板端離縫下CRTSⅢ型板式軌道動(dòng)力特性研究

劉平，武欣，徐浩

板端離縫下CRTSⅢ型板式軌道動(dòng)力特性研究

劉平1，武欣1，徐浩2

(1. 河北軌道運(yùn)輸職業(yè)技術(shù)學(xué)院 車輛系，河北 石家莊 050000；2. 中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司，四川 成都 610031)

軌道板與自密實(shí)混凝土層之間的板端離縫是CRTSⅢ型板式軌道的主要傷損型式之一，為分析板端離縫對(duì)路基上CRTSⅢ型板式軌道動(dòng)力特性的影響，建立車輛-CRTSⅢ型板式軌道?路基垂向耦合振動(dòng)模型，研究不同板端離縫長(zhǎng)度對(duì)車輛和軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響。研究結(jié)果表明：板端離縫將增大車輛和軌道結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)。當(dāng)脫空長(zhǎng)度超過(guò)1.54 m時(shí)，軌道結(jié)構(gòu)的垂向位移出現(xiàn)拐點(diǎn)，扣件系統(tǒng)上拔力接近允許限值10 kN，板端離縫區(qū)域附近的自密實(shí)混凝土層所受的垂向壓應(yīng)力增大28.75倍。板端離縫導(dǎo)致自密實(shí)混凝土層更易發(fā)生劣化，從無(wú)砟軌道耐久性方面考慮，建議當(dāng)CRTSⅢ型板式軌道板端離縫長(zhǎng)度達(dá)到1.54 m時(shí)應(yīng)及時(shí)進(jìn)行養(yǎng)護(hù)維修。

CRTSⅢ型板式軌道；板端離縫；高速列車；動(dòng)力響應(yīng)；養(yǎng)護(hù)維修

CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道是結(jié)合成都至都江堰鐵路建設(shè)形成的具有自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)，目前已在成灌、盤營(yíng)等線路上應(yīng)用。然而在運(yùn)營(yíng)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，軌道板與自密實(shí)混凝土層之間存在離縫現(xiàn)象。一旦軌道板與自密實(shí)混凝土層的離縫嚴(yán)重時(shí)，將影響無(wú)砟軌道的耐久性和高速列車運(yùn)行的平穩(wěn)性與安全性，因此，有必要研究層間離縫對(duì)車輛和軌道動(dòng)力特性的影響。目前，關(guān)于層間離縫對(duì)車輛?軌道動(dòng)力特性的影響研究主要針對(duì)CRTSⅠ型和CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道[1?6]。向俊等[1]認(rèn)為，CA砂漿層劣化將引起軌道加速度和位移急劇增大，應(yīng)嚴(yán)格控制CA砂漿病害。LIU等[2]通過(guò)建立車輛?無(wú)砟軌道?路基耦合動(dòng)力學(xué)模型，研究不同列車速度下由于CA砂漿造成的層間離縫對(duì)單元板式軌道動(dòng)力特性的影響規(guī)律，認(rèn)為當(dāng)列車速度超過(guò)300 km/h，層間離縫長(zhǎng)度小于2 m時(shí)，幾乎不影響行車安全性，但會(huì)造成軌道板振動(dòng)急劇增加。REN等[3]建立考慮底座板脫空的列車?板式無(wú)砟軌道動(dòng)力學(xué)模型，研究底座板脫空對(duì)日本板式無(wú)砟軌道動(dòng)力特性的影響，認(rèn)為在短波不平順下，底座板脫空面積應(yīng)小于10 m2，長(zhǎng)波不平順性底座板脫空面積應(yīng)小于14 m2。WANG等[4]通過(guò)建立路基上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道動(dòng)力學(xué)模型，研究砂漿脫空對(duì)CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道動(dòng)力特性的影響，認(rèn)為砂漿脫空長(zhǎng)度應(yīng)小于1.95 m。李培剛等[5]建立考慮CA砂漿脫空的橋上板式無(wú)砟軌道模型，研究CA砂漿脫空對(duì)橋上單元板式無(wú)砟軌道動(dòng)力特性的影響規(guī)律，建議砂漿脫空長(zhǎng)度不宜超過(guò)0.8 m。楊榮山等[6]通過(guò)建立考慮CA砂漿傷損的列車?軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型，研究砂漿傷損對(duì)CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道動(dòng)力特性的影響，認(rèn)為砂漿傷損沿軌道板縱向?qū)挾炔灰顺^(guò)0.6 m，沿軌道橫向?qū)挾炔灰顺^(guò)0.2 m。盡管國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)層間離縫下CRTSⅠ型和CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道動(dòng)力特性的影響規(guī)律開(kāi)展了大量研究，但是，針對(duì)CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道動(dòng)力特性尤其是板端離縫對(duì)CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道動(dòng)力特性的研究尚未見(jiàn)報(bào)道。周毅等[7?8]分別對(duì)路基及橋梁上CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道的動(dòng)力特性進(jìn)行研究，然而未考慮層間離縫的影響。楊政[9]從靜力學(xué)的角度研究層間離縫對(duì)CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道受力特性的影響規(guī)律?？紤]CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道在服役過(guò)程中主要承受列車動(dòng)荷載作用，且軌道板與自密實(shí)混凝土層離縫是其主要傷損之一，因此，本文擬通過(guò)研究板端離縫對(duì)CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道系統(tǒng)動(dòng)力特性的影響規(guī)律，從而為無(wú)砟軌道的養(yǎng)護(hù)維修提供理論支撐。

