算,模擬了水平推板試驗(yàn)全過程。最后,通過實(shí)尺試驗(yàn)和模擬仿真計(jì)算兩者所得界面力-位移關(guān)系的對(duì)比分析,驗(yàn)證了推板試驗(yàn)原理和試驗(yàn)結(jié)果的可靠性,提出了層間界面合理的力-位移關(guān)系曲線和內(nèi)聚力模型參數(shù)的建議取值范圍,為CRTS Ⅱ型板式無砟軌道建模計(jì)算和實(shí)際工程應(yīng)用提供了理論參考。

    1 雙線性型內(nèi)聚力本構(gòu)關(guān)系

    基于斷裂力學(xué)理論,根據(jù)層間界面的相對(duì)位移,界面損傷的主要原因有純拉伸、純剪切及混合加載。三維漸進(jìn)損傷分析方法可準(zhǔn)確描述法向和切向應(yīng)力混合加載引起層間界面損傷的發(fā)展過程。計(jì)算中采用Quads準(zhǔn)則判斷層間界面損傷:

    圖2 層間界面損傷過程及加載路徑示意圖

    圖2中,初始加載路徑的斜率為層間界面法向和切向剛度En、Es,二次加載路徑的斜率為界面損傷后的法向和切向剛度(1 -D)En、(1 -D)Es。圖中、分別為純拉伸、純剪切導(dǎo)致?lián)p傷發(fā)生時(shí)的法向和切向位移;為純拉伸、純剪切導(dǎo)致界面黏結(jié)失效時(shí)的法向和切向位移。GIC、GIIC為純拉伸和純剪切時(shí)的界面斷裂韌度,量值等于三角形的面積,即或總剛度損傷為:

    式中:當(dāng)表現(xiàn)為純法向損傷時(shí),m=n;當(dāng)表現(xiàn)為純切向損傷時(shí),m=s。初始加載時(shí),力-位移關(guān)系沿“加載”應(yīng)力路徑不斷增大,達(dá)到峰值時(shí),層間界面發(fā)生損傷;然后,損傷不斷發(fā)展,達(dá)到一定階段時(shí)卸載,力-位移關(guān)系由“卸載”路徑返回至0 點(diǎn),此路徑也是“二次加載”的應(yīng)力路徑。以此類推,每加載1 次,δm就更接近層間黏結(jié)失效的臨界位移。

    2 水平推板試驗(yàn)

    2.1 縮尺試驗(yàn)

    首先開展CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)水平推板縮尺試驗(yàn),試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)示意見圖3??s尺試驗(yàn)樣本為5 組。每組樣本從上到下依次為混凝土試件、CA 砂漿層、底座板,混凝土試件尺寸為0.60 m(長)×0.20 m(寬)×0.20 m(高)。試驗(yàn)階段測試5 組樣本,測試時(shí)間為CA 砂漿澆筑后28 d。開展試驗(yàn)時(shí),加載位置位于混凝土試件橫截面中心,2個(gè)位移計(jì)分別布置于混凝土試件左右兩端。水平推板縮尺試驗(yàn)現(xiàn)場布置見圖4。

    圖3 水平推板縮尺試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)示意圖

    圖4 水平推板縮尺試驗(yàn)現(xiàn)場布置圖

    縮尺試驗(yàn)中,有3 組樣本未測得有效的力-位移關(guān)系曲線,僅得到層間黏結(jié)破壞時(shí)的最大推力FH,用FH除以黏結(jié)面積,即可求得。其余2組樣本編號(hào)為C11和C14的力-位移關(guān)系曲線中,F(xiàn)H達(dá)到最大值時(shí)的切向位移即為界面損傷萌生時(shí)的臨界位移,將力-位移關(guān)系曲線接近水平直線時(shí)的位移視為層間離縫時(shí)的臨界切向位移,根據(jù)和求得Es、、GIIC。測得的水平推板縮尺試驗(yàn)力-位移關(guān)系曲線見圖5,計(jì)算所得水平推板縮尺試驗(yàn)內(nèi)聚力參數(shù)見表1。

    圖5 水平推板縮尺試驗(yàn)力-位移關(guān)系曲線

    表1 水平推板縮尺試驗(yàn)內(nèi)聚力參數(shù)

