高速鐵路解鎖后縱連式無砟軌道縱向溫度應力及界面損傷研究

蔣典佑，林錦鎮(zhèn)，曹毅杰，劉 鈺，孫曉丹，楊懷志，朱星盛

(1.西南交通大學土木工程學院,成都 610031; 2.京滬高速鐵路股份有限公司,北京 100038)

引言

縱連板式無砟軌道作為我國主要的軌道結構形式之一,在京津、京滬、京廣等高速鐵路上廣泛運用。在運營過程中受極端氣候條件的影響,軌道結構發(fā)生了不同程度的損傷,主要表現(xiàn)為:CA砂漿層離縫、板間接縫擠碎或拉裂、支撐層擠壓斜裂和軌道板上拱等現(xiàn)象[1-5],其中夏季持續(xù)高溫時軌道板上拱病害較為突出,軌道板上拱會破壞線路平順性,嚴重時直接影響高速列車的運行安全。

目前,針對縱連式無砟軌道板上拱病害機理的研究已較為深入。針對極端高溫天氣軌道板的上拱問題,文獻[6]分析了軌道板上拱的最不利整體溫升,并提出不同因素對上拱發(fā)生臨界整體溫升的影響,為上拱病害整治提供理論依據(jù)。文獻[7]針對不同層間黏結狀態(tài)與不同板間接縫狀態(tài)的軌道結構,開展了軌道板板端上拱變形影響規(guī)律研究。文獻[8]研究分析了軌道板上拱的成因及其對鋼軌變形的影響。文獻[9]對縱連板式無砟軌道結構失穩(wěn)臨界整體溫度及軌道結構穩(wěn)定性影響因素展開了研究。以上研究,均將溫度荷載作為分析軌道板上拱病害機理的重要影響因素,對整治上拱病害的產(chǎn)生機理進行了探索,為其整治措施提供了理論依據(jù)。對于板式無砟軌道上拱病害的整治措施,往往通過植筋的方式對既有結構加固和補強[10-14],而對于已經(jīng)發(fā)生上拱病害的區(qū)段,現(xiàn)場處理方法為鑿除寬窄接縫釋放軌道板溫度應力,待軌道板恢復后再重新澆筑寬窄接縫和填補CA砂漿[15]。然而,上述整治措施并未從根本上解決縱連式軌道板的上拱問題。

為降低極端天氣下軌道板的溫度應力,從改變軌道結構體系的角度解決軌道板上拱問題,部分研究提出改變縱連板式無砟軌道結構體系的優(yōu)化方案,將現(xiàn)有縱連體系轉變?yōu)槿蹩v連體系[16-17]或單元體系[18-20]。其中,單元體系借鑒了CRTSⅠ型或CRTSⅢ型板式無砟軌道,如采用單元軌道板并輔以限位凸臺進行縱橫向限位,或采用多塊單元軌道板共用一塊縱連底座板,以此方式疏導縱連板式無砟軌道結構的溫度應力。解鎖為單元體系時,具體實施方式為移除寬窄接縫、解鎖張拉鎖件并移除板間接縫位置處砂漿層,如圖1所示。此種方式符合溫度力釋放要求,可達到控制軌道板上拱的目的。

圖1 解鎖后縱連式無砟軌道示意Fig.1 Diagram of longitudinally connected ballastless track after unlocking

為探究整體溫升作用下,部分解鎖后縱連板式無砟軌道縱向應力分布及釋放效果和層間界面損傷演化規(guī)律,建立部分解鎖后的軌道結構有限元計算模型,分析解鎖后軌道結構的層間損傷演化過程和建立整體溫升與軌道結構層間離縫面積的關系,并通過與未解鎖軌道結構的溫度應力進行對比得出解鎖后軌道結構溫度應力的釋放效果,同時探討解鎖后軌道結構層間界面損傷對溫度應力分布形式及演變規(guī)律的影響。

1 建立解鎖后軌道結構有限元模型

利用ABAQUS建立解鎖后CRTSⅡ型板式無砟軌道結構計算模型,解鎖節(jié)段長度為3塊軌道板,如圖2所示。模型采用1.5塊+1.5塊軌道板的布置形式,模型兩端設置對稱約束。模型由鋼軌、扣件、軌道板、CA砂漿層、底座板和基礎組成。模型取軌道板寬2 550 mm,長6 450 m;底座板寬2 950 mm,長19 450 mm。軌道板厚200 mm,底座板厚200 mm,CA砂漿層厚30 mm。解鎖位置如圖2(c)所示,去除的寬接縫縱向長210 mm,去除的窄接縫縱向長50 mm,去除的寬窄接縫厚度均為100 mm?；A面寬3 950 mm,高度不計。軌道板結構各部件詳細參數(shù)見表1。