1 計(jì)算模型與求解方法

根據(jù)輪軌系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)理論[10?12]，建立的列車-CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道?路基垂向耦合動(dòng)力學(xué)模型如圖1所示。

圖1 列車-軌道-路基垂向耦合動(dòng)力學(xué)模型

該模型包含列車子系統(tǒng)和軌道子系統(tǒng)2部分，其中列車子系統(tǒng)考慮為多剛體子系統(tǒng)，由車體、轉(zhuǎn)向架和輪對(duì)組成。轉(zhuǎn)向架與輪對(duì)由一系懸掛連接，車體與轉(zhuǎn)向架由二系懸掛連接，采用彈簧?阻尼單元模擬一系和二系懸掛。模型中車體和轉(zhuǎn)向架考慮沉浮和點(diǎn)頭，輪對(duì)只考慮沉浮。

軌道子系統(tǒng)采用點(diǎn)支承梁模型，其中鋼軌、軌道板、自密實(shí)混凝土層和底座板均采用離散彈性點(diǎn)支承Euler梁模擬，采用彈簧阻尼單元模擬扣件系統(tǒng)、路基以及軌道板與自密實(shí)混凝土層、自密實(shí)混凝土與底座板的層間連接，模型的總長(zhǎng)度為150 m。

本文采用大型通用有限元軟件ANSYS/LS- DYNA建立高速列車-CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道?路基系統(tǒng)垂向耦合動(dòng)力學(xué)模型，如圖2所示。模型求解時(shí)，采用大型通用顯式動(dòng)力分析程序LS-DYNA內(nèi)置的求解器進(jìn)行求解。

圖2 車輛-軌道-路基垂向耦合有限元模型

2 計(jì)算參數(shù)及模型驗(yàn)證

2.1 計(jì)算參數(shù)

車輛子系統(tǒng)各部分的參數(shù)按CRH2型動(dòng)車組進(jìn)行取值[7?8]，軌道子系統(tǒng)中，鋼軌采用60 kg/m鋼軌，彈性模量為2.06×105MPa，扣件系統(tǒng)的垂向剛度為50 kN/m，阻尼為7.5×104N·s/m，扣件間距取為0.63 m，軌道板的尺寸為5.6 m×2.5 m×0.2 m，采用C60混凝土，自密實(shí)混凝土的厚度為0.09 m，采用C40混凝土，底座板也采用C40混凝土，尺寸為 16.94 m×3.1 m×0.3 m，路基面剛度取76 MPa/m。軌道不平順采用德國(guó)低干擾譜時(shí)域隨機(jī)不平順樣本，如圖3所示。