    2.2 實(shí)尺試驗(yàn)

    水平推板實(shí)尺試驗(yàn)見圖6。首先在軌道板與反力墻之間預(yù)留一定距離,以滿足布置鋼梁、安裝千斤頂及壓力傳感器的需要;然后通過液壓千斤頂對(duì)軌道板施加縱向水平推力,由壓力傳感器測得縱向水平推力,由位移傳感器測得軌道板縱向位移;最后施加縱向水平推力直至軌道板與CA 砂漿層之間的層間黏結(jié)破壞,獲得剪切應(yīng)力-位移關(guān)系曲線。

    圖6 水平推板原位實(shí)尺試驗(yàn)

    實(shí)尺試驗(yàn)中,3 組樣本未測得有效的力-位移關(guān)系曲線,僅得到層間離縫時(shí)的最大推力FH,除以黏結(jié)面積,即可求得。由于層間離縫時(shí)FH達(dá)最大值時(shí)的位移比界面損傷萌生時(shí)的臨界位移δ0s大,因此,其余2組樣本無法直接得到界面法向內(nèi)聚力參數(shù)Es、、GIIC,該2 組樣本得到的力-位移關(guān)系曲線見圖7,識(shí)別出和,即可求得,進(jìn)而算得Es、GIIC,所得內(nèi)聚力參數(shù)見表2。

    圖7 單塊軌道板水平推板實(shí)尺試驗(yàn)結(jié)果

    表2 水平推板實(shí)尺試驗(yàn)內(nèi)聚力參數(shù)

    2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

    (1)對(duì)比實(shí)尺試驗(yàn)和縮尺試驗(yàn)結(jié)果,可知差異不大,縮尺試驗(yàn)為實(shí)尺試驗(yàn)的2倍以上,實(shí)尺試驗(yàn)得到的其余內(nèi)聚力參數(shù)均大于縮尺試驗(yàn)結(jié)果,其中,Es約為縮尺試驗(yàn)的2~3倍,約為縮尺試驗(yàn)的2倍,GIIC約為縮尺試驗(yàn)的2~7倍。對(duì)比分析可知,實(shí)尺試驗(yàn)和縮尺試驗(yàn)結(jié)果存在差異,但差異的倍數(shù)關(guān)系基本一致,根據(jù)模型試驗(yàn)的相似準(zhǔn)則,縮尺試驗(yàn)結(jié)果具有一定的合理性和可靠性。由于開展原位實(shí)尺試驗(yàn)成本太高,實(shí)驗(yàn)過程復(fù)雜,結(jié)果可控性差,因此,可開展縮尺試驗(yàn)獲取層間界面內(nèi)聚力參數(shù)。

    (2)國內(nèi)外同類研究給出的不同尺寸試驗(yàn)切向內(nèi)聚力參數(shù)擬合結(jié)果匯總見表3。從表中可以看出,縮尺試驗(yàn)的最大切向應(yīng)力可達(dá)1.000 0 MPa,約為實(shí)尺試驗(yàn)的25 倍;損傷萌生的位移為0.015 0 mm,約為實(shí)尺試驗(yàn)的1/3;縮尺試驗(yàn)測得的切向剛度可達(dá)實(shí)尺試驗(yàn)的70 倍,約為70 000 MPa/m。對(duì)于斷裂能,縮尺試驗(yàn)與實(shí)尺試驗(yàn)相差較小,為10.0~70.0 J/m2。京滬高速鐵路股份有限公司(簡稱京滬公司)推板試驗(yàn)得到的界面剛度較大,最大的切向應(yīng)力為0.036 5~0.073 0 MPa,為其他組試驗(yàn)值的3~6 倍;而損傷萌生的位移為0.025 0~0.050 0 mm,較其他試驗(yàn)值小。德國馬克斯·博格公司(簡稱博格公司)的層間界面切向剛度為30 MPa/m,約為京滬公司的1/50;最大切向應(yīng)力為0.024 0 MPa,與京滬公司的差異較?。粨p傷萌生的位移為0.800 0 mm,為京滬公司的16 倍;CA 砂漿界面可延展至3.000 mm,是京滬公司的1.5 倍。可以看出,相比于京滬公司采用的CA 砂漿,博格公司CA 砂漿的切向性能在損傷萌生位移和離縫萌生位移均表現(xiàn)出一定優(yōu)勢。根據(jù)表3 中的推板試驗(yàn)實(shí)測數(shù)據(jù),給出我國CRTS Ⅱ型板式無砟軌道層間界面的切向界面剛度建議值,為500 ~1 500 MPa/m;切向強(qiáng)度建議取值0.02 ~0.07 MPa;切向斷裂韌度建議取值10.0 ~30.0 J/m2。

