双块式无砟轨道温度场监测方法研究

毕澜潇,赵坪锐,邢梦婷,龚闯

(西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室, 四川 成都 610031)



双块式无砟轨道温度场监测方法研究

毕澜潇,赵坪锐,邢梦婷,龚闯

(西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室, 四川 成都 610031)

由于构成无砟轨道主体结构的材料为混凝土等热的不良导体和温度敏感材料，无砟轨道内部温度场的分布特性受环境影响很大,且对无砟轨道受力状态有较大影响，而目前关于无砟轨道温度场的系统研究刚刚开始，急需建立一套合理可行的无砟轨道温度场监测方法为温度应力的计算和无砟轨道设计提供真实可靠的基础参数。为在制定监测方案时合理确定测点位置，对双块式无砟轨道温度场进行了有限元模拟和实测，通过对无砟轨道温度场分布特性分析对混凝土内部温度传感器的布设提出建议。研究结果表明：轨道结构对称部位的温度分布基本相同，轨道结构边角部分温度变化幅度较大；距侧边约30 cm以上的轨道结构内部温度场分布基本相同，在场地有限的情况下，可建立较小的试验段进行测试，要获取无砟轨道整体温度梯度参数，测点布置应距板边至少30 cm以上；采用钢筋、木条等热传导性与混凝土差别较大的材料作为温度传感器附着物时测得的轨道结构温度场同轨道结构实际情况有一定差别，应尽量选择与混凝土类似的材料作为温度传感器的附着物。

无砟轨道；温度场；有限元；温度荷载

我国的无砟轨道大多为采用钢筋混凝土材料筑成的层状结构，混凝土是一种感温性材料，受周围环境影响较大。温度的升降会使道床板发生伸缩变形。与此同时，混凝土具有热传导性能差的特点，处于最上层的道床板或轨道板受外界环境的直接影响，其影响效果随深度增加逐渐减弱，形成温度梯度，致使道床板产生翘曲变形。当伸缩变形和翘曲变形受到约束时，道床板内将产生伸缩应力和翘曲应力[1-2]。当温度应力超过混凝土的抗拉强度或层间粘接强度时，会引起道床板的开裂和层间离缝，影响无砟轨道的正常使用[3]。

我国地域广阔，气候环境具有很大差异，对无砟轨道温度场的系统研究已陆续展开[4-7]，但测试方法存在较大差异，急需建立一套系统科学的无砟轨道温度场监测方法，以获取不同特征区域的无砟轨道温度分布特征，为我国无砟轨道的养护维修及优化设计提供依据。由于无砟轨道温度场试验中混凝土内部测点布设有限，不可能把轨道结构各个位置的温度变化情况都测量清楚，如何保证所测数据的代表性，就需要在制定监测方案时合理确定测点位置，对可能影响无砟轨道内部温度分布的因素进行详细分析。本文以双块式无砟轨道结构为对象，结合成都地区温度场实测数据，分析无砟轨道温度随气温的变化规律，并讨论不同温度传感器附着物对轨道结构温度场测量结果的影响。为建立一套较为合理的无砟轨道监测方案提供依据。

1　无砟轨道温度场的有限元模拟

1.1有限元模型建立

基于双块式无砟轨道的结构特征，建立无砟轨道温度场模拟有限元模型如图1所示。

图1　双块式无砟轨道温度场模拟有限元模型Fig.1 Finite-element model of Bi-block Ballastless Track Temperature Field

其中轨枕埋置在道床板中，与道床板混凝土有基本相同的热力学参数，可将轨枕视为道床板的一部分。道床板和支撑层采用可用于三维瞬态热分析的八节点实体单元进行模拟。气温变化、太阳辐射是影响轨道结构内部温度分布状况的最主要因素[8]。轨道结构涉及三种传热方式：热传导、热对流和热辐射。假设各层均为完全均匀和各向同性的连续体，道床板和支撑层接触良好，热传导连续。将太阳辐射，对流换热用对流方式施加，即将综合换热系数和每时刻的综合温度施加给道床板表面节点[9]。为有效的模拟轨道结构中温度场的分布，进行温度的初加载，即用3天温度计算，进行温度场瞬态热分析，取最后一天的温度最为瞬态分析，这样能有效的模拟轨道结构内的初始温度分布。混凝土的导热系数取2.0 W/(m·K)，比热取0.95 KJ/(kg·℃)。

