重載列車作用下CRTSⅢ型板式軌道結構力學特性試驗研究

曾志平，何賢豐，余志武，魏煒

(1. 中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；2. 中南大學 高速鐵路建造技術國家工程實驗室，湖南 長沙 410075；3. 中南大學 重載鐵路工程結構教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075)

鐵路運輸是國民經濟的大動脈，重載鐵路運輸因其運能大、效率高、運輸成本低等優點，20世紀50年代以來受到世界各國的廣泛重視[1?4]。LI等[5]提出了一種用于數值模擬軌道輪廓磨損的方法，并將其應用于中國的重載鐵路。戴公連等[6]探討了在既有鐵路簡支梁橋上運行30 t軸重重載列車的可行性。目前，世界各國重載鐵路的軌道結構形式主要為有砟軌道。隨著運量、軸重和行車速度增加，重載鐵路有砟軌道的劣化狀態極易出現惡性循環，導致維修工作頻繁[7]。考慮無砟軌道具有壽命長、穩定性好、維護費用低、平順性好、降低隧道凈空等優點[8]，國內外針對重載鐵路長大隧道內無砟軌道結構適應性開展了研究工作。王繼軍等[9]結合目前國內新建重載煤運通道建設工程，在總結國外重載鐵路及國內客貨混運鐵路無砟軌道結構研究的基礎上，研究了重載鐵路隧道內無砟軌道的選型原則，并對國內外典型無砟軌道結構特點進行分析，初步提出了重載鐵路隧道內無砟軌道結構方案，為我國重載鐵路隧道內無砟軌道結構的研究和發展提供借鑒。趙勇等[10]利用瓦(塘)日(照)鐵路 30 t軸重重載綜合試驗段對隧道內無砟軌道結構的振動特性進行了研究。杜香剛等[11]建立了30 t軸重重載列車作用下彈性支承塊式、雙塊式和長枕埋入式無砟軌道多節點模型，從靜動力特性、疲勞性能等方面開展了對比試驗。高速鐵路 CRTSⅢ型板式無砟軌道是我國具有完全自主知識產權的無砟軌道結構[12]，已成功應用于成灌、盤營、鄭徐等多條高速鐵路。國內針對高速列車作用下 CRTSⅢ型板式無砟軌道結構靜動力特性進行了大量的研究。孫璐等[13]選取高速鐵路 CRTSⅢ型板式無砟軌道結構進行結構靜力特性分析；同時計算分析車輛荷載在不同位置處的無砟軌道結構產生的應力大小，以及無砟軌道結構在車輛荷載作用下的臨界荷位和最不利位置。吳斌等[14]針對高速列車荷載作用下路基上CRTSⅢ型板式無砟軌道結構動力特性進行試驗研究。但縱觀這些研究成果，重載列車作用下CRTSⅢ型板式無砟軌道結構力學特性的理論和試驗研究鮮見報道，而開展重載列車作用下 CRTSⅢ型板式無砟軌道結構的適應性研究，對于我國重載鐵路運輸的發展、我國無砟軌道的推廣和技術水平的提高、以及重載鐵路軌道技術體系的完善具有重要意義。由于重載鐵路隧道地段對無砟軌道的需求尤為迫切，本文針對重載列車作用下隧道內 CRTSⅢ型板式無砟軌道結構力學性能建立了1:1足尺試驗模型，并進行了800萬次疲勞試驗，獲得了各結構層的力學性能變化規律，對于重載鐵路 CRTSⅢ型板式無砟軌道結構適應性研究具有參考價值。

1　試驗方案

1.1　CRTSⅢ型板式無砟軌道試驗模型

采用1塊標準軌道板長度的結構體系作為試驗研究對象。結合實際結構體系，試驗模型由鋼軌、扣件、預制軌道板、自密實混凝土層、隔離層以及鋼筋混凝土底座等部件組成。試驗模型的制作如圖1所示。

圖1　模擬隧道內CRTSⅢ型板式無砟軌道足尺試驗模型制作Fig. 1　Manufacturing the full-scale test model of CRTSⅢ slab ballastless track structure in simulated tunnel

軌道板在軌道板廠按實際工藝要求進行制作，長寬高分別為5 600 mm×2 500 mm×200 mm。底座和自密實混凝土等均嚴格按照設計圖紙和施工工藝要求施工制作，其中底座長寬高分別為 5 650 mm×2 900 mm×300 mm，施工過程中預埋相應的測試元件。本試驗模型的支承基礎以1塊剛性鋼筋混凝土板模擬，模擬隧道內無砟軌道的剛性支承。

1.2　測試內容及元器件布置

具體測試內容：鋼軌相對于軌道板位移、軌道板相對于底座位移、軌道板加速度、底座板加速度、軌道板表面混凝土應變、自密實混凝土應變和底座混凝土應變。測試元件主要包括位移計、加速度計、應變片和應變計。

