劉曉春， 金 城， 余志武， 賀 晨， 楊義益

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙410075;2.高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙410075)

CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)是在德國(guó)和日本的無(wú)砟軌道技術(shù)基礎(chǔ)上，形成的新型無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)，從上到下依次由鋼軌、扣件、軌道板、自密實(shí)混凝土(selfcompacting concrete，SCC)充填層、隔離層、底座板組成，軌道板與充填層之間設(shè)置門(mén)型筋拉結(jié)，底座板上設(shè)置一對(duì)限位凹槽以約束其上部結(jié)構(gòu)層的水平位移.針對(duì)這種新型無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)，文獻(xiàn)［1-5］中結(jié)合實(shí)際工程開(kāi)展了有關(guān)的數(shù)值模擬、理論分析、試驗(yàn)研究等研究，得出CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)靜動(dòng)力特性、應(yīng)力及變形規(guī)律.在高密度列車(chē)荷載和溫度荷載的長(zhǎng)期反復(fù)作用下，高速鐵路無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)中，累積疲勞損傷一旦超過(guò)材料和結(jié)構(gòu)的疲勞極限，將引起開(kāi)裂，影響軌道結(jié)構(gòu)受力和行車(chē)安全.無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的疲勞特性是許多學(xué)者普遍關(guān)心的熱點(diǎn)之一［6-7］.

關(guān)于無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的疲勞特性研究主要以理論分析和數(shù)值模擬為主［8-11］，需要結(jié)合疲勞試驗(yàn)和工程實(shí)踐進(jìn)行完善和驗(yàn)證.關(guān)于無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的疲勞試驗(yàn)研究的目前報(bào)道不多［12-14］，文獻(xiàn)［15-16］中分別開(kāi)展了 CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道和CRTSⅡ型無(wú)砟軌道板的疲勞試驗(yàn)研究，初步得出相應(yīng)型式軌道結(jié)構(gòu)的疲勞損傷特性.由于結(jié)構(gòu)組成及充填材料的差異，CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性、疲勞性能與CRTSⅠ型及CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)也存在顯著差別.CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)實(shí)際工程應(yīng)用時(shí)間不長(zhǎng)，尚未經(jīng)過(guò)列車(chē)荷載長(zhǎng)期反復(fù)作用的檢驗(yàn)，關(guān)于CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的疲勞試驗(yàn)研究尚未見(jiàn)公開(kāi)的報(bào)道，人們對(duì)于新型的軌道結(jié)構(gòu)的疲勞損傷發(fā)展規(guī)律缺乏系統(tǒng)的認(rèn)識(shí).本文中利用足尺模型，切割制作6個(gè)單承軌臺(tái)或雙承軌臺(tái)的板式無(wú)砟軌道試件，開(kāi)展了橡膠板模擬路基上CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)橫向彎曲疲勞試驗(yàn)，試圖找出CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)及其疲勞損傷發(fā)展規(guī)律，為制定無(wú)砟軌道維修管理策略提供試驗(yàn)支撐.

1 試件設(shè)計(jì)

以鄭徐高速鐵路為背景工程，采用與鄭徐高速鐵路CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)施工現(xiàn)場(chǎng)相同的材料配比及施工工藝，制作一個(gè)足尺P5600型CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)模型，其中，鋼軌采用CH60軌，配套選用WJ-8型扣件，軌道板選用長(zhǎng)寬厚為5 600 mm×2 500 mm×200 mm的P5600型先張預(yù)應(yīng)力混凝土板，SCC充填層標(biāo)準(zhǔn)厚度為90 mm，隔離層采用4 mm厚聚丙烯土工布，底座板采用長(zhǎng)寬厚為5 650 mm×3 100 mm×300 mm的鋼筋混凝土板.為了研究CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)橫向彎曲疲勞特性，本次試驗(yàn)將足尺CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)模型沿著軌道結(jié)構(gòu)橫向切割成6個(gè)單承軌臺(tái)或雙承軌臺(tái)的CRTSⅢ型板式軌道試件(FHB1～FHB6)，如圖 1、2 所示.

圖1 足尺CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)模型示意Fig.1 Schematic of a full-scale model of the CRTS Ⅲ ballastless slab track structure

考慮到切割面需要避開(kāi)軌道板橫向預(yù)應(yīng)力筋的位置及切割過(guò)程中的誤差和損耗，實(shí)際切分后的復(fù)合板試件參數(shù)如表1所示，表中:FHB1～FHB3為單承軌臺(tái)試件，用于分析界面疲勞損傷對(duì)橫向復(fù)合受力性能的影響;FHB4～FHB6為雙承軌臺(tái)試件，用于分析提高和降低界面粘結(jié)對(duì)橫向復(fù)合受力性能的影響.

表1 軌道板與SCC復(fù)合板試件設(shè)計(jì)Tab.1 Design of composite plate specimens of the track slab and SCC

2 原材料及試件制作

2.1 軌道板材料

CRTSⅢ型軌道板混凝土的設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C60，混凝土的配合比為P·Ⅱ42.5水泥:TK-MA 型摻合料:中砂:粗碎石(粒徑10～20 mm):細(xì)碎石(粒徑5～10 mm):AE-a型減水劑 ∶水 =1.000∶0.178 ∶1.953 ∶2.252 ∶0.967 ∶0.014 ∶0.351.經(jīng)檢測(cè)，軌道板混凝土28 d立方體抗壓強(qiáng)度為65.7 MPa，劈裂抗拉強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為3.44 MPa.軌道板的預(yù)應(yīng)力筋采用10 mm 1570-WLR-H級(jí)鋼筋，屈服強(qiáng)度為1 474 MPa，極限強(qiáng)度為1 640 MPa，延伸率為6.0%.普通鋼筋采用R8和R12的CRB500級(jí)鋼筋，屈服強(qiáng)度依次為560、583 MPa，極限強(qiáng)度均為705 MPa，延伸率依次為12.0%、10.0%.

