严寒地区路桥过渡段无砟轨道结构变形及损伤

常文浩，蔡小培，罗必成，李 浩,2，孙加林

（1.北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044；2.中国铁路广州局集团有限公司，广东 广州 510088；3.中国铁道科学研究院集团有限公司 基础设施检测研究所，北京 100081）

CRTS Ⅲ型板式无砟轨道在我国高速铁路上广泛应用，尤其在东北等严寒地区大量铺设［1］。严寒地区路桥过渡段路基极易产生沉降、冻胀和融沉等问题。下部基础的复杂变形会影响无砟轨道结构受力，导致结构的损伤破坏，产生层间离缝，从而造成线路平顺性不良。当高速列车通过时，轮轨间振动加剧，影响到高速列车的安全和平稳运行。因此，有必要研究路桥过渡段的复杂变形对无砟轨道变形及损伤的影响，这对于保障高速列车运营安全和指导过渡段养护维修工作具有重要的意义。

路桥过渡段存在不均匀变形，轨道多层结构体系存在难以变形协调的问题。国内外学者对路桥过渡段进行了一些研究。沈宇鹏［2］，张玉芝［3］等对哈齐和哈大高铁路桥过渡段进行了试验测试，得到了路桥过渡段冻胀和沉降变形特征；Niu等［4］分析了青藏铁路路桥过渡段沉降量及其影响因素；陈雪华等［5］对秦沈客专路桥过渡段基床动应力特性进行了测试与分析；蔡成标等［6］建立列车—路桥过渡段动力学模型，分析了钢轨变形、行车方向和速度对列车动力学性能的影响，并提出了过渡段长度的取值建议；Zhai 和True 等［7］的研究表明过渡段的纵向刚度会显著影响列车行车品质；Sun 等［8］利用有限元方法分析了不同长度路桥过渡段对路基表面位移和应力的影响；徐鹏等［9］基于层状弹性体系理论计算了过渡段支承刚度并评估了基床变形模量对路基支承刚度的影响。由以上研究可知，目前路桥过渡段的研究多集中在过渡段变形特征的现场测试和过渡段的动力学响应分析，而过渡段变形对无砟轨道结构变形及损伤影响的研究较少。此外，现有研究多采用线弹性模型，未考虑混凝土的塑性变形。

本文以路桥过渡段CRTS Ⅲ型板式无砟轨道为研究对象，运用ABAQUS 软件，建立非线性分析模型，并考虑混凝土塑性损伤，研究路桥过渡段复杂变形及与温度、车辆荷载共同作用下无砟轨道结构的变形及损伤。

1 路桥过渡段无砟轨道模型

路桥过渡段分为桥梁、路基和过渡段3 部分。桥梁为32 m 简支梁桥，桥梁梁体和墩台均采用实体单元模拟，桥梁支座采用弹簧—阻尼单元模拟。路基结构分为基床表层、基床底层和路堤3 部分，厚度分别为0.4，2.3和2.3 m，均采用实体单元模拟。过渡段为正梯形，也采用实体单元模拟。

CRTS Ⅲ型板式无砟轨道由钢轨、扣件、轨道板、自密实混凝土以及底座板等组成，如图1所示。轨道板与自密实混凝土之间设置门型钢筋，形成“复合板”结构，轨道板的混凝土强度等级为C60，自密实混凝土层和底座板的混凝土强度等级为C40。路基段采用单元分块式结构，即每块底座板对应3 块轨道板。桥梁区域则采用单元板配置，即1 块轨道板对应1 块底座板。钢轨为CHN60 钢轨，扣件采用WJ—8型扣件。

图1 CRTS Ⅲ型无砟轨道横截面

钢轨采用实体单元模拟；扣件采用线性弹簧—阻尼单元模拟，其横向、纵向和垂向刚度分别为50，15 和35 kN·mm-1；钢筋采用beam 梁单元模拟，利用降温法模拟预应力钢筋的预应力，通过embed功能嵌入到轨道板中；轨道板、自密实混凝土和底座板均采用实体单元模拟，轨道板和自密实混凝土层采用tie 约束。无砟轨道结构模型如图2所示。轨道结构参数见表1。

