高速铁路解锁后纵连式无砟轨道纵向温度应力及界面损伤研究

蒋典佑，林锦镇，曹毅杰，刘 钰，孙晓丹，杨怀志，朱星盛

(1.西南交通大学土木工程学院,成都 610031; 2.京沪高速铁路股份有限公司,北京 100038)

引言

纵连板式无砟轨道作为我国主要的轨道结构形式之一,在京津、京沪、京广等高速铁路上广泛运用。在运营过程中受极端气候条件的影响,轨道结构发生了不同程度的损伤,主要表现为:CA砂浆层离缝、板间接缝挤碎或拉裂、支撑层挤压斜裂和轨道板上拱等现象[1-5],其中夏季持续高温时轨道板上拱病害较为突出,轨道板上拱会破坏线路平顺性,严重时直接影响高速列车的运行安全。

目前,针对纵连式无砟轨道板上拱病害机理的研究已较为深入。针对极端高温天气轨道板的上拱问题,文献[6]分析了轨道板上拱的最不利整体温升,并提出不同因素对上拱发生临界整体温升的影响,为上拱病害整治提供理论依据。文献[7]针对不同层间黏结状态与不同板间接缝状态的轨道结构,开展了轨道板板端上拱变形影响规律研究。文献[8]研究分析了轨道板上拱的成因及其对钢轨变形的影响。文献[9]对纵连板式无砟轨道结构失稳临界整体温度及轨道结构稳定性影响因素展开了研究。以上研究,均将温度荷载作为分析轨道板上拱病害机理的重要影响因素,对整治上拱病害的产生机理进行了探索,为其整治措施提供了理论依据。对于板式无砟轨道上拱病害的整治措施,往往通过植筋的方式对既有结构加固和补强[10-14],而对于已经发生上拱病害的区段,现场处理方法为凿除宽窄接缝释放轨道板温度应力,待轨道板恢复后再重新浇筑宽窄接缝和填补CA砂浆[15]。然而,上述整治措施并未从根本上解决纵连式轨道板的上拱问题。

为降低极端天气下轨道板的温度应力,从改变轨道结构体系的角度解决轨道板上拱问题,部分研究提出改变纵连板式无砟轨道结构体系的优化方案,将现有纵连体系转变为弱纵连体系[16-17]或单元体系[18-20]。其中,单元体系借鉴了CRTSⅠ型或CRTSⅢ型板式无砟轨道,如采用单元轨道板并辅以限位凸台进行纵横向限位,或采用多块单元轨道板共用一块纵连底座板,以此方式疏导纵连板式无砟轨道结构的温度应力。解锁为单元体系时,具体实施方式为移除宽窄接缝、解锁张拉锁件并移除板间接缝位置处砂浆层,如图1所示。此种方式符合温度力释放要求,可达到控制轨道板上拱的目的。

图1 解锁后纵连式无砟轨道示意Fig.1 Diagram of longitudinally connected ballastless track after unlocking

为探究整体温升作用下,部分解锁后纵连板式无砟轨道纵向应力分布及释放效果和层间界面损伤演化规律,建立部分解锁后的轨道结构有限元计算模型,分析解锁后轨道结构的层间损伤演化过程和建立整体温升与轨道结构层间离缝面积的关系,并通过与未解锁轨道结构的温度应力进行对比得出解锁后轨道结构温度应力的释放效果,同时探讨解锁后轨道结构层间界面损伤对温度应力分布形式及演变规律的影响。

1 建立解锁后轨道结构有限元模型

利用ABAQUS建立解锁后CRTSⅡ型板式无砟轨道结构计算模型,解锁节段长度为3块轨道板,如图2所示。模型采用1.5块+1.5块轨道板的布置形式,模型两端设置对称约束。模型由钢轨、扣件、轨道板、CA砂浆层、底座板和基础组成。模型取轨道板宽2 550 mm,长6 450 m;底座板宽2 950 mm,长19 450 mm。轨道板厚200 mm,底座板厚200 mm,CA砂浆层厚30 mm。解锁位置如图2(c)所示,去除的宽接缝纵向长210 mm,去除的窄接缝纵向长50 mm,去除的宽窄接缝厚度均为100 mm。基础面宽3 950 mm,高度不计。轨道板结构各部件详细参数见表1。