表1 CRTSⅡ型板式無砟軌道主要結構參數(shù)Table 1 Structure parameter of CRTSⅡ slab ballastless track

圖2 解鎖后軌道結構有限元模型示意(單位:mm)Fig.2 Finite element model of ballastless track after unlocking (unit: mm)

建模時,鋼軌、軌道板、CA砂漿層、底座板及基礎均采用實體單元模擬;其中鋼軌和軌道板由扣件連接,扣件采用彈簧單元模擬,扣件垂向、橫向剛度均為25 kN/mm,每組扣件縱向阻力15 kN,彈塑性臨界點2 mm;軌道板與CA砂漿層之間的界面采用厚1 mm的內(nèi)聚力單元模擬。由于縱向連接鋼筋對寬窄接縫存在約束作用,寬窄接縫兩側與軌道板設置為綁定約束。窄接縫與CA砂漿層、基礎面與底座板的接觸屬性均設為面面接觸,其中,法向為硬接觸,切向摩擦系數(shù)設為0.3。軌道結構模型縱向兩端設置為對稱約束,基礎設置為剛體,基礎底部設置為全約束,扣件約束其三向轉動。當層間界面產(chǎn)生離縫時,層間接觸屬性同樣設為面面接觸。本模型中整體溫升荷載僅作用于基礎以上的軌道結構。

為描述軌道板與CA砂漿層的層間界面力-位移關系,采用圖3所示的雙線性內(nèi)聚力模型;假定層間界面切向性能均勻連續(xù),其法向和切向內(nèi)聚力參數(shù)參照文獻[1],列于表2。

表2 雙線性內(nèi)聚力模型參數(shù)Table 2 Parameters of bilinear cohesive zone model

圖3 雙線性內(nèi)聚力模型Fig.3 Bilinear cohesive zone model

2 解鎖后層間損傷演化分析

部分解鎖后,軌道板由縱連體系轉變?yōu)閱卧w系,軌道結構層間關系仍沿用了解鎖前的黏結條件,且軌道板縱向約束除鋼軌外仍由層間黏結提供,因此,整體溫升下層間損傷演化過程直接關系到解鎖后軌道結構的適用性。

圖4為整體溫升下層間損傷的演化過程,圖示右側虛線為解鎖位置,由于層間損傷關于解鎖位置中心對稱分布,故圖中取左側軌道結構的層間損傷展示,其中整體溫升2 ℃為層間損傷產(chǎn)生的臨界條件,整體溫升13 ℃為解鎖后軌道結構層間離縫產(chǎn)生的臨界條件。由圖4可知,當整體溫升達到2 ℃時層間損傷首先在靠近解鎖位置的軌道板板端產(chǎn)生;隨著整體溫升升高,層間損傷逐漸向遠離解鎖位置方向擴展,而當整體溫升達到13 ℃時,解鎖位置板端處的層間黏結失效并產(chǎn)生離縫。軌道結構層間離縫由板端向遠離解鎖位置方向不斷擴展,且當距解鎖位置最近的軌道板層間離縫面積達到一定程度時,層間離縫由寬窄接縫向兩側擴展。

圖4 整體溫升下層間損傷演化過程Fig.4 Evolution of interface damage under temperature load

圖5中縱向位移差為靠近解鎖位置的軌道板板端底面與底座板表面的縱向位移差值,離縫面積為軌道板層間界面黏結失效面積總和。由圖5可知,在整體溫升由13 ℃上升至18 ℃區(qū)間內(nèi),層間離縫面積增長速率最大;當整體溫升達到18 ℃以上時,離縫面積增長速率放緩。由圖5中縱向位移差值可知,當整體溫升為13 ℃時,縱向位移差達到1 mm,而1 mm則是層間黏結性能失效的臨界條件。這表明,部分解鎖后軌道結構層間離縫是由于軌道板和底座板縱向位移差過大而導致的。解鎖后的軌道結構在整體溫升作用下,層間離縫產(chǎn)生的臨界整體溫升較低,且在13～18 ℃區(qū)間內(nèi)層間離縫面積增長明顯。

圖5 整體溫升下縱向位移差與離縫面積曲線Fig.5 Longitudinal displacement difference and curve of separation area under temperature load