图2 无砟轨道结构有限模型

表1 轨道结构材料参数

无砟轨道与路基和桥梁表面均采用硬接触进行模拟，即在压紧状态下结构层间会传递法向力，并会产生相对滑移。伸缩缝底座板处薄弱区域，在复杂荷载作用下最先发生损伤破坏。模型考虑不利情况，假设底座板伸缩缝断开。考虑钢轨和轨道板结构的纵向特点，钢轨、底座板和路基两端采用对称约束；路堤底部为完全固定约束。

路桥过渡段整体模型如图3所示。

图3 路桥过渡段有限元模型

2 混凝土塑性损伤本构关系

混凝土是无砟轨道结构的重要组成部分，在长期运营过程中其劣化损伤不可避免。本文为模拟混凝土劣化损伤的过程，根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》确定不同等级混凝土的本构关系。

由文献［10-13］可知，混凝土材料的失效机制是拉伸开裂和压缩破坏，用拉伸损伤因子dt和压缩损伤因子dc描述混凝土刚度退化现象。2 个损伤因子的取值在0 和1 之间，损伤因子为0 表示混凝土没有损伤；损伤因子为1表示混凝土已完全丧失刚度。其具体定义为

其中，

式中：E0为混凝土材料的初始弹性模量；和分别为混凝土受拉、受压等效塑性应变；εin，t和εin，c分别为混凝土受拉、受压非弹性应变；β为塑性应变与非弹性应变的比例系数，受压时取0.14～0.17，受拉时取0.15～0.20；σt和σc分别为混凝土受拉、受压应力；εt和εc分别为混凝土受拉、受压应变。

混凝土单轴受拉和受压作用下应力—应变关系为

根据混凝土本构关系可得无砟轨道混凝土的塑性损伤模型参数关系曲线。图4 和图5 分别给出了C40和C60混凝土损伤塑性参数曲线。

图4 C40混凝土损伤塑性参数曲线

将混凝土塑性损伤关系输入到有限元模型中，模拟混凝土的塑性损伤过程。

3 过渡段变形对无砟轨道结构变形及损伤的影响

由于刚度差异，在长期列车动荷载作用下路桥过渡段会产生不均匀沉降变形；在冬季严寒地区过渡段路基还会出现向上的冻胀变形。

图5 C60混凝土损伤塑性参数曲线

考虑路桥过渡段的结构特点，本文采用1/2 余弦型变形模拟路桥过渡段的冻胀变形，采用折角变形模拟路桥过渡段的沉降变形，如图6所示。

图6 过渡段不均匀变形曲线

1/2余弦型冻胀变形y沿线路纵向表达式为

式中：δ为最大变形量；Z为从计算点到过渡段起始点的水平距离，属于过渡段区域；l为过渡段长度。

3.1 冻胀变形

将1/2 余弦型冻胀变形施加在过渡段路基表层。过渡段长度分别取5，10，15，20，25 和30 m，冻胀变形幅值取20 mm，进行不同过渡段长度下冻胀变形对无砟轨道结构变形和损伤的影响分析。图7 给出了过渡段长度为5 m、冻胀变形幅值为20 mm 时轨道结构的受拉损伤因子云图。图8给出了冻胀变形幅值为20 mm、不同过渡段长度时的最大损伤因子。

图7 过渡段长度为5 m、冻胀变形幅值为20 mm 时轨道结构的受拉损伤因子云图

图8 冻胀变形幅值为20 mm、不同过渡段长度时的最大损伤因子

由图7 和图8 可知：当过渡段出现冻胀变形时，复合板受压损伤发生在自密实混凝土的下表面，底座板受拉损伤则出现在板的上表面；过渡段冻胀变形主要影响底座板受拉损伤，对复合板的影响较小；由于底座板为3块纵连式结构，且与路基基床表层直接接触，其上表面会出现沿底座板横向贯穿的裂纹；当过渡段长度为5 和10 m 时，底座板的受拉损伤因子均为0.98，损伤严重；当过渡段长度大于等于15 m时，底座板几乎没有损伤。