1.2有限元模型的验证

基于成都地区实测气象数据[10]，对轨道中一些典型测点进行了轨道结构温度场的瞬态分析，时间步长取0.5 h。理论计算值与实测值进行对比分析，如图2和图3所示。

(a)板中位置(距表面12.5 cm)计算和实测温度对比；(b)板中位置竖向温度计算和实测对比图图2　计算与实测结果对比图Fig.2 Comparison between the measured results and the calculated results

图2(a)是2013年10月22日是道床板板中位置12.5 cm深度处计算和理论温度对比图。板中位置处两者吻合较好，变化趋势相同，实测最高温度30.62 ℃，理论计算值30.12 ℃，相差0.5 ℃。

图2(b)是2013年10月22日14:00板中位置不同深度处实测温度和理论计算温度对比图。由图可知两者沿深度的分布形式基本相同，道床板表面与板底实测最大温差8.24℃，理论计算最大温差7.82℃，两者相差0.42℃。

产生误差的原因主要有：1)初始条件存在差异。2)无砟轨道的热力学参数如换热系数、导热系数以及气象资料如风速等难以精确取值。3)边界条件简化的影响以及混凝土材料的离散性和不均匀性等。

总体来看，基于气象资料利用有限元模型进行无砟轨道温度场模拟是可行的，符合工程要求。

2　无砟轨道温度场分布特性分析

2.1温度场垂向分布特性分析

图3(a)和3(b)分别为有限元计算所得的某日正，负温度梯度最大时的1/4板结构温度分布云图。

(a)7：00时温度分布云图；(b)15:00时温度分布云图图3　不同时刻轨道结构内部温度场分布Fig.3 Temperature field distribution in slab track at different time

图3(b)所示15：00时轨道结构除在边角部分不规则外，内部的温度呈层状分布，随着深度的增大，轨道温度变化幅度逐渐减小，距道床板表面20 cm内道床板温度梯度较大，至支撑层趋于稳定。

当外界温度的降低时，道床板板面温度低，内部温度高形成负温度梯度。由于地基受环境温度日周期变化的影响较小，形成如图4(a)所示温度分布，道床板存在负温度梯度，支撑层存在正温度梯度。相比而言，在正常的日气温周期变化的条件下出现的负温度梯度比较小。

图4　板中垂向温度梯度Fig.4 Vertical temperature gradient in slab track

图4为现场实测数据与理论计算温度垂向温度梯度对比图。数据表明随着深度的增大，轨道温度梯度逐渐减小。在道床板范围内，由于边角部分热交换条件优于板中(如侧向风[11])，虽然边角部分的整体温度高于板中，但其温度梯度小于板中的温度梯度。混凝土材料导热性能较差，在与环境的热交换过程中，道床板和支撑层内部存在着随环境温度变化的竖向非线性温度梯度。

为了更细致的了解轨道结构垂向温度分布特性时，不必在轨道结构垂向上均匀布置温度测点。考虑到靠近表面时温度变化较为剧烈，故有必要在上表面附近布置多个温度传感器，而在温度变化趋于平稳的支撑层内布置少量温度传感器。对道床板整体温度梯度进行测量应该距板边一定距离，靠近板边布设传感器测量得到的最大正、负温度梯度会小于板内测量所得，这是由于板边热交换条件不同造成的差异。

2.2温度场横、纵向温度分析

图5(a)和5(b)分别某日8:30，计算所得距模型板端15 cm处(8，9和10测点)，及板中(1，6和3测点)截面面温度等值线图。比较相同时刻、距端面不同距离的横断面温度云图，两图存在微小的差别，角部的最高温度同为32.6 ℃。当轨道结构外界条件完全相同时，距端部15 cm处的温度分布已经和轨道结构中部温度分布相差不大。通过有限元模型分析可知，距轨道结构各侧面30 cm处的温度场分布基本相同，具有相同的分布规律。而轨道结构边角区域温度分布比较复杂，特别是在正、负温度梯度进行转换的时间段。在受外界环境条件影响较大的边角区域布置温度传感器所获得的温度场数据，不能正确的反映轨道结构整体的温度特征，不能以边角部测得的温度梯度作为轨道温度梯度荷载使用。为测量无砟轨道整体的温度梯度，其温度传感器布设应至少距板边30 cm。