根據有限元計算結果，沿板縱向板中、加載點正下方和板端為 3個特征截面，結合文獻[18]中各結構層布筋設計，各測試元件布置方式如圖2所示。圖2(a)中，自密實混凝土層應變計距離自密實混凝土層下表面36 mm，底座上、下層混凝土應變計分別距離底座上、下表面50 mm。圖2(b)中，對于自密實混凝土層，x=650 mm，y=2 900 mm；對于底座，x=850 mm，y=2 825 mm。圖2(b)中，Q，F，H，S，L和T分別代表縱向1/4、縱向3/4處、縱向板中和橫向板中、橫向板邊、縱向和橫向，例如：Q-H-T代表板縱向1/4處橫向板中橫向應變；圖2(c)中，1~6位移計測鋼軌相對于軌道板位移，7~12位移計測軌道板相對于底座位移，13~18加速度計測軌道板加速度，19~24加速度計測底座加速度。

圖2　測試元件布置圖Fig. 2　Layout of test element

1.3　加載方案

模擬隧道內 CRTSⅢ型板式無砟軌道結構體系試驗依托高速鐵路建造技術國家工程實驗室的PMW-1200電液式脈動疲勞試驗機進行。作動器設置在軌道板正中間，荷載通過作動器施加于縱向分配梁上，再通過兩根橫向分配梁作用于軌道結構上，根據文獻[15]，2根橫向分配梁間距取為1.83 m，加載方式如圖3所示。

圖3　CRTSⅢ型板式無砟軌道試驗加載方式Fig. 3　Test loading method of CRTSⅢ slab ballastless track

圖4　試驗荷載時程曲線Fig. 4　Test loading curve

試驗中采用簡化計算法求得模擬動荷載，根據重載鐵路的發展趨勢，最大軸重按30 t計，根據文獻[16]，豎向疲勞檢算活載取為靜輪載的1.5倍，設計疲勞荷載上限值取90 t，疲勞荷載下限值按下限值/上限值=0.1確定，取為9 t。為了研究軌道結構的疲勞效應，在動載試驗過程中穿插進行靜載試驗。動載加載曲線如圖4所示。

2　實驗結果分析

2.1　扣件豎向剛度

根據文獻[17]，鋼軌扣件動、靜剛度計算公式如下：

式中：K為節點剛度，kN/mm；F1和 F2為向被測系統的鋼軌施加的最小和最大荷載，kN；D1和 D2為鋼軌的最小和最大位移，mm。

試驗測得鋼軌相對于軌道板豎向位移最大值的變化曲線和扣件豎向動靜剛度比變化曲線如圖 5所示, 隨著荷載作用次數增加，鋼軌相對于軌道板靜態、動態位移逐漸減小。前 50萬次，動、靜態位移減小值均在0.01 mm以內，說明位移基本沒有變化，此時扣件處于彈性階段，無殘余累積變形；50萬次至300萬次，平均每作用50萬次，靜態、動態位移分別減小0.03 mm和0.02 mm，位移變化幅度較大；300萬次至800萬次，荷載平均每作用100萬次，靜態、動態位移分別減小0.04 mm和0.03 mm。鋼軌相對于軌道板豎向位移的變化反映了扣件豎向剛度的變化，疲勞荷載作用800萬次，動靜剛度比保持在1.5~1.55之間，說明動靜剛度比變化不大。經300萬次荷載循環后，鋼軌節點靜剛度增加 8.95%，小于文獻[17]中規定的 25%。扣件豎向剛度增加幅度的變化曲線如圖6所示，荷載作用前50萬次，動、靜剛度變化幅度均在2%以內，說明疲勞初始階段扣件豎向剛度變化不大，50至800萬次，剛度隨著作用次數基本呈線性增加，且動、靜剛度的增加幅度具有一致性，作用800萬次后，扣件豎向動、靜剛度分別增加24.77%和23.94%。

2.2　隔離層剛度

隔離層壓縮量的變化反映了隔離層剛度的變化，試驗測得軌道板相對于底座的位移最大值變化曲線和隔離層動靜剛度比變化曲線如圖7所示，隨著作用次數的增加，軌道板相對于底座靜態、動態位移逐漸減小，重載作用前300萬次，隔離層不斷被壓縮導致位移減小較快，靜態位移平均以 0.01 mm/50萬次減小，動態位移平均以0.01 mm/100萬次減小，300萬次至800萬次，位移變化曲線趨于平緩，隔離層剛度不斷增加，而動靜剛度比保持在1.6~1.7之間，隨著作用次數的增加比值略有減小，作用800萬次后，動靜剛度比減小6.4%。隔離層剛度增加幅度的變化曲線如圖8所示，作用前300萬次，隔離層動、靜剛度變化較快，變化幅度隨著疲勞荷載作用次數基本呈線性增加。隔離層動、靜剛度分別在作用600和550萬次后增加1倍，作用800萬次后，隔離層動、靜剛度分別增加 1.52倍和1.36倍。

