宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损对无砟轨道-简支梁桥结构受力性能影响

周凌宇，覃茜，李炎



宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损对无砟轨道-简支梁桥结构受力性能影响

周凌宇1，覃茜1,2，李炎3

(1. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075； 2. 广西交通科学研究院有限公司，广西 南宁 530007； 3. 碧桂园集团，广东 顺德 528311)

基于弹性地基梁体理论，考虑宽窄接缝与轨道板之间界面开裂与CA砂浆脱空耦合伤损，建立伤损状态下的CRTS II型板式无砟轨道-简支梁桥结构有限元模型，分析宽窄接缝与CA砂浆不同伤损型式和不同位置耦合伤损尺寸在正温度梯度荷载作用下对无砟轨道-简支梁桥结构受力及变形的影响。研究结果表明：宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损较宽窄接缝界面开裂或CA砂浆脱空单一伤损型式对结构受力与变形更为不利；当耦合伤损面积超过0.975 m×0.765 m，长度超过0.975 m或宽度超过0.51 m时，轨道板拉应力超过其抗拉强度，影响结构的正常使用；随耦合伤损尺寸的增加，轨道板和CA砂浆的垂向位移均显著增大，底座板和桥梁的垂向位移呈微弱减小趋势；宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损位于轨道板板边对结构受力和变形影响最大，耦合伤损位于板端次之，耦合伤损位于板角影响最小。

无砟轨道-简支梁桥结构；宽窄接缝；界面开裂；CA砂浆；脱空

CRTSⅡ型板式无砟轨道−简支梁桥结构是由钢轨、扣件、轨道板、水泥沥青砂浆调整层(CA砂浆)、底座板、两布一膜滑动层以及简支梁桥叠合而成的竖向多层空间结构[1−2]。在我国复杂多样的气候、地理环境中，受温度荷载、列车高频振动、水侵害等作用，轨道板间的宽窄接缝易产生开裂等伤损，劣化轨道结构的纵连体系，当宽窄接缝病害严重时甚至可能引起CA砂浆层、底座板等部件的连带破坏，对轨道结构的承载能力、稳定性以及耐久性造成一定的影响，严重时甚至危及行车安全[3]。现场调查表明，宽窄接缝病害位置往往伴随着轨道板与CA砂浆的层间界面损伤，如CA砂浆的离缝、脱空。宽窄接缝界面开裂后，雨水、有害离子等介质通过裂缝进入宽窄接缝混凝土界面，若排水不畅，雨水浸入并积聚在轨道板与CA砂浆层间，在列车重复轴载作用下，形成泵吸作用和动水圧，高速流动的自由水对CA砂浆表层不断冲刷，层间细粒料和粗颗粒不断被带出，最终造成CA砂浆层端部脱空、掉块等严重破坏。目前，国内外研究多以单独考虑宽窄接缝与轨道板之间界面开裂[4−6]或CA砂浆脱空[7−9]为研究对象，鲜有对二者耦合伤损影响的研究。本文利用有限元方法，对存在宽窄接缝界面开裂与CA砂浆脱空伤损的Ⅱ型板式无砟轨道−简支梁桥结构进行力学分析，拟得到不同伤损型式及不同位置耦合伤损尺寸对轨道−梁桥结构受力与变形的影响，从而为桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道的养护维修提供一定的理论依据。

1 计算模型及参数

1.1 计算模型及计算假定

将宽窄接缝与轨道板连接界面的伤损称为层内伤损，将CA砂浆与轨道板之间界面的伤损称为层间伤损。Ⅱ型板式轨道为多层空间结构，当宽窄接缝出现病害后，层内连接状态和传力模式均发生改变，影响了轨道结构各部件之间的层间传力，当层间应力大于层间强度时，层间即发生破坏，这是层内伤损影响层间伤损的过程；在外荷载作用下，层间伤损逐渐演化扩展为层间离缝甚至脱空，从而改变结构部件间的传力途径，进而影响轨道结构层内受力与变形，相应的也会对层内伤损的产生和发展造成一定的影响，这是层间伤损影响层内伤损的过程。因此，层内伤损与层间伤损是一个相互影响、相互耦合的过程。