結合圖4和圖5分析可知,由于解鎖后的縱連式軌道板板端缺少了寬窄接縫的縱向約束,而底座板仍為長縱連體系,整體溫升作用下使得軌道板和底座板縱向位移差值隨著整體溫升的升高而不斷增大,縱向位移差過大是造成其層間離縫產(chǎn)生的主要原因;同時,整體溫升大于18 ℃時,由于靠近解鎖位置的軌道板層間界面出現(xiàn)大面積離縫,未離縫區(qū)域層間界面損傷系數(shù)也已達到0.9以上,而遠離解鎖位置的軌道板由寬窄接縫提供軌道板縱向約束;此時,由于寬窄接縫與底座板之間的摩擦接觸提供軌道板一定縱向約束,且由于靠近解鎖位置軌道結構已產(chǎn)生離縫,其縱向約束較小變形相對自由,故此軌道結構層間離縫面積增長速率放緩。

綜上所述,部分解鎖后軌道板和CA砂漿層由縱連體系轉變?yōu)閱卧w系,其縱向約束強度大幅降低,而底座板仍為縱連體系,解鎖后軌道板底面和底座板表面縱向位移差隨著整體溫升增加而不斷增長,這使得軌道結構層間損傷、離縫產(chǎn)生的臨界整體溫升過低;且在整體溫升13～18 ℃區(qū)間內(nèi),軌道結構層間離縫面積增長顯著;解鎖后軌道結構縱向約束條件由于層間離縫面積的擴展,縱向約束強度隨之不斷降低。因此,為使解鎖后軌道結構更加穩(wěn)定,建議在解鎖同時施加限位措施,以此控制軌道結構各層縱向位移差,并達到提升層間損傷的臨界整體溫升的目的。

3 解鎖后溫度應力釋放效果

3.1 軌道板溫度應力釋放效果

為探討部分解鎖對軌道板溫度應力的釋放效果,本節(jié)以軌道板縱向應力為研究對象,對比分析解鎖和未解鎖狀態(tài)下軌道板縱向應力,結合層間界面損傷演化規(guī)律,分析不同整體溫升作用下軌道板縱向應力分布形式規(guī)律。

表3為整體溫升作用下軌道結構解鎖前后軌道板表面、底面縱向應力最值匯總。由表3可知,隨著整體溫升升高,軌道板降幅逐漸增大,溫度應力疏導效果越來越顯著。當整體溫升為10 ℃時,解鎖后軌道板表面、底面縱向應力最大值的降幅最低,此時層間界面尚未產(chǎn)生離縫,其軌道結構的層間界面黏結性能較好;此時軌道板底面的縱向應力降低了2.19 MPa,降幅54.7%,這表明解鎖可大幅釋放縱連式軌道板的溫度應力。

表3 整體溫升下軌道板縱向應力最值 MPaTable 3 Maximum longitudinal stress of track slab under overall rail tempreture

當整體溫升為50 ℃時,軌道板縱向應力降幅最大,軌道板表面縱向應力最值由未解鎖時的18.3 MPa降低至0.83 MPa,降幅為95.5%;由上節(jié)分析可知,此時軌道結構層間界面存在大面積離縫,其軌道結構縱向約束相較于整體溫升10 ℃時發(fā)生了改變,因此,軌道板縱向應力的釋放量來自于軌道結構體系的改變和層間界面損傷。

圖6為不同整體溫升下軌道板表面、底面縱向應力分布曲線,其提取路徑為軌道結構各層橫向中心由解鎖位置向兩側延伸。不同整體溫升作用下,軌道板縱向應力最大值和軌道板上下表面縱向應力差值最大值均出現(xiàn)在遠離解鎖位置的軌道板縱向中心。

圖6 軌道板縱向應力分布曲線Fig.6 Longitudinal stress curve of track slab

由圖6可知,解鎖后,不同整體溫升下軌道板的板表面、底面縱向應力分布形式不同,這是由于軌道結構層間界面損傷隨著整體溫升升高而不斷擴展,使得不同整體溫升對應的軌道板縱向約束條件不同。結合第2節(jié)層間損傷演化分析結果可知,整體溫升越高,層間界面對軌道板的縱向約束越小,故10～18 ℃時,層間離縫面積迅速擴展,軌道板縱向應力發(fā)生重分布。