图9 给出了不同过渡段长度发生幅值为20 mm冻胀变形时的结构层间离缝。

图9 不同过渡段长度发生幅值为20 mm 冻胀变形时轨道层间离缝

由图9 可见：当过渡段长度为5 m 时，路基冻胀的向上变形作用导致结构层间变形协调性变差，在过渡段变形起始位置的层间脱空最为严重；复合板与底座板以及底座板与路基层间离缝最大值分别为3.39 和5.91 mm；当过渡段长度超过15 m 时，层间离缝可以忽略不计；复合板与底座板层间离缝大于底座板与路基层间离缝，仅在过渡段长度为5 m时，底座板与路基层间离缝更大；随着过渡段长度的增加，层间离缝呈现不断减小的趋势。

3.2 沉降变形

将折角型沉降变形施加在过渡段路基表层，沉降变形幅值取20 mm，进行过渡段长度分别为5，10，15，20，25 和30 m 时沉降变形对无砟轨道结构的变形和损伤影响分析。图10 给出了沉降变形幅值为20 mm、不同过渡段长度时的最大损伤因子。

图10 沉降变形幅值为20 mm、不同过渡段长度时的最大损伤因子

由图10 可知：当过渡段长度为5 m 发生幅值为20 mm 的沉降变形时，复合板和底座板的损伤因子分别达到了0.94 和0.98，拉裂破坏严重；当过渡段长度超过10 m 时，结构损伤大幅减小，损伤因子趋近于0。

图11 给出了不同过渡段长度发生幅值为20 mm 的沉降变形时的结构层间离缝。由图11 可见：当过渡段长度为5 m 时，路基冻胀的顶起作用对上部的轨道结构的影响最大，复合板与底座板以及底座板与路基层间离缝峰值分别为2.65 和1.92 mm，比冻胀变形下离缝峰值减小了0.74 和3.99 mm，但折角型沉降变形引起的离缝范围更大。随着过渡段长度的增加，轨道结构脱空区域范围逐渐减小；当过渡段长度大于等于15 m 时，层间离缝小于1.0 mm；复合板与底座板层间离缝整体小于底座板与路基层间离缝，仅在过渡段长度为5 m 时，复合板与底座板层间离缝稍大；随着过渡段长度的增加，轨道结构层间离缝不断减小。

图11 不同过渡段变形长度发生幅值为20 mm 沉降变形时轨道层间离缝

4 过渡段变形与温度荷载共同作用对无砟轨道结构变形及损伤的影响

严寒地区环境温度复杂，年温差大，无砟轨道易出现翘曲变形和混凝土开裂破坏等损伤。在过渡段变形与温度荷载共同作用下，混凝土强度和耐久性会进一步降低，进而影响结构的安全服役状态。因此，需要研究过渡段变形与温度荷载共同作用对无砟轨道结构变形及损伤的影响。

温度荷载考虑整体升、降温荷载和正、负温度梯度荷载。参考TB 10621—2014《高速铁路设计规范》和TB 10015—2012《铁路无缝线路设计规范》，整体升、降温荷载施加在整个轨道结构中，其中，整体升温荷载由0 ℃升温至45 ℃；整体降温荷载由0 ℃降温至—40 ℃；正、负温度梯度荷载只施加在轨道板中，正、负温度梯度荷载分别取48.5 ℃·m-1和27.0 ℃·m-1，其中，施加正温度梯度时轨道板上表面温度为0 ℃；施加负温度梯度时轨道板下表面温度为0 ℃。

4.1 冻胀变形与温度荷载共同作用

分析过渡段冻胀变形与整体升降温荷载或正负温度梯度荷载共同作用对CRTS Ⅲ型板式无砟轨道结构变形及损伤的影响。图12 给出了冻胀变形与不同温度荷载共同作用下轨道结构的受拉损伤因子云图，表2 给出了冻胀变形与不同温度荷载作用下轨道结构出现拉裂损伤对应的冻胀变形。

图12 冻胀变形与不同温度荷载共同作用下轨道结构的受拉损伤因子云图

表2 冻胀变形与不同温度荷载作用下轨道结构出现受拉损伤裂纹时对应的冻胀变形

由图12 和表2 可知：冻胀变形分别为21.7 和29.7 mm时，底座板出现初始裂纹和宏观裂纹；在负温度梯度和冻胀变形共同作用下，当冻胀变形量达到16.5 mm 时，底座板开始出现初始裂纹，但底座板出现宏观裂纹时的冻胀变形与仅单一冻胀变形时的冻胀变形差异不大；在负温度梯度和冻胀变形共同作用下，受拉损伤主要发生在轨道板内部；冻胀变形与整体升降温及正温度梯度共同作用下，受拉损伤则出现在底座板下表面。