基于弹性地基梁体理论[10]，利用ANSYS有限元软件建立考虑宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损的CRTSⅡ型板式无砟轨道−简支梁桥结构模型，如图1所示。模型从上到下分别为钢轨、扣件、轨道板、CA砂浆层、底座板、两布一膜和简支梁桥。钢轨简化为弹性点支承梁，采用BEAM188单元模拟；扣件系统考虑其纵、横、垂向刚度，采用COMBIN14单元模拟；轨道板、砂浆层、底座板和简支梁桥按实际结构尺寸，采用SOLID45实体单元模拟；“两布一膜”滑动层在垂向仅能传递压力无法传递拉力，选取非线性弹簧单元COMBIN39模拟其垂向刚度，纵向阻力与横向刚度采用COMBIN14单元模拟[11]；未考虑桥墩对无砟轨道−简支梁桥结构的影响。

图1 板式无砟轨道-简支梁桥结构有限元模型

考虑到简支梁桥的实际尺寸，也为了消除边界条件对结构受力状态的影响，模型长度取为5块轨道板的长度，以中间轨道板为主要研究对象。简支梁按照实际情况进行约束；约束轨道板、CA砂浆以及底座板端部纵、横向位移，而板边为自由边界；约束钢轨两端除竖向自由度以外的所有自由度。

由于在Ⅱ型板式无砟轨道中CA砂浆采用模筑法施工，轨道板与CA砂浆层的黏结性能良好，在外荷载作用下各结构层协同变形，因此，CA砂浆与轨道板和底座板界面间采用黏结方法进行连接。

1.2 计算参数

模型中钢轨采用CHN60钢轨，弹性模量为2.06×105MPa；扣件选用WJ−8型扣件，扣件纵向阻力取为15 kN/组，横向刚度和纵向刚度分别为30 kN/mm和50 kN/mm，间距0.65 m；轨道板尺寸为6.45 m×2.55 m×0.2 m，C55混凝土弹性模量为3.6×104MPa，线膨胀系数1×10−5℃；CA砂浆层宽度与轨道板相同，厚度30 mm，弹性模量7 000 MPa；底座板宽度2.95 m，厚度0.2 m，C30混凝土弹性模量为3.2×104MPa，线膨胀系数1×10−5 ℃；简支梁桥按实际尺寸建模，C50混凝土弹性模量为3.55×104MPa；两布一膜滑动层的纵向阻力与横向刚度为3.360×106N/m，垂向刚度为1.375×1012N/m。

1.3 计算工况

外荷载作用下，宽窄接缝开裂位置处轨道板承受的应力较大[6]，因此边缘处的轨道板与CA砂浆层间黏结界面承受较大的温度梯度荷载反复作用而首先遭到破坏，形成板下脱空。鉴于实际伤损情况[12]，将轨道板底的CA砂浆脱空归纳为图2所示的3种典型脱空型式。假设脱空区域内轨道板底部的CA砂浆沿厚度方向完全脱空，脱空沿轨道板纵向长度为(取为扣件间距0.65 m的倍数)，沿轨道板横向宽度为(取为轨道板板宽1/10，即0.255 m的倍数)。由于在设计中检算裂缝宽度时以0.2 mm为限值，因此本文研究中宽窄接缝与轨道板之间界面开裂宽度取0.2 mm，开裂深度取0.2 m(裂缝沿轨道板深度方向贯通)。利用生死单元技术模拟宽窄接缝界面开裂和CA砂浆脱空的伤损情况。

温度梯度荷载使轨道板产生翘曲变形，是导致CA砂浆脱空的主要荷载形式，因此选取正温度梯度45 ℃/m进行计算，并考虑轨道板的板厚修正系数，取为1.05[10]，由此得到轨道板上下表面温差为9.45 ℃，以轨道板板底为基准(0 ℃)，并沿轨道板厚度方向线性逐层施加温度梯度荷载，CA砂浆层及下层结构不考虑温度梯度荷载。

(a) 板角伤损；(b) 板端伤损；(c) 板边伤损

研究不同伤损型式的影响时，选取宽窄接缝界面开裂或CA砂浆脱空单一伤损，以及宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损3种型式进行分析，具体的计算工况为：1) 工况1，宽窄接缝界面开裂深度、宽度、长度分别为0.2 m，0.2 mm，0.51 m，CA砂浆未脱空；2) 工况2，CA砂浆板角脱空尺寸×为0.65 m×0.51 m，宽窄接缝界面未开裂；3) 工况3，宽窄接缝界面开裂且CA砂浆脱空，伤损尺寸与工况1和工况2相同。