表1 CRTSⅡ型板式无砟轨道主要结构参数Table 1 Structure parameter of CRTSⅡ slab ballastless track

图2 解锁后轨道结构有限元模型示意(单位:mm)Fig.2 Finite element model of ballastless track after unlocking (unit: mm)

建模时,钢轨、轨道板、CA砂浆层、底座板及基础均采用实体单元模拟;其中钢轨和轨道板由扣件连接,扣件采用弹簧单元模拟,扣件垂向、横向刚度均为25 kN/mm,每组扣件纵向阻力15 kN,弹塑性临界点2 mm;轨道板与CA砂浆层之间的界面采用厚1 mm的内聚力单元模拟。由于纵向连接钢筋对宽窄接缝存在约束作用,宽窄接缝两侧与轨道板设置为绑定约束。窄接缝与CA砂浆层、基础面与底座板的接触属性均设为面面接触,其中,法向为硬接触,切向摩擦系数设为0.3。轨道结构模型纵向两端设置为对称约束,基础设置为刚体,基础底部设置为全约束,扣件约束其三向转动。当层间界面产生离缝时,层间接触属性同样设为面面接触。本模型中整体温升荷载仅作用于基础以上的轨道结构。

为描述轨道板与CA砂浆层的层间界面力-位移关系,采用图3所示的双线性内聚力模型;假定层间界面切向性能均匀连续,其法向和切向内聚力参数参照文献[1],列于表2。

表2 双线性内聚力模型参数Table 2 Parameters of bilinear cohesive zone model

图3 双线性内聚力模型Fig.3 Bilinear cohesive zone model

2 解锁后层间损伤演化分析

部分解锁后,轨道板由纵连体系转变为单元体系,轨道结构层间关系仍沿用了解锁前的黏结条件,且轨道板纵向约束除钢轨外仍由层间黏结提供,因此,整体温升下层间损伤演化过程直接关系到解锁后轨道结构的适用性。

图4为整体温升下层间损伤的演化过程,图示右侧虚线为解锁位置,由于层间损伤关于解锁位置中心对称分布,故图中取左侧轨道结构的层间损伤展示,其中整体温升2 ℃为层间损伤产生的临界条件,整体温升13 ℃为解锁后轨道结构层间离缝产生的临界条件。由图4可知,当整体温升达到2 ℃时层间损伤首先在靠近解锁位置的轨道板板端产生;随着整体温升升高,层间损伤逐渐向远离解锁位置方向扩展,而当整体温升达到13 ℃时,解锁位置板端处的层间黏结失效并产生离缝。轨道结构层间离缝由板端向远离解锁位置方向不断扩展,且当距解锁位置最近的轨道板层间离缝面积达到一定程度时,层间离缝由宽窄接缝向两侧扩展。

图4 整体温升下层间损伤演化过程Fig.4 Evolution of interface damage under temperature load

图5中纵向位移差为靠近解锁位置的轨道板板端底面与底座板表面的纵向位移差值,离缝面积为轨道板层间界面黏结失效面积总和。由图5可知,在整体温升由13 ℃上升至18 ℃区间内,层间离缝面积增长速率最大;当整体温升达到18 ℃以上时,离缝面积增长速率放缓。由图5中纵向位移差值可知,当整体温升为13 ℃时,纵向位移差达到1 mm,而1 mm则是层间黏结性能失效的临界条件。这表明,部分解锁后轨道结构层间离缝是由于轨道板和底座板纵向位移差过大而导致的。解锁后的轨道结构在整体温升作用下,层间离缝产生的临界整体温升较低,且在13～18 ℃区间内层间离缝面积增长明显。

图5 整体温升下纵向位移差与离缝面积曲线Fig.5 Longitudinal displacement difference and curve of separation area under temperature load