图13 给出了冻胀变形与温度荷载共同作用下轨道结构的层间离缝。

图13 冻胀变形与温度荷载共同作用下轨道层间离缝

由图13 可知：复合板与底座板层间离缝峰值出现在轨道板板缝处；底座板与路基层间离缝则主要发生在变形末端的底座板伸缩缝处；冻胀变形与正、负温度梯度共同作用时，复合板出现较大的翘曲变形，层间峰值分别为2.67 和5.47 mm，比单一冻胀变形下离缝峰值分别增加了1.70 和4.50 mm；冻胀变形与负温度梯度荷载共同作用为最不利情况，此时离缝峰值与范围均较大，而冻胀变形与整体升、降温共同作用对结构层间离缝影响则较小。

4.2 沉降变形与温度荷载共同作用

分析过渡段沉降变形与整体升降温、正负温度梯度荷载共同作用对CRTS Ⅲ型板式无砟轨道结构变形及损伤的影响。图14 给出了沉降变形与不同温度荷载共同作用下轨道结构的受拉损伤因子云图，表3给出了沉降变形与不同温度荷载共同作用下轨道结构出现拉裂损伤时对应的沉降变形。

图14 沉降变形与温度荷载共同作用下轨道结构的受拉损伤因子云图

表3 沉降变形与不同温度荷载作用下轨道结构出现受拉损伤裂纹时对应的沉降变形

由图14和表3可知：在过渡段沉降变形下，当沉降变形发展到25.5 mm 时结构出现初始裂纹，当沉降变形大于30 mm 后底座板上表面出现2处小范围的拉裂损伤宏观裂纹；多荷载共同作用会明显加剧轨道结构的受拉损伤，在沉降变形与正、负温度梯度或整体升、降温共同作用下，沉降变形分别为10.4，15.7，14.4 和18.3 mm 时，结构开始出现初始裂纹，比单一沉降变形作用时的沉降变形大幅减小；沉降变形与正温度梯度共同作用时受拉损伤主要发生在轨道板内部，与整体降温共同作用时底座板上表面会出现横向贯通裂纹，与整体升温共同作用时混凝土拉裂裂纹则发生在底座板上表面的中部区域，与负温度梯度共同作用为最不利情况，在沉降变形为21.4 mm 时就出现了宏观裂纹，复合板与底座板均出现受拉裂纹。

图15 给出了沉降变形与温度荷载共同作用下轨道结构的层间离缝。

图15 沉降变形与温度荷载共同作用下轨道层间离缝

由图15 可知：沉降变形与温度荷载共同作用下层间离缝特征同冻胀变形与温度荷载共同作用下的较为一致；复合板与底座板的层间离缝峰值主要发生在轨道板板缝处，而底座板与路基层间离缝峰值则主要发生在沉降变形起始区域；在过渡段沉降变形与负温度梯度荷载共同作用下，复合板与底座板层间离缝脱空最大，峰值达到4.97 mm。

5 过渡段变形与列车荷载共同作用对无砟轨道结构变形及损伤的影响

由过渡段冻胀以及沉降变形下无砟轨道的变形规律可知，在不同形式的基础变形下，轨道结构均在轨道板间的伸缩缝位置发生较大层间离缝。由于列车荷载对下部基础的压实现象较为明显，故选取列车荷载作用在轨道板间的伸缩缝对应位置处，分别为c1，c2，c3 和c4，如图16 所示。考虑列车冲击效应，列车荷载取3倍静轮重，即为255 kN。

图16 列车荷载作用位置示意图

5.1 冻胀变形与列车荷载共同作用

图17 给出了过渡段冻胀变形与作用在不同位置处列车荷载共同作用下底座板受拉损伤因子云图。

图17 冻胀变形与作用在不同位置的列车荷载共同作用下底座板受拉损伤因子云图

由图17 可知：列车荷载和过渡段冻胀变形共同作用下，底座板的损伤表现为受拉损伤；当过渡段冻胀变形和c1 和c3 处列车荷载共同作用时，底座板损伤同单一冻胀变形作用时一致，均为底座板下表面出现横向贯通裂纹；当冻胀变形与c2 处列车荷载共同作用时，在荷载作用处的底座板下表面出现轻微损伤；当冻胀变形与c4 处列车荷载共同作用时，底座板下表面和上表面右侧凹槽处均产生拉裂裂纹。可见，当列车荷载在过渡段变形末端（c4），其与冻胀变形共同作用时为最不利情况。