研究宽窄接缝与CA砂浆不同位置耦合伤损尺寸的影响时，给定宽窄接缝界面开裂宽度为0.2 mm，深度为0.2 m不变，具体的计算工况为：

1) 考虑耦合伤损位于板角时，CA砂浆板角脱空区尺寸×分别为0.325 m×0.255 m，0.65 m×0.51 m，0.975 m×0.765 m，1.3 m×1.02 m，1.625 m×1.275 m，宽窄接缝界面开裂长度分别取为CA砂浆横向脱空宽度。

2) 考虑耦合伤损位于板端时，假设板端横向全部脱空，CA砂浆纵向脱空长度分别为0.325，0.65，0.975，1.3，1.625和1.95 m，宽窄接缝界面开裂长度取为CA砂浆横向脱空宽度2.55 m不变。

3) 考虑耦合伤损位于板边时，假设板边纵向全部脱空，CA砂浆横向脱空宽度分别为0.255，0.51，0.765，1.02和1.275 m，宽窄接缝界面开裂长度分别取为CA砂浆横向脱空宽度。

2 轨道−桥梁结构受力与变形性能分析

2.1 不同伤损型式影响分析

对比宽窄接缝与CA砂浆不同伤损型式对结构受力与变形的影响情况。在正温度梯度作用下，3种伤损工况下轨道−桥梁结构各部件最大纵向拉应力与最大垂向位移计算结果分别如表1所示，其中，最大垂向位移为板中上拱变形与板角下翘变形 之和。

从表1中可以看出，当宽窄接缝与CA砂浆同时发生伤损后，结构各部件的纵向拉应力普遍较单一伤损型式有所增大。CA砂浆脱空后，脱空区域的轨道板失去了砂浆垂向的支承作用，从而造成轨道板垂向位移增大；CA砂浆脱空同时也减弱了砂浆层的传力作用，从而造成CA砂浆、底座板和桥梁的垂向位移稍有减小。另一方面，工况3伤损型式下结构各部件垂向位移均大于工况2伤损型式，这是因为宽窄接缝界面开裂减弱了板式轨道的纵向连续性，导致轨道板的翘曲变形增大，从而间接的影响结构其余部件的垂向变形。在工况3伤损型式下，轨道板同时失去了宽窄接缝和CA砂浆的约束[13]，对结构变形更为不利。

由上述分析可知，不同伤损型式对轨道结构受力性能的影响程度不同，但通过计算可以发现宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损后，结构各部件受力变得更为复杂，因此，有必要研究二者的耦合作用对结构受力与变形性能的影响。

表1 不同伤损型式下结构应力与位移计算结果

2.2 不同位置耦合伤损尺寸影响分析

分析在正温度梯度作用下，宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损分别位于板角、板端和板边位置时，不同伤损长度和宽度对结构受力变形的影响。

2.2.1 板角耦合伤损尺寸的影响

给定宽窄接缝界面开裂深度为0.2 m，宽度为0.2 mm不变，开裂长度取为CA砂浆横向脱空宽度，CA砂浆脱空尺寸×分别取0.325 m×0.255 m，0.65 m×0.51 m，0.975 m×0.765 m，1.3 m×1.02 m，1.625 m×1.275 m。耦合伤损面积对轨道-桥梁结构各部件最大纵向拉应力和最大垂向位移的影响分别如图3~4所示。

由图3可以看出，轨道板纵向拉应力随耦合伤损尺寸的增加明显增大。当耦合伤损尺寸达到0.975 m×0.765 m时，轨道板纵向拉应力为3.275 MPa，超过了C55混凝土的抗拉强度2.74 MPa，导致轨道板混凝土局部被拉裂。当耦合伤损面积达到1.625 m×1.275 m时轨道板的纵向拉应力达到4.932 MPa，为0.325 m×0.255 m耦合伤损面积时的2.85倍。随板角耦合伤损面积的增加，CA砂浆的纵向拉应力呈波动趋势，底座板和桥梁的纵向拉应力呈增大趋势，但其变化量值均较小，均低于各自抗拉强度。

图3 不同板角耦合伤损面积下结构的最大纵向拉应力

由图4可以看出，宽窄接缝开裂与CA砂浆脱空病害使轨道板所受约束减小，正温度梯度作用下，结构翘曲变形增幅明显，导致轨道板、CA砂浆的垂向位移随板角耦合伤损面积的增加呈显著的增大趋势。当伤损面积小于0.65 m×0.51 m时，结构各部件垂向位移变化幅度较小，伤损面积大于0.65 m×0.51 m后，轨道板、CA砂浆的垂向位移的增大明显。由于CA砂浆的脱空削弱了CA砂浆层的传力作用，从而使底座板和桥梁的垂向位移随板角耦合伤损面积的增加呈微弱的减小趋势。