圖3 德國(guó)低干擾譜時(shí)域隨機(jī)不平順樣本

2.2 車輛?軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)評(píng)價(jià)指標(biāo)

采用動(dòng)態(tài)輪重減載率和車體垂向加速度評(píng)價(jià)車輛系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)，取動(dòng)態(tài)輪重減載率限值為0.9，車體垂向振動(dòng)加速度的舒適度標(biāo)準(zhǔn)為0.13[12](為重力加速度)。

采用輪軌垂向力和軌道動(dòng)態(tài)幾何不平順評(píng)價(jià)軌道系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)[7]。輪軌垂向力取值標(biāo)準(zhǔn)：輪軌垂向力峰值max≤170 kN時(shí)，為非沖擊荷載；輪軌垂向力峰值max≤300 kN 時(shí)，為鋼軌接頭等沖擊作用。根據(jù)國(guó)內(nèi)外高速鐵路的工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，為保證列車運(yùn)營(yíng)的平穩(wěn)性，建議鋼軌最大垂向位移不超過(guò)1.5 mm。

另外，本文還采用自密實(shí)混凝土層和路基層所受壓應(yīng)力評(píng)價(jià)系統(tǒng)的受力特性。

2.3 模型驗(yàn)證

當(dāng)不考慮板端離縫，高速列車以300 km/h的速度通過(guò)CTTSⅢ型板式無(wú)砟軌道時(shí)，系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)如圖4所示。

本文仿真計(jì)算動(dòng)力響應(yīng)各指標(biāo)最大值與相關(guān)文獻(xiàn)仿真結(jié)果及實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比如表1所示。

從圖1及表1可知，本文計(jì)算結(jié)果與相關(guān)文獻(xiàn)動(dòng)力響應(yīng)曲線吻合較好，且動(dòng)力響應(yīng)最大值量級(jí)相當(dāng)，說(shuō)明本文模型正確可靠，可用于研究板端離縫對(duì)CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道動(dòng)力響應(yīng)的影響。

表1 本文仿真結(jié)果與相關(guān)結(jié)果對(duì)比

(a) 車體振動(dòng)加速度；(b) 輪軌垂向力；(c) 軌道結(jié)構(gòu)位移；(d) 自密實(shí)混凝土層壓應(yīng)力

3 板端離縫對(duì)系統(tǒng)動(dòng)力性能的影響

根據(jù)相關(guān)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研可知，CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道的軌道板與自密實(shí)混凝土層的層間離縫主要發(fā)生在板端，且極易沿橫向貫穿[9]。因此，本文假定板端離縫沿軌道板橫向完全脫空。在距離模型左端56.7 m處設(shè)置板端離縫，利用建立的列車-CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道?路基垂向耦合振動(dòng)模型，通過(guò)修改相關(guān)參數(shù)，分析了不同層間離縫長(zhǎng)度下系統(tǒng)的動(dòng)力特性?？紤]最不利的影響，假定板端離縫至扣件的正下方，板端離縫長(zhǎng)度分別取為0，0.28，0.91，1.54，2.17，2.8和3.43 m，列車運(yùn)營(yíng)速度為300 km/h。考慮篇幅限制，本文主要對(duì)不同離縫長(zhǎng)度下動(dòng)力響應(yīng)的最大值進(jìn)行分析。