圖7為整體溫升作用下,解鎖后解鎖位置軌道板板端、軌道板中心和靠近寬窄接縫處板端的軌道板底面縱向應力及層間界面損傷系數(shù)的變化曲線,其中實線代表了該位置軌道板底面縱向應力值,虛線為該位置層間界面損傷系數(shù)。如圖7所示,軌道結構不同位置層間界面損傷產(chǎn)生的臨界整體溫升與軌道板底面縱向應力達到峰值的整體溫升相一致,這是因為層間損傷的產(chǎn)生導致縱向約束強度降低,進而使得該位置軌道板底面縱向應力降低,故在層間損傷產(chǎn)生臨界整體溫升時,軌道板底面縱向應力達到峰值;同時又由于層間損傷演化是由解鎖位置向兩側擴展的,因此越遠離解鎖位置,軌道板底面縱向應力峰值所對應的整體溫升越大,其中板端縱向應力峰值對應整體溫升為2 ℃,寬窄接縫處軌道板對應整體溫升為5 ℃。

圖7 軌道板底面縱向應力及層間損傷系數(shù)隨整體溫升變化曲線Fig.7 Longitudinal stress of track slab bottom and interface damage coefficient under temperature load

綜上所述,相較于未解鎖狀態(tài)的軌道結構,部分解鎖后軌道結構能夠有效起到釋放溫度應力的作用;隨著整體溫升的升高,層間界面損傷不斷擴展導致對軌道板的縱向約束減弱,因此軌道板縱向應力不斷下降;由于不同整體溫升的層間界面損傷程度不同,尤其在13～18 ℃時,層間離縫面積增長速率較快,使得軌道板表面、底面縱向應力分布形式差異較大;同時,與未解鎖的軌道結構相比,解鎖后軌道板縱向應力的釋放量主要來自于解鎖對于軌道板縱向體系的改變及層間界面損傷的擴展。

3.2 寬窄接縫溫度應力釋放效果

寬窄接縫作為CRTSⅡ型板式無砟軌道結構中相對薄弱的構件,因此,本節(jié)探討了在整體溫升作用下部分解鎖后寬窄接縫溫度應力的釋放效果,將解鎖后和未解鎖狀態(tài)下寬窄接縫縱向應力加以對比分析,并結合上述對層間界面損傷的分析,對寬窄接縫不同位置縱向應力變化趨勢開展研究。

表4為不同整體溫升作用下,部分解鎖后寬窄接縫縱向應力最值匯總,括號中顯示了寬窄接縫縱向應力最值解鎖前后的降幅。

表4 整體溫升下寬窄接縫縱向應力最值 MPaTable 4 Maximum longitudinal stress of wide and narrow joint

由表4可知,隨著整體溫升升高,寬窄接縫縱向應力最值降幅逐漸增大,溫度應力疏導效果越來越顯著,當整體溫升為50 ℃時,溫度應力降幅最大,接縫縱向應力最值由未解鎖時的18.2 MPa降低至0.85 MPa,降幅為95.3%。同軌道板溫度應力釋放原理相似,由于軌道結構體系的改變及層間界面損傷的擴展,寬窄接縫縱向應力下降明顯。當整體溫升為10 ℃時,寬窄接縫縱向應力最值降幅仍有73.3%,此時層間并未發(fā)生離縫,因此,可知本單元化方案在降低寬窄接縫縱向應力上有一定作用。同時,解鎖后寬窄接縫縱向應力最值隨著整體溫升升高,呈先減小后增大趨勢,并在整體溫升為20 ℃時縱向應力最大值最小。結合以上對層間界面損傷演化過程分析可知,當整體溫升大于20 ℃后,層間離縫面積增長速率放慢,此時軌道結構縱向約束較為穩(wěn)定,因此,寬窄接縫縱向應力最值隨著整體溫升升高而增大。

為更全面地反映寬窄接縫縱向應力隨整體溫升的變化規(guī)律,圖8展示了寬窄接縫不同位置縱向應力和層間離縫面積隨整體溫升的變化曲線,其中負值表示為壓應力。由圖8可知,寬窄接縫各位置縱向應力隨著整體溫升增大,呈先增大后減小再增加的趨勢。當整體溫升為5 ℃時,寬窄接縫底面縱向應力最先達到最大值;當整體溫升為10 ℃時,寬窄接縫表面縱向應力最后達到最大值。由此可得,寬窄接縫底面縱向應力對層間界面損傷導致的縱向約束強度改變更為敏感。