图4 不同板角耦合伤损面积下结构的最大垂向位移

2.2.2 板端耦合伤损尺寸的影响

由于各种不良因素的影响，CA砂浆可能会出现横向全部脱空情况。给定宽窄接缝界面开裂深度为0.2 m，宽度为0.2 mm，长度为2.55 m不变，CA砂浆沿板端横向全部脱空，沿纵向脱空长度分别取0.325，0.65，0.975，1.3，1.625和1.95 m。耦合伤损长度(即板端脱空长度)对轨道−桥梁结构各部件最大纵向拉应力和最大垂向位移的影响分别如图5~6所示。

由图5可以看出，在温度梯度和宽窄接缝开裂的情况下，随脱空长度的增加板端CA砂浆支承能力减弱，导致轨道板纵向拉应力不断增大。当耦合伤损长度达0.975 m时，轨道板纵向拉应力增至3.625 MPa，超过了容许限值，致使伤损范围进一步扩大。当伤损长度为1.95 m时，轨道板的纵向拉应力达5.799 MPa，为伤损长度为0.325 m情况下的2.97倍。CA砂浆纵向拉应力随板端耦合伤损长度的增加呈波动并增大的变化趋势。由于CA砂浆脱空削弱了其本身的传力作用，最终导致随耦合伤损长度的增加，底座板和桥梁结构的纵向拉应力整体上呈减小的变化趋势。但总的来说，CA砂浆、底座板和桥梁结构的应力值均较小，宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损不会影响其正常工作性能。

图5 不同板端耦合伤损长度下结构的最大纵向拉应力

图6 不同板端耦合伤损长度下结构的最大垂向位移

由图6可以看出，CA砂浆沿轨道板板端横向全部脱空后，轨道板端部的支承和限位能力被严重削弱，从而导致轨道板、CA砂浆的垂向位移随板端耦合伤损长度的增加而增大，且增长速率逐渐减小，当耦合伤损长度超过0.975 m后增长较为缓慢。同时，由于CA砂浆的传力作用减弱，底座板和桥梁的垂向位移随板端耦合伤损长度的增加逐渐减小，但变化幅度较小。

2.2.3 板边耦合伤损尺寸的影响

给定宽窄接缝界面开裂深度为0.2 m，宽度为0.2 mm，开裂长度取为CA砂浆横向脱空宽度，CA砂浆沿板边纵向全部脱空，沿横向脱空宽度分别取0.255，0.51，0.765，1.02和1.275 m。耦合伤损宽度对轨道-桥梁结构各部件最大纵向拉应力和最大垂向位移的影响分别如图7~8所示。

图7 不同板边耦合伤损宽度下结构的最大纵向拉应力

由图7可以看出，板边位置宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损宽度的增加，一方面弱化了轨道板的纵向连接，另一方面减小了轨道板板底的有效支承宽度。在正温度梯度作用下，轨道板纵向拉应力随耦合伤损宽度的增加不断增大。当耦合伤损宽度达0.51 m时，轨道板纵向拉应力增至4.424 MPa，超过了轨道板混凝土的抗拉强度，导致未伤损区域的轨道板出现拉裂破坏，影响结构的正常使用。当耦合伤损宽度继续扩宽至1.275 m时轨道板的纵向拉应力达到7.985 MPa，为耦合伤损宽度为0.255 m情况下的3.41倍。随着板边耦合伤损长度的增加，CA砂浆、底座板和桥梁结构的纵向拉应力变化均不大，且均低于各自的抗拉强度。

由图8可以看出，随着宽窄接缝开裂长度与CA砂浆脱空宽度的增大，CA砂浆层对轨道板的约束作用逐渐降低，轨道板的支撑面积明显减少，同时，也会劣化伤损临近区域砂浆层的受力与变形。随着板边耦合伤损宽度的增加，轨道板和CA砂浆的翘曲变形增幅明显，从而导致垂向位移呈逐渐增大的变化趋势，当伤损宽度大于0.51 m后，轨道板和CA砂浆垂向位移近乎呈线性增长。底座板和桥梁的垂向位移随耦合伤损宽度的增加呈逐渐减小的变化趋势，但变化幅度较小。