3.1 車輛系統(tǒng)動(dòng)力特性

不同板端離縫下車體和轉(zhuǎn)向架的振動(dòng)加速度隨板端離縫長(zhǎng)度的變化如圖5所示。

從圖5可見(jiàn)，隨著板端離縫長(zhǎng)度的增大，車體和轉(zhuǎn)向架的垂向加速度均增大。當(dāng)CRTSⅢ型板式軌道板端未發(fā)生離縫時(shí)，車體和轉(zhuǎn)向架的垂向加速度分別為0.216 m/s2和1.941 m/s2；板端離縫長(zhǎng)度增大至3.43 m時(shí)，車體和轉(zhuǎn)向架的垂向加速度分別為0.267 m/s2和3.728 m/s2，分別增大23.61%和92.06%。當(dāng)板端離縫長(zhǎng)度增大至2.17 m時(shí)，車體和轉(zhuǎn)向架的垂向振動(dòng)加速度明顯增大，但車體的垂向加速度仍小于舒適度標(biāo)準(zhǔn)0.13。

不同層間離縫長(zhǎng)度下，輪軌垂向力及減載率如表2所示。

從表2可見(jiàn)，輪軌垂向力和減載率均隨著板端離縫長(zhǎng)度的增大有增大的趨勢(shì)，但變化幅度均較小，輪軌垂向力未超過(guò)170 kN的限值，減載率未超過(guò)限值0.9。

(a) 車體；(b) 轉(zhuǎn)向架

表2 輪軌垂向力和減載率

3.2 軌道系統(tǒng)動(dòng)力特性

鋼軌垂向位移隨層間離縫長(zhǎng)度的變化如圖4所示。從圖6可見(jiàn)，鋼軌垂向位移和軌道板垂向位移隨板端離縫長(zhǎng)度增大而增大，而底座板的垂向位移則減小。這是由于軌道板與自密實(shí)混凝土層產(chǎn)生離縫后，隨著離縫長(zhǎng)度的增大，列車荷載傳遞至底座板的荷載越小，從而導(dǎo)致離縫區(qū)底座板的垂向變形減小。當(dāng)板端離縫長(zhǎng)度未超過(guò)1.54 m時(shí)，鋼軌垂向位移變化平緩且小于1.5 mm；當(dāng)層間離縫長(zhǎng)度超過(guò)1.54 m時(shí)，鋼軌垂向位移急劇增大；當(dāng)離縫長(zhǎng)度達(dá)到3.43 m時(shí)，鋼軌垂向位移達(dá)到3.93 mm，相比未離縫時(shí)的鋼軌垂向位移增大3.6倍。

最大扣件上拔力隨板端離縫長(zhǎng)度的變化如圖7所示。

從圖7可見(jiàn)，扣件系統(tǒng)最大上拔力隨板端離縫長(zhǎng)度增大而增大。當(dāng)板端未發(fā)生離縫時(shí)，扣件上拔力為1.08 kN，當(dāng)板端離縫長(zhǎng)度達(dá)到1.54 m時(shí)，扣件上拔力達(dá)到9.41 kN，為正常情況的8.71倍，接近允許值10 kN，有可能造成扣件系統(tǒng)的零部件 破壞。

圖6 軌道結(jié)構(gòu)位移隨離縫長(zhǎng)度的變化規(guī)律

不同板端離縫長(zhǎng)度下，離縫處自密實(shí)混凝土層所受壓應(yīng)力及路基表面壓應(yīng)力如表3所示。從表3可知，自密實(shí)混凝土層所受壓應(yīng)力隨著板端離縫長(zhǎng)度的增大而增大，路基表面壓應(yīng)力則隨板端離縫長(zhǎng)度的增大而減小。由于本文選取板端離縫正下方路基層的受力，故路基層所受壓應(yīng)力隨著板端離縫長(zhǎng)度的增大而降低。當(dāng)板端離縫長(zhǎng)度增大至1.54 m時(shí)，自密實(shí)混凝土層壓應(yīng)力為2 339.24 kPa，增大了28.75倍；路基表面壓應(yīng)力為27.93 kPa，降低了22.78%。在列車動(dòng)荷載作用下，將形成“自密實(shí)混凝土層受力增大?自密實(shí)混凝土層破損?板端離縫加劇”的惡性循環(huán)，從而影響CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道的耐久性。