结合图4和图5分析可知,由于解锁后的纵连式轨道板板端缺少了宽窄接缝的纵向约束,而底座板仍为长纵连体系,整体温升作用下使得轨道板和底座板纵向位移差值随着整体温升的升高而不断增大,纵向位移差过大是造成其层间离缝产生的主要原因;同时,整体温升大于18 ℃时,由于靠近解锁位置的轨道板层间界面出现大面积离缝,未离缝区域层间界面损伤系数也已达到0.9以上,而远离解锁位置的轨道板由宽窄接缝提供轨道板纵向约束;此时,由于宽窄接缝与底座板之间的摩擦接触提供轨道板一定纵向约束,且由于靠近解锁位置轨道结构已产生离缝,其纵向约束较小变形相对自由,故此轨道结构层间离缝面积增长速率放缓。

综上所述,部分解锁后轨道板和CA砂浆层由纵连体系转变为单元体系,其纵向约束强度大幅降低,而底座板仍为纵连体系,解锁后轨道板底面和底座板表面纵向位移差随着整体温升增加而不断增长,这使得轨道结构层间损伤、离缝产生的临界整体温升过低;且在整体温升13～18 ℃区间内,轨道结构层间离缝面积增长显著;解锁后轨道结构纵向约束条件由于层间离缝面积的扩展,纵向约束强度随之不断降低。因此,为使解锁后轨道结构更加稳定,建议在解锁同时施加限位措施,以此控制轨道结构各层纵向位移差,并达到提升层间损伤的临界整体温升的目的。

3 解锁后温度应力释放效果

3.1 轨道板温度应力释放效果

为探讨部分解锁对轨道板温度应力的释放效果,本节以轨道板纵向应力为研究对象,对比分析解锁和未解锁状态下轨道板纵向应力,结合层间界面损伤演化规律,分析不同整体温升作用下轨道板纵向应力分布形式规律。

表3为整体温升作用下轨道结构解锁前后轨道板表面、底面纵向应力最值汇总。由表3可知,随着整体温升升高,轨道板降幅逐渐增大,温度应力疏导效果越来越显著。当整体温升为10 ℃时,解锁后轨道板表面、底面纵向应力最大值的降幅最低,此时层间界面尚未产生离缝,其轨道结构的层间界面黏结性能较好;此时轨道板底面的纵向应力降低了2.19 MPa,降幅54.7%,这表明解锁可大幅释放纵连式轨道板的温度应力。

表3 整体温升下轨道板纵向应力最值 MPaTable 3 Maximum longitudinal stress of track slab under overall rail tempreture

当整体温升为50 ℃时,轨道板纵向应力降幅最大,轨道板表面纵向应力最值由未解锁时的18.3 MPa降低至0.83 MPa,降幅为95.5%;由上节分析可知,此时轨道结构层间界面存在大面积离缝,其轨道结构纵向约束相较于整体温升10 ℃时发生了改变,因此,轨道板纵向应力的释放量来自于轨道结构体系的改变和层间界面损伤。

图6为不同整体温升下轨道板表面、底面纵向应力分布曲线,其提取路径为轨道结构各层横向中心由解锁位置向两侧延伸。不同整体温升作用下,轨道板纵向应力最大值和轨道板上下表面纵向应力差值最大值均出现在远离解锁位置的轨道板纵向中心。

图6 轨道板纵向应力分布曲线Fig.6 Longitudinal stress curve of track slab

由图6可知,解锁后,不同整体温升下轨道板的板表面、底面纵向应力分布形式不同,这是由于轨道结构层间界面损伤随着整体温升升高而不断扩展,使得不同整体温升对应的轨道板纵向约束条件不同。结合第2节层间损伤演化分析结果可知,整体温升越高,层间界面对轨道板的纵向约束越小,故10～18 ℃时,层间离缝面积迅速扩展,轨道板纵向应力发生重分布。