圖8 寬窄接縫縱向應力及層間離縫面積隨溫升變化曲線Fig.8 Longitudinal stress of joint and interface damage coefficient under temperature load

當整體溫升由10 ℃升高至18 ℃時,由于層間界面損傷已達到0.9以上并產(chǎn)生層間離縫,層間離縫面積由0增長至14 m2,層間黏結對軌道結構的縱向約束逐漸降低。由此可知,由于軌道結構縱向約束的降低,寬窄接縫縱向應力在此階段隨著整體溫升升高而逐漸降低;當整體溫升為18 ℃時,寬窄接縫底面縱向應力值達到最小值0.2 MPa。當整體溫升大于18 ℃時,寬窄接縫底面縱向應力隨著整體溫升升高而逐漸增大,且寬窄接縫底面縱向應力值由三個部位中最小轉變?yōu)樽畲?。該現(xiàn)象產(chǎn)生的原因主要有:(1)由于層間離縫面積已達到14 m2,層間黏結作用對軌道結構縱向的約束作用進一步減小,此時寬窄接縫與底座板之間接觸為抵抗軌道板在溫升作用下的膨脹,因此寬窄接縫縱向應力隨著整體溫升升高而升高;(2)由離縫擴展形式可知,層間離縫主要集中于離解鎖位置較近的軌道板層間界面上,使得寬窄接縫在此階段多在抵抗中間軌道板的膨脹,從而導致寬窄接縫底面受壓顯著,其次為寬窄接縫中部。

綜上所述,寬窄接縫各位置縱向應力隨著整體溫升升高,呈先增大后減小再增加趨勢。當整體溫升為0～10 ℃,寬窄接縫縱向應力隨整體溫升升高逐漸增大;當整體溫升為10～18 ℃時,由于層間界面離縫面積增長速率較快,寬窄接縫縱向應力隨整體溫升升高逐漸減小;當整體溫升為18～50 ℃時,此時離縫面積增長速率較慢,軌道結構縱向約束強度較為穩(wěn)定,使得寬窄接縫縱向應力隨整體溫升升高而增大,并表現(xiàn)為寬窄接縫底面受壓更為明顯,其次為寬窄接縫中部。

4 結論

通過建立部分解鎖后CRTSⅡ型板式無砟軌道結構有限元計算模型,分析其在整體溫升作用下層間界面的演化規(guī)律,建立了整體溫升與層間離縫面積之間的關系,研究部分解鎖后軌道結構對溫度應力的釋放效果,探討了層間界面損傷對軌道結構溫度應力的影響規(guī)律,得出主要結論如下。

(1)解鎖后軌道板底面和底座板表面的縱向位移差隨著整體溫升的升高而增大,進而使得軌道結構層間損傷、離縫產(chǎn)生的臨界整體溫升過低,且當整體溫升為13～18 ℃時,軌道結構層間離縫面積顯著增長;建議在解鎖軌道結構前,施加相應的限位措施,以控制軌道結構各層之間的位移差。

(2)由于軌道結構縱連體系的改變,且層間黏結強度隨整體溫升的升高而降低,解鎖后軌道板溫度應力得到一定程度的釋放。當整體溫升為10 ℃時,解鎖后軌道板縱向應力相較于未解鎖時的縱向應力降低了2.19 MPa,降幅為54.7%;層間界面損傷不斷擴展導致軌道板縱向約束強度降低,使得軌道板縱向應力隨整體溫升的升高而降低,溫度應力釋放效果越顯著;當整體溫升50 ℃時,軌道板縱向應力最多下降了17.5 MPa,降幅95.5%。

(3)解鎖后寬窄接縫溫度應力得到釋放,同時其隨整體溫升的變化規(guī)律明顯受到層間離縫面積擴展的影響。隨著整體溫升升高,寬窄接縫縱向應力呈先增大后減小再增加趨勢。當整體溫升為10～18 ℃時,寬窄接縫縱向應力隨整體溫升的升高逐漸減小;當整體溫升為18～50 ℃時,寬窄接縫縱向應力隨整體溫升的升高而增大,寬窄接縫底面受壓更顯著;當整體溫升為50 ℃時,寬窄接縫溫度應力降幅最大,接縫縱向應力最值由未解鎖時的18.2 MPa降低至0.85 MPa,降幅為95.3%。

(4)由于軌道板縱連體系的改變及層間界面損傷的共同影響,相較于未解鎖的縱連板式無砟軌道結構,解鎖后軌道板和寬窄接縫的縱向應力得到不同程度的釋放。