图8 不同板边耦合伤损宽度下结构的最大垂向位移

通过以上分析可以看出，宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损位于结构的不同位置，会不同程度地影响结构的受力和变形性能，对比板角、板端和板边3种典型位置的耦合伤损对结构的影响情况，可以发现，宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损位于轨道板板边对结构受力和变形影响最大，耦合伤损位于板端次之，耦合伤损位于板角对结构受力和变形性能影响最小。

宽窄接缝界面开裂后，CA砂浆脱空劣化对轨道板乃至整个轨道结构的危害不小。因此，当宽窄接缝与轨道板之间界面出现开裂病害时应及时修复，避免轨道板与CA砂浆层间伤损的产生。除此之外，应严格控制CA砂浆层的施工质量，加强运营过程中对CA砂浆层伤损状态的监视。

3 结论

1) 对比不同伤损型式对结构的影响，可以发现，宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损较宽窄接缝界面开裂或CA砂浆脱空单一伤损型式对结构受力与变形更为不利，层内伤损与层间伤损之间相互影响、相互耦合，二者的耦合作用决定着结构的综合 性能。

2) 在正温度梯度作用下，轨道板拉应力随宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损尺寸变化显著，整体上呈增大的变化趋势。当耦合伤损面积超过0.975 m×0.765 m，长度超过0.975 m或宽度超过0.51 m，轨道板拉应力超过了其抗拉强度，致使伤损范围进一步扩大，影响结构的正常使用。无论宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损位于板角、板端还是板边位置，CA砂浆、底座板和桥梁结构的应力变化量值均较小，宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损不会影响其正常工作性能。

3) 无论宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损位于板角、板端还是板边位置，随耦合伤损尺寸的增加，轨道板和CA砂浆的垂向位移均显著增大，底座板和桥梁的垂向位移呈微弱的减小趋势。

4) 宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损位于结构的不同位置，会不同程度的影响结构的受力和变形性能，对比板角、板端和板边3种典型位置的耦合伤损对结构的影响情况，可以发现，宽窄接缝与CA砂浆耦合伤损位于轨道板板边对结构受力和变形影响最大，耦合伤损位于板端次之，耦合伤损位于板角影响最小。

5) 当宽窄接缝与轨道板之间界面出现开裂病害时应及时修复，避免轨道板与CA砂浆层间伤损的产生。除此之外，应严格控制CA砂浆层的施工质量，加强运营过程中对CA砂浆层伤损状态的 监视。

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Influence of coupled damage of wide-narrow juncture and CA mortar on mechanical performance of ballastless track-simply supported bridge structure

ZHOU Lingyu1, QIN Xi1, 2, LI Yan3

(1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 2. Guangxi Transportation Research & Consulting Co., Ltd, Nanning 530007, China; 3. Country Garden Holdings Company Limited, Shunde 528311, China)

Based on elastic foundation beam theory, considering the cracking of the interface between wide-narrow juncture and track slab coupled with CA mortar void, finite element model of CRTS II ballastless track-simple supported bridge structure under damage condition was established. Through this model, the influence of different coupled damage types and different coupled damage size at different positions on the stress and deformation of the structure under positive temperature gradient load were studied. The results show that coupled damage is more unfavorable than wide-narrow juncture crack or CA mortar void single damage type of the structural; when the coupled damage area exceed 0.975 m×0.765 m, the length exceeded 0.975 m, or the width exceeded 0.51 m, the tensile stress of the track slab exceed its tensile strength, affecting the normal use of the structure; with the increase of the coupled damage size, vertical displacements of the track slab and the CA mortar increase significantly, and vertical displacements of the base slab and the bridge decrease slightly; coupled damage which at the edge of the slab had great influence, which at the ends of the slab played the second role, and which at the corner of the slab had the least impact.

ballastless track-simply supported bridge structure; wide-narrow juncture; interface cracking; CA mortar; void

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.04.002

U213.2

A

1672 − 7029(2019)04 − 0843 − 07

2018−05−28

国家自然科学基金资助项目(51578546)；国家自然科学基金联合基金资助项目(U1434204)

周凌宇(1973−)，男，湖南长沙人，教授，博士，从事高速铁路无砟轨道−桥梁结构体系经时行为研究；E−mial：zhoulingyu@csu.edu.cn

(编辑 阳丽霞)