圖7 扣件系統(tǒng)最大上拔力

表3 離縫區(qū)域自密實(shí)混凝土層壓應(yīng)力及路基表面壓應(yīng)力

通過(guò)以上分析可知，考慮到板端離縫長(zhǎng)度超過(guò)1.54 m以后，軌道系統(tǒng)的垂向位移出現(xiàn)拐點(diǎn)、扣件系統(tǒng)上拔力接近允許值、自密實(shí)混凝土層壓應(yīng)力也較無(wú)脫空時(shí)增大28.75倍，因此建議CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道的板端離縫長(zhǎng)度不宜超過(guò)1.54 m。

4 結(jié)論

1) 板端離縫長(zhǎng)度增大將導(dǎo)致車輛和轉(zhuǎn)向架振動(dòng)加速度增大，但板端離縫長(zhǎng)度不大時(shí)不會(huì)影響行車的舒適性。

2) 板端離縫長(zhǎng)度對(duì)軌道結(jié)構(gòu)位移、扣件系統(tǒng)上拔力和自密實(shí)混凝土層壓應(yīng)力影響顯著，當(dāng)脫空長(zhǎng)度達(dá)到1.54 m時(shí)，鋼軌垂向位移、扣件系統(tǒng)上拔力和自密實(shí)混凝土層壓應(yīng)力較無(wú)離縫時(shí)分別增大3.6倍、8.71倍和28.75倍。

3) 軌道板與自密實(shí)混凝土層板端發(fā)生離縫將減弱列車荷載向下部結(jié)構(gòu)的傳遞，因此，板端離縫區(qū)域下底座板的位移及路基應(yīng)力較無(wú)脫空時(shí)均會(huì)減小。

4) 綜合考慮板端離縫長(zhǎng)度對(duì)行車安全性和軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響，建議軌道板與自密實(shí)混凝土層的板端離縫長(zhǎng)度不宜超過(guò)1.54 m。

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Dynamic properties research of CRTSⅢslab track under slab ends cavity

LIU Ping1, WU Xin1, XU Hao2

(1. Department of Vehicle, Hebei Vocational College of Rail Transportation, Shijiazhuang 050000, China; 2. China Railway Eryuan Engineering Group Co. Ltd, Chengdu 610031, China)

The cavity between slab track and self-compaction concrete is one of the main damage types in the china railway track system(CRTS)Ⅲslab track, in order to analyze the influence of slab ends cavity on the dynamic properties of CRTSⅢslab track, a vertical coupling dynamical model of a vehicle-CRTSⅢslab track -subgrade system was established. And the effects of different lengths of slab ends cavity on dynamic response of the vehicle and track system were analyzed. The results show that the slab ends cavity increase the dynamic response of track. When the length of slab ends cavity exceed to 1.54 m, the vertical displacement of track appear inflection point, the uplift force of fastener system approach to 10 kN, and the vertical dynamic compressive stress of self-compaction concrete increase 28.75 times near the slab ends cavity area. Slab ends cavity lead the self-compaction concrete to degradation easily. It is suggested that repairing the slab ends cavity in time when the length of slab ends cavity reach to 1.54 m from the point of durability of ballastless track.

CRTSⅢslab track; slab ends cavity; high speed train; dynamic response; maintenance

U213.2

A

1672 ? 7029(2019)10? 2395 ? 07

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.10.002

2018?12?28

河北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(E2017001216)

徐浩(1989?)，男，湖北天門人，高級(jí)工程師，博士，從事軌道結(jié)構(gòu)及靜、動(dòng)力學(xué)研究；E?mail：xhao0@163.com

(編輯 陽(yáng)麗霞)