(a) 距板端15 cm截面；(b)板中截面图5　距板端不同距离横断面温度等直线图Fig.5 Temperature straight-line picture of different cross section on different distance from the slab end

由图6某日同深度(12.5 cm)相应测点温度测量值。可以看出，对称测点所测得的温度基本相同。图4中，D3-2与D4-2在前段有些许误差，但偏差在0.5 ℃以下。同时，D3-2，D4-2测点在轨道结构角部，变化幅值较板边的D1-2，D2-2大。

图6　实测横向对称测点日温度变化Fig.6 Temperature diurnal variations of lateral symmetry measuring point

根据对所测数据的分析可以看出，对于无砟轨道这种横截面对称，纵向沿线路无限延伸的长大结构来说，无需建立过长的纵向试验模型即可满足测试要求。

要说明的是，本文有限元模型假设在横截面范围内，环境温度及辐射强度是对称的，即边界条件是对称的。但在实际测量中，铁路线路走向不确定，横截面范围的边界条件可能有所差别。比如太阳照射角度引起板侧边接收太阳辐射的强度和面积不同，季风气候使板一侧常年为受风面等。一般情况下,太阳照射角度变化改变辐射强度、辐射面积对轨道结构影响很小，迎光面和背光面影响不大[12]。如要考虑这种特殊情况，需要在边角加布对比测点，而对板中温度测量影响不大。

3　温度传感器附着物对测试结果影响分析

3.1模拟参数选取

准确的掌握无砟轨道温度场的分布规律，依赖于对无砟轨道温度场的正确测量。选择有代表性的测量点是基础，它不但可以正确反映轨道结构温度特性，还可以减少测点的重复布设，减少试验成本。传感器的定位的偏差会导致测量的误差，可借助于一些附着物进行辅定位。常用的附着材料有钢筋、木条、混凝土柱等。由于其不同的热力学参数可能会对测量结果造成影响，本节将借助于有限元模型，分析不同附物材料的影响。

表1　附着物工况参数

将支撑材料放置在轨道结构中心处，即对应的6号测点位置处，长度为45 cm。上端距道床板表面5 cm。研究对温度测量效果的影响，并研究其影响范围。选取的附着物直径大小及热力学参数如表1所示。

3.2钢筋为附着物时的影响分析

图7(a)和7(b)分别为模型模拟测点6距表面5 cm， 50 cm处距钢筋表面不同距离温度曲线对比图。由图可知，将温度传感器直接粘贴在钢筋上的测试温度与无支撑钢筋时的计算值偏差都较大。

(a)深度5 cm；(b)深度50 cm图7　距附着物不同距离温度变化Fig.7 Temperature variation of different distance from the attachments

以5 cm处为例，偏差最大值达到1.4 ℃。支撑层温度变化幅度小，受外界环境影响下， 50 cm处的温度偏差最大为0.4 ℃。道床板两测点间最大温度梯度由33 ℃/m，减小为23 ℃/m。对于钢筋这种导热系数大，热传递效果明显大于混凝土的支撑材料来说，其对传感器温度量测的影响较大。钢筋周围的混凝土热传递加快，原本温度高的区域温度降低，温度低的区域温度上升。以此方法测出的温度梯度较轨道结构实际的温度梯度小。离钢筋表面距离越远，影响越小。

无钢筋影响时轨道结构的等温线基本为水平，但钢筋存在后，水平的等温线在钢筋影响范围内变成一个波峰线，如图8(a)，8(b)和8(c)所示。

(a)附着物为18 mm钢筋；(b)附着物为8 mm钢筋；(c)附着物素混凝土图8　双块式无砟轨道温度场模拟有限元模型Fig.8 Temperature vector diagram of different supporting materials at 15:00