图7为整体温升作用下,解锁后解锁位置轨道板板端、轨道板中心和靠近宽窄接缝处板端的轨道板底面纵向应力及层间界面损伤系数的变化曲线,其中实线代表了该位置轨道板底面纵向应力值,虚线为该位置层间界面损伤系数。如图7所示,轨道结构不同位置层间界面损伤产生的临界整体温升与轨道板底面纵向应力达到峰值的整体温升相一致,这是因为层间损伤的产生导致纵向约束强度降低,进而使得该位置轨道板底面纵向应力降低,故在层间损伤产生临界整体温升时,轨道板底面纵向应力达到峰值;同时又由于层间损伤演化是由解锁位置向两侧扩展的,因此越远离解锁位置,轨道板底面纵向应力峰值所对应的整体温升越大,其中板端纵向应力峰值对应整体温升为2 ℃,宽窄接缝处轨道板对应整体温升为5 ℃。

图7 轨道板底面纵向应力及层间损伤系数随整体温升变化曲线Fig.7 Longitudinal stress of track slab bottom and interface damage coefficient under temperature load

综上所述,相较于未解锁状态的轨道结构,部分解锁后轨道结构能够有效起到释放温度应力的作用;随着整体温升的升高,层间界面损伤不断扩展导致对轨道板的纵向约束减弱,因此轨道板纵向应力不断下降;由于不同整体温升的层间界面损伤程度不同,尤其在13～18 ℃时,层间离缝面积增长速率较快,使得轨道板表面、底面纵向应力分布形式差异较大;同时,与未解锁的轨道结构相比,解锁后轨道板纵向应力的释放量主要来自于解锁对于轨道板纵向体系的改变及层间界面损伤的扩展。

3.2 宽窄接缝温度应力释放效果

宽窄接缝作为CRTSⅡ型板式无砟轨道结构中相对薄弱的构件,因此,本节探讨了在整体温升作用下部分解锁后宽窄接缝温度应力的释放效果,将解锁后和未解锁状态下宽窄接缝纵向应力加以对比分析,并结合上述对层间界面损伤的分析,对宽窄接缝不同位置纵向应力变化趋势开展研究。

表4为不同整体温升作用下,部分解锁后宽窄接缝纵向应力最值汇总,括号中显示了宽窄接缝纵向应力最值解锁前后的降幅。

表4 整体温升下宽窄接缝纵向应力最值 MPaTable 4 Maximum longitudinal stress of wide and narrow joint

由表4可知,随着整体温升升高,宽窄接缝纵向应力最值降幅逐渐增大,温度应力疏导效果越来越显著,当整体温升为50 ℃时,温度应力降幅最大,接缝纵向应力最值由未解锁时的18.2 MPa降低至0.85 MPa,降幅为95.3%。同轨道板温度应力释放原理相似,由于轨道结构体系的改变及层间界面损伤的扩展,宽窄接缝纵向应力下降明显。当整体温升为10 ℃时,宽窄接缝纵向应力最值降幅仍有73.3%,此时层间并未发生离缝,因此,可知本单元化方案在降低宽窄接缝纵向应力上有一定作用。同时,解锁后宽窄接缝纵向应力最值随着整体温升升高,呈先减小后增大趋势,并在整体温升为20 ℃时纵向应力最大值最小。结合以上对层间界面损伤演化过程分析可知,当整体温升大于20 ℃后,层间离缝面积增长速率放慢,此时轨道结构纵向约束较为稳定,因此,宽窄接缝纵向应力最值随着整体温升升高而增大。

为更全面地反映宽窄接缝纵向应力随整体温升的变化规律,图8展示了宽窄接缝不同位置纵向应力和层间离缝面积随整体温升的变化曲线,其中负值表示为压应力。由图8可知,宽窄接缝各位置纵向应力随着整体温升增大,呈先增大后减小再增加的趋势。当整体温升为5 ℃时,宽窄接缝底面纵向应力最先达到最大值;当整体温升为10 ℃时,宽窄接缝表面纵向应力最后达到最大值。由此可得,宽窄接缝底面纵向应力对层间界面损伤导致的纵向约束强度改变更为敏感。

图8 宽窄接缝纵向应力及层间离缝面积随温升变化曲线Fig.8 Longitudinal stress of joint and interface damage coefficient under temperature load