    表3 不同尺寸試驗(yàn)切向內(nèi)聚力參數(shù)擬合結(jié)果匯總

    3 水平推板試驗(yàn)數(shù)值仿真

    3.1 建立模型

    為驗(yàn)證水平推板試驗(yàn)獲得的力-位移關(guān)系和內(nèi)聚力參數(shù),建立CRTS Ⅱ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)三維漸進(jìn)損傷分析模型,對(duì)水平推板實(shí)尺試驗(yàn)的層間界面損傷過程進(jìn)行模擬。水平推板試驗(yàn)全過程反演分析模型見圖8,模型主要由軌道板、CA 砂漿層和底座板組成。軌道板長6.45 m,寬2.55 m,底座板寬3.25 m。各層厚度見圖8中剖面圖。建模時(shí),軌道板、CA 砂漿層及底座板均采用C3D8R 單元模擬,軌道板與CA 砂漿層、CA 砂漿層與底座板之間的層間界面均采用內(nèi)聚力單元COH3D8模擬。

    圖8 水平推板試驗(yàn)全過程反演分析模型

    3.2 數(shù)值仿真

    軌道板、CA 砂漿層和底座板的彈性模量分別為3.60×104、1.00×104MPa 和2.20×104MPa,密度分別為2 500、1 950 kg/m3和2 400 kg/m3。加載時(shí)沿軌道板縱向逐級(jí)施加1 mm 位移荷載。層間界面初始狀態(tài)均為完全黏結(jié),即界面無損傷,底座板底面節(jié)點(diǎn)全約束。在水平推力作用下,軌道板縱向位移從0 mm 增至1 mm時(shí),界面縱向剪應(yīng)力沿軌道板縱向分布規(guī)律見圖9,總剛度損傷沿軌道板縱向變化規(guī)律見圖10。

    圖9 界面縱向剪應(yīng)力沿軌道板縱向分布規(guī)律

    圖10 總剛度損傷沿軌道板縱向變化規(guī)律

    3.2.1 軌道結(jié)構(gòu)層間界面剪應(yīng)力變化過程

    由圖9 和圖10 可知,軌道結(jié)構(gòu)層間界面剪應(yīng)力變化過程主要分4個(gè)階段:

    (1)軌道板縱向位移為0.05 mm 時(shí),受荷近端0~0.62 m 剪應(yīng)力達(dá)到最大值0.037 0 MPa,該范圍總剛度損傷很小,由0.2 降至0.0,即層間界面的大部分區(qū)域尚未發(fā)生損傷。剪應(yīng)力沿縱向傳遞至受荷遠(yuǎn)端,在0.60 ~6.45 m 逐漸呈非線性降低,遠(yuǎn)端剪應(yīng)力為0.008 0MPa。

    (2)軌道板縱向位移為0.05 ~0.15 mm 時(shí),最大剪應(yīng)力約為0.037 0 MPa,層間界面開始損傷且逐漸發(fā)展至整個(gè)界面。

    (3)軌道板縱向位移為0.15 ~1.00 mm 時(shí),層間界面剪應(yīng)力逐漸降低,層間界面損傷區(qū)域隨軌道板縱向位移增大而逐漸增加。

    (4)當(dāng)軌道板縱向位移大于1.00 mm時(shí),剪應(yīng)力降低至0.004 0 MPa,層間黏結(jié)失效。

    3.2.2 縱向水平推板試驗(yàn)過程

    分析可知,縱向水平推板試驗(yàn)過程可分為3 個(gè)階段:

    (1)無損傷階段。層間界面剪應(yīng)力非均勻分布,且沿受荷近端至遠(yuǎn)端逐漸降低。

    (2)部分損傷階段。隨縱向位移不斷增加,層間界面剪應(yīng)力逐漸趨于均勻分布,當(dāng)整個(gè)界面受最大剪應(yīng)力均勻作用時(shí),層間界面損傷萌生。