当选取直径为8 mm的钢筋时。各测点的偏差有所减小，但影响趋势基本相同，说明选用较细的钢筋作为传感器的附着物能减小测量误差。其影响范围较18 mm钢筋小，为距钢筋表面8 cm左右。

3.3木条为附着物的影响分析

选取直径为18mm木材作为温度传感器附着物。木材的比热容较混凝土大，约为混凝土的2倍。导热系数则比混凝土小的多，仅有0.2 W/(m·K)。

相比于钢筋材料，传感器附着在木材表面对测点温度的量测影响减小，5 cm深度处测点的最大误差为1 ℃，50 cm深度处测点最大误差为0.17 ℃。但由于木条的导热性能比混凝土还要差很多，热交换中热量向轨道内部传递需要更长的时间，导致木条周围混凝土温度变化落后与离木条较远的位置。木条对整体温度梯度的测量在数值上影响较钢筋小，但对轨道结构内部温度分布状况和轨道结构温度随时间变化趋势的研究有较大影响。

由以上分析可知、如果将温度传感器直接安置在热力参数差别很大的附着物上，所测得的轨道结构温度数据值和实际数据会存在较大的差别，不能正确的反映轨道结构真实的温度分布情况。为减小附着物材料与混凝土材料导热传热性能不同对轨道结构温度场测量的影响，应将温度传感器安装在距附着物至少4 cm的区域。或直接采用预制混凝土柱作为温度传感器附着物。

(a)深度5 cm；(b)深度50 cm；(c)附着物为18 mm木条15：00时温度向量图图9　距附着木材不同距离温度变化Fig.9 Temperature variation of different distance from the attached wood

4　结论

1)温度场试验轨道结构的纵向长度的大小对测试结果的影响不大，进行现场试验时，5 m左右的轨道结构已经能够正确反映真实的温度场分布情况。

2)不必在轨道结构垂向上均匀布置温度测点。考虑到靠近表面时温度变化较为剧烈，故有必要在上表面附近布置多个温度传感器，而在温度变化趋于平稳的支撑层内布置少量温度传感器。

3)轨道结构边角部分温度场分布较复杂，温度变化幅值大，但其温度梯度小于轨道板内部。距轨道结构各侧面大于30 cm处的温度场分布基本相同，随深度成层状分布。如要获得轨道结构整体温度特性测点宜布置在距侧边30 cm以上的位置处以减少边界热交换条件差异的影响。

4)将温度传感器直接安装在非混凝土的附着材料上会影响轨道结构温度场的测量。宜直接采用预制混凝土柱作为温度传感器附着材料。

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Monitoring method of temperature field on bi-block ballastless track

BI Lanxiao, ZHAO Pingrui, XING Mengting, GONG Chuang

(MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

Ballastless track is a composite structure made of reinforced concrete material．Because of the thermal conductivity properties of track structure，the change of surrounding environmental conditions affects the temperature field and stress of track．The systematic study of ballastless track temperature field has just begun．In order to provide reliable parameters for the calculation of temperature stress and ballastless track design，it needs to establish a set of methods to monitor ballastless track temperature field．The measured data and the results of numerical simulations show that the temperature distribution of the symmetric part of the structure is basically the same，and the marginal part of the track structure have large variation in concrete temperature．More than about 30 cm from the track side，the temperature field distribution inside the track structure is basically the same．Due to the limited testing ground，establishing a small test model for the test is acceptable．The temperature field data measured by the method of installing sensors on different kinds of materials，such as steel，wood etc，have a certain difference from the actual situation of track structure．

ballastless track, temperature field, finite element，temperature load

2015-11-18

国家重点基础研究发展计划(973计划)项目(2013CB0036202)；国家自然科学基金重点项目(U1434208)；中国铁路总公司重大项目资助项目(Z2013-G001，Z2014G001-A)；中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(SWJTU12CX065)

赵坪锐 (1978-)，男，山东青岛人，副教授，从事高速重载轨道结构与轨道动力学研究;E-mail：przhao@163.com

U213.244

A

1672-7029(2016)09-1667-07