圖5　位移和動靜剛度比變化曲線Fig. 5　Variation curve of displacement and static stiffness ratio

圖6　豎向動、靜剛度增加幅度Fig. 6　Increasing range of the vertical dynamic stiffness and static stiffness

圖7　位移和動靜剛度比變化曲線Fig. 7　Variation curve of displacement and dynamic and static stiffness ratio

圖8　隔離層動、靜剛度增加幅度Fig. 8　Increasing range of the dynamic stiffness and static stiffness of isolation layer

2.3　結構層豎向加速度

試驗測得軌道板和底座豎向加速度最大值隨著作用次數的變化曲線如圖9所示。隨著作用次數增加，軌道板豎向加速度逐漸減小，底座豎向加速度逐漸增加。對比圖6和圖8可知，隔離層剛度比扣件剛度變化明顯較快，隔離層剛度的變化對結構層加速度的影響起到主導作用，隨著隔離層剛度的增加，軌道板豎向加速度逐漸減小，而底座豎向加速度逐漸增加。作用前300萬次，軌道板和底座豎向加速度變化較快，300萬次至800萬次，變化曲線趨于平緩，這與隔離層剛度變化特征具有一致性。作用800萬次后，軌道板豎向加速度從66.1 mg減小到 42.3 mg，減小 36.0%；底座豎向加速度從29.8 mg增加到49.9 mg，增加67.4%。

圖9　軌道板和底座豎向加速度變化曲線Fig. 9　Variation curve of the vertical acceleration of the track panel and base

2.4　結構層應力

試驗中通過應變計和應變片測得結構層混凝土應變，再通過應力應變關系曲線求得應力。

加載點正下方軌道板上表面各測點處應力變化曲線如圖10所示(正值為拉應力，負值為壓應力，下同)，隨著荷載作用次數增加，軌道板表面混凝土應力變化幅度不大，疲勞荷載作用800萬次后，軌道板上表面Q-H-T，Q-H-L，Q-S-T和Q-S-L處混凝土應力大小分別從0.13，0.48，0.59和1.13 MPa減小到0.1，0.43，0.52和1.07 MPa，分別減小23.1%，10.4%，11.9%和5.3%。

圖10　軌道板上表面混凝土應力變化曲線Fig. 10　Variation curve of the upper surface concrete stress of the track plate

自密實混凝土板縱向1/2截面處(H-H-T，H-HL，H-S-T和H-S-L)應力變化如圖11所示，從圖中可以看出，板縱向1/2截面處，自密實混凝土最大拉應力出現在H-S-L處，最大壓應力出現在H-H-T處，且最大拉應力比最大壓應力大，這將對自密實混凝土的受力產生不利影響。隨著作用次數增加，自密實混凝土應力逐漸減小，作用 800萬次后，H-H-T，H-H-L，H-S-T和 H-S-L處應力值分別從0.54，0.75，0.85和1.09 MPa減小到0.37，0.58，0.71和0.92 MPa，分別減小31.5%，22.7%，16.0%和15.6%。

圖11　自密實混凝土應力變化曲線Fig. 11　Variation curve of the self-compacting concrete stress

圖12　底座混凝土應力變化曲線Fig. 12　Variation curve of the base concrete stress

底座板縱向1/2截面處(上層H-H-T，下層H-HT，下層H-S-T和上層H-S-L)混凝土應力變化如圖12所示，在板縱向1/2截面處，最大拉應力出現在下層H-S-T處，最大壓應力出現在上層H-H-T處，最大壓應力值要比最大拉應力值大。底座應力隨著荷載作用次數的增加而逐漸增加，作用800萬次后，上層H-H-T，下層H-H-T，下層H-S-T和上層H-S-L處應力值分別從0.61，0.19，0.29和0.16 MPa增加到0.77，0.32，0.45和0.32 MPa，分別增加26.3%，66.7%，55.6%和 100.0%。扣件剛度和隔離層剛度的增加，將對結構體系的應力產生不利影響，尤其對于底座應力影響較大。

3　結論

1) 重載疲勞荷載作用下，鋼軌相對于底座位移逐漸減小，反映出扣件豎向剛度逐漸增加，而動靜剛度比變化不明顯；作用800萬次后，扣件豎向動、靜剛度均增大約1/4。

2) 重載疲勞荷載作用下，CRTSⅢ型板式無砟軌道結構隔離層剛度顯著增加，其動、靜剛度在疲勞荷載分別作用 600萬次和 550萬次之后即增加1倍。

3) 重載疲勞荷載作用下，受隔離層剛度增加的影響，軌道板和自密實混凝土應力略有降低，但其最大應力可達1 MPa。

4) 相對于軌道板和自密實混凝土，重載疲勞荷載作用下底座加速度和應力較小，但均呈逐漸增加之勢，這將對支承基礎的穩定性和底座疲勞壽命產生不利影響。

5) 試驗研究成果將為重載鐵路CRTSⅢ型板式無砟軌道設計、動靜力學特性計算和疲勞分析等提供依據。

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