    (3)完全損傷階段。隨均勻分布的界面剪應(yīng)力不斷下降,損傷不斷發(fā)展,直至層間離縫。

    將水平推板實(shí)尺試驗(yàn)和仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比(見圖11)。可知,仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高,在無損傷階段,均呈明顯線性;在出現(xiàn)損傷后,仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果差異逐漸減小。

    圖11 水平推板實(shí)尺試驗(yàn)和仿真結(jié)果對(duì)比

    3.3 仿真結(jié)果分析

    分析不同界面切向剛度和斷裂韌度時(shí),界面剪應(yīng)力和軌道板縱向無損傷區(qū)段長度的關(guān)系;分析不同界面切向剛度的影響時(shí),切向強(qiáng)度固定取值為0.04 MPa,斷裂韌度為21.0 J/ m2,界面剛度分別為30、100、1 000、5 000 MPa/m;分析不同斷裂韌度的影響時(shí),切向強(qiáng)度固定取值為0.04 MPa,切向剛度為1 000 MPa/m,斷裂韌度分別為5.0、10.0、20.0、40.0 J/m2。

    界面切向剛度對(duì)無損傷區(qū)范圍的影響見圖12,斷裂韌度對(duì)損傷區(qū)范圍的影響見圖13。根據(jù)圖12,不同界面切向剛度對(duì)應(yīng)的無損傷區(qū)段等效長度分別約為40.0、30.0、12.0、6.5 m;無損傷區(qū)段長度隨著界面切向剛度增大而逐漸越??;當(dāng)界面切向剛度為30 MPa/m時(shí),無損傷區(qū)段長度約為6塊軌道板長度,是界面切向剛度為1 000 MPa/m 時(shí)的5.6 倍。根據(jù)圖13,損傷區(qū)段長度隨斷裂韌度增大而逐漸增加??梢哉J(rèn)為,界面切向剛度越大,界面應(yīng)力不均勻性越明顯;隨著斷裂韌度的增大,損傷區(qū)段長度不斷增加。

    圖12 界面切向剛度對(duì)無損傷區(qū)范圍的影響

    圖13 斷裂韌度對(duì)損傷區(qū)范圍的影響

    4 結(jié)論

    基于水平推板縮尺、實(shí)尺試驗(yàn),獲得了CRTS Ⅱ型板式無砟軌道層間界面切向力-位移本構(gòu)關(guān)系,得到切向內(nèi)聚力參數(shù)。并借助數(shù)值仿真,對(duì)水平推板實(shí)尺試驗(yàn)全過程進(jìn)行模擬,得到以下結(jié)論:

    (1)開展水平推板縮尺、實(shí)尺試驗(yàn),得到了層間界面切向力-位移關(guān)系曲線。通過試驗(yàn)獲得的力-位移關(guān)系曲線,可得到層間損傷萌生和層間黏結(jié)破壞時(shí)的臨界位移,進(jìn)而得到界面強(qiáng)度、界面剛度和斷裂韌度。

    (2)實(shí)尺試驗(yàn)可在很大程度上減小試驗(yàn)樣本的施工質(zhì)量、結(jié)構(gòu)尺寸、加載條件等因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響,故能獲得較好的試驗(yàn)結(jié)果,但成本太高不宜大量開展??s尺試驗(yàn)樣本成本較低,可大量開展,獲得內(nèi)聚力模型參數(shù)范圍,但試驗(yàn)結(jié)果合理性需進(jìn)一步驗(yàn)證。高速鐵路實(shí)際工程中,通常采用實(shí)尺和縮尺試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證,來獲得模擬仿真計(jì)算中內(nèi)聚力參數(shù)的最優(yōu)取值。

    (3)界面切向剛度越大,層間變形協(xié)調(diào)能力越弱,界面損傷的非均勻性越顯著,越容易出現(xiàn)應(yīng)力集中;斷裂韌度越大,軌道板越不容易出現(xiàn)離縫。

    (4)通過仿真和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析,得到內(nèi)聚力模型參數(shù)的合理取值:界面切向剛度800~1 000 MPa/m,切向強(qiáng)度0.03~0.04 MPa,切向斷裂韌度10.0~20.0 J/m2。

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