当整体温升由10 ℃升高至18 ℃时,由于层间界面损伤已达到0.9以上并产生层间离缝,层间离缝面积由0增长至14 m2,层间黏结对轨道结构的纵向约束逐渐降低。由此可知,由于轨道结构纵向约束的降低,宽窄接缝纵向应力在此阶段随着整体温升升高而逐渐降低;当整体温升为18 ℃时,宽窄接缝底面纵向应力值达到最小值0.2 MPa。当整体温升大于18 ℃时,宽窄接缝底面纵向应力随着整体温升升高而逐渐增大,且宽窄接缝底面纵向应力值由三个部位中最小转变为最大。该现象产生的原因主要有:(1)由于层间离缝面积已达到14 m2,层间黏结作用对轨道结构纵向的约束作用进一步减小,此时宽窄接缝与底座板之间接触为抵抗轨道板在温升作用下的膨胀,因此宽窄接缝纵向应力随着整体温升升高而升高;(2)由离缝扩展形式可知,层间离缝主要集中于离解锁位置较近的轨道板层间界面上,使得宽窄接缝在此阶段多在抵抗中间轨道板的膨胀,从而导致宽窄接缝底面受压显著,其次为宽窄接缝中部。

综上所述,宽窄接缝各位置纵向应力随着整体温升升高,呈先增大后减小再增加趋势。当整体温升为0～10 ℃,宽窄接缝纵向应力随整体温升升高逐渐增大;当整体温升为10～18 ℃时,由于层间界面离缝面积增长速率较快,宽窄接缝纵向应力随整体温升升高逐渐减小;当整体温升为18～50 ℃时,此时离缝面积增长速率较慢,轨道结构纵向约束强度较为稳定,使得宽窄接缝纵向应力随整体温升升高而增大,并表现为宽窄接缝底面受压更为明显,其次为宽窄接缝中部。

4 结论

通过建立部分解锁后CRTSⅡ型板式无砟轨道结构有限元计算模型,分析其在整体温升作用下层间界面的演化规律,建立了整体温升与层间离缝面积之间的关系,研究部分解锁后轨道结构对温度应力的释放效果,探讨了层间界面损伤对轨道结构温度应力的影响规律,得出主要结论如下。

(1)解锁后轨道板底面和底座板表面的纵向位移差随着整体温升的升高而增大,进而使得轨道结构层间损伤、离缝产生的临界整体温升过低,且当整体温升为13～18 ℃时,轨道结构层间离缝面积显著增长;建议在解锁轨道结构前,施加相应的限位措施,以控制轨道结构各层之间的位移差。

(2)由于轨道结构纵连体系的改变,且层间黏结强度随整体温升的升高而降低,解锁后轨道板温度应力得到一定程度的释放。当整体温升为10 ℃时,解锁后轨道板纵向应力相较于未解锁时的纵向应力降低了2.19 MPa,降幅为54.7%;层间界面损伤不断扩展导致轨道板纵向约束强度降低,使得轨道板纵向应力随整体温升的升高而降低,温度应力释放效果越显著;当整体温升50 ℃时,轨道板纵向应力最多下降了17.5 MPa,降幅95.5%。

(3)解锁后宽窄接缝温度应力得到释放,同时其随整体温升的变化规律明显受到层间离缝面积扩展的影响。随着整体温升升高,宽窄接缝纵向应力呈先增大后减小再增加趋势。当整体温升为10～18 ℃时,宽窄接缝纵向应力随整体温升的升高逐渐减小;当整体温升为18～50 ℃时,宽窄接缝纵向应力随整体温升的升高而增大,宽窄接缝底面受压更显著;当整体温升为50 ℃时,宽窄接缝温度应力降幅最大,接缝纵向应力最值由未解锁时的18.2 MPa降低至0.85 MPa,降幅为95.3%。

(4)由于轨道板纵连体系的改变及层间界面损伤的共同影响,相较于未解锁的纵连板式无砟轨道结构,解锁后轨道板和宽窄接缝的纵向应力得到不同程度的释放。