图18 给出了冻胀变形与列车荷载共同作用下轨道结构的层间离缝。

图18 冻胀变形与列车荷载共同作用下轨道层间离缝

由图18 可知：当冻胀变形与c1，c2 和c4 处列车荷载共同作用时，相应位置的离缝都大幅减小，说明列车荷载可以有效地压实下部结构各层间的脱空；当冻胀变形与c3 处列车荷载共同时，复合板与底座板层间离缝峰值为0.40 mm，比单一冻胀变形时的离缝峰值减小了58%；底座板与路基层间离缝主要发生在过渡段变形起始与末端的2 个区域，离缝峰值为1.21 mm；当冻胀变形与c4 处列车荷载共同作用时，底座板与路基层间离缝峰值减小到0.29 mm。

5.2 沉降变形与列车荷载共同作用

图19给出了过渡段沉降变形与作用在不同位置处列车荷载共同作用下底座板受拉损伤因子云图。

图19 沉降变形与不同作用位置列车荷载共同作用下底座板受拉损伤因子云图

由图19 可知：列车荷载和过渡段沉降变形共同作用下，底座板的损伤主要表现为受拉损伤；当沉降变形与c1 处列车荷载共同作用时，底座板受拉损伤因子达到了0.982，底座板以变形起始点为支点发生弯折，加剧了该处的受拉损伤，出现了横向贯通的拉裂裂纹；即沉降变形与c1 处列车荷载共同作用时对底座板的损伤最为不利。

图20 给出了沉降变形与列车荷载共同作用下轨道结构层间离缝。

图20 沉降变形与列车荷载共同作用下轨道层间离缝

由图20 可知：当沉降变形与c1 处列车荷载共同时，这一侧区域被压实，导致该处的底座板与路基层间离缝峰值减小到0.60 mm；而另一侧由于复合板的“杠杆效应”会出现大幅度翘曲，复合板与底座板层间离缝峰值达到2.36 mm，比单一沉降变形下离缝峰值增加了127%；当沉降变形分别与c2，c3 和c4 处列车荷载共同作用时，轨道结构变形与单一沉降变形时基本一致；沉降变形与列车荷载作用下，底座板与路基层间离缝峰值比复合板与底座板层间离缝更大。可见，车辆荷载会显著影响轨道结构层间离缝的发展，加剧列车行驶对结构层间的拍打效应，加速混凝土损伤劣化。

6 结 论

（1）过渡段冻胀变形会导致CRTS Ⅲ型板式无砟轨道底座板出现拉裂损伤，而过渡段沉降变形对复合板和底座板的受拉破坏影响较大；当过渡段变形长度较短时（10 m 以下），在过渡段变形起始位置的结构层间脱空最为严重；过渡段冻胀变形导致的结构层间离缝峰值较大，复合板与底座板和底座板与路基离缝的峰值分别为3.39 和5.91 mm，而过渡段沉降变形导致的结构层间离缝的范围更大。

（2）温度荷载与过渡段冻胀变形共同作用时，导致底座板出现初始裂纹的冻胀变形从冻胀变形单独作用时的21.7 mm减小到16.5～20.1 mm；而在温度荷载与过渡段沉降变形共同作用时，导致底座板出现初始裂纹的沉降变形从沉降变形单独作用时的25.5 mm大幅减小到10.4～18.3 mm；温度荷载与过渡段冻胀或沉降变形共同作用时，复合板与底座板层间离缝峰值出现在轨道板板缝处，分别为5.47和4.97 mm。

（3）当过渡段冻胀或沉降变形与列车荷载分别作用在过渡段变形末端（c4）和变形起始点左侧（c1）时，底座板的损伤最为严重；车辆荷载会显著影响轨道结构层间离缝的发展，造成荷载一端的结构层间压实，而另一端结构层间离缝显著增大的现象。