2.2 充填層材料

CRTSⅢ型無(wú)砟軌道充填層SCC的設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為 C40，其配合比為 P.O42.5水泥:細(xì)碎石(粒徑5～10 mm)∶粗碎石(粒徑10～20 mm)∶中砂 ∶Ⅰ級(jí)粉煤灰∶S95礦粉∶NU-Ⅱ膨脹劑∶ZTVM-1粘度增效劑 ∶RAWY-101減水劑 ∶水 =1.000 ∶1.389 ∶0.926 ∶2.386 ∶0.057 ∶0.286 ∶0.114 ∶0.088 ∶0.019 ∶0.509.實(shí)測(cè)SCC的坍落擴(kuò)展度、擴(kuò)展時(shí)間T500等指標(biāo)滿足充填層的灌注要求.經(jīng)檢測(cè)，SCC在28 d的標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度為43.5 MPa，劈裂抗拉強(qiáng)度為2.90 MPa.SCC 層內(nèi)采用 5.56 m×2.79 mR10 的CRB500級(jí)冷軋帶肋鋼筋焊接網(wǎng)，其縱向抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為600 MPa，橫向抗拉強(qiáng)度為585 MPa.

2.3 底座板材料

CRTSⅢ型無(wú)砟軌道底座板混凝土的設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C35，試驗(yàn)中采用C35商品混凝土，其配合比為水泥∶摻合料∶細(xì)骨料∶粗骨料∶外加劑∶水=1.00 ∶0.43 ∶2.82 ∶4.23 ∶0.03 ∶0.62.經(jīng)檢測(cè)，底座板混凝土28 d標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度為40.8 MPa.底座板內(nèi)鋼筋焊接網(wǎng)采用5.56 m×3.30 m的CRB500級(jí)冷軋帶肋鋼筋焊接網(wǎng)，縱向?yàn)镽11@100～150 mm，橫向?yàn)镽10@200 mm，屈服強(qiáng)度為560 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為705 MPa，延伸率為14.0%.

2.4 試件的制作

CRTSⅢ型軌道板在中鐵三局鄭徐客專段軌道板場(chǎng)，按照標(biāo)準(zhǔn)化生產(chǎn)工藝進(jìn)行生產(chǎn)和養(yǎng)護(hù).養(yǎng)護(hù)至規(guī)定齡期后，采用專用運(yùn)輸車(chē)將軌道板運(yùn)送到實(shí)驗(yàn)室，倒置進(jìn)行軌道板局部板底粗糙度處理和門(mén)型鋼筋的切割，采用灌砂法測(cè)定各試件軌道板板底的特征粗糙度.為了便于切割后試件之間的比較，足尺底座板上未設(shè)置限位凹槽，切除FHB 4和FHB 6板中位置處連接鋼筋.CRTSⅢ型軌道充填層按照中鐵四局鄭徐高速鐵路充填層標(biāo)準(zhǔn)化生產(chǎn)工藝進(jìn)行施工.待充填層SCC與軌道板粘結(jié)成整體且達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后，將復(fù)合板用方木墊起，采用臥式液壓繩鋸機(jī)在預(yù)定的位置進(jìn)行切割，將其切分成如表1所示的6個(gè)復(fù)合板試件，依次開(kāi)展疲勞加載和疲勞后的橫向彎曲靜載試驗(yàn).

3 試驗(yàn)方案

3.1 試驗(yàn)布置及加載裝置

本次疲勞試驗(yàn)主要模擬路基上的CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的橫向受力行為.路基剛度(k)參考高速鐵路CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道通用參考圖——設(shè)計(jì)意見(jiàn)書(shū)，按k=76 MPa/m計(jì)算，參考文獻(xiàn)［14］，軌道結(jié)構(gòu)底座板下路基的彈性支承采用彈性模量E=6.1 MPa的橡膠板模擬.根據(jù)支承剛度等效原則，計(jì)算確定模擬路基的橡膠板厚度近似取為80 mm.采用PMS-500數(shù)顯脈動(dòng)式疲勞試驗(yàn)機(jī)在軌道板橫向中心線位置通過(guò)分配梁施加疲勞荷載，疲勞加載方式如圖3、4所示，根據(jù)疲勞機(jī)的性能選定加載頻率為3 Hz.

圖3 CRTSⅢ型板式軌道試件疲勞加載示意Fig.3 Schematic of the fatigue loading of a CRTSⅢslab track specimen

圖4 CRTSⅢ型板式軌道試件疲勞試驗(yàn)裝置Fig.4 Experimental setup of the fatigue test on a CRTSⅢslab track specimen

3.2 測(cè)點(diǎn)布置

疲勞試驗(yàn)的主要測(cè)試斷面選擇在板式無(wú)砟軌道試件橫向板中及軌下位置，測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示.

圖5 CRTSⅢ型板式軌道疲勞試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Measurement layout for the fatigue test of a CRTS Ⅲ slab track

混凝土的靜態(tài)應(yīng)變用DH3818靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試儀采集，動(dòng)態(tài)應(yīng)變及動(dòng)態(tài)位移用IMC動(dòng)態(tài)測(cè)試儀采集.

3.3 加載過(guò)程及試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)加載過(guò)程:開(kāi)始疲勞試驗(yàn)前先進(jìn)行預(yù)加載，檢驗(yàn)加載設(shè)備、支座及儀表是否正常，并對(duì)儀表設(shè)備進(jìn)行調(diào)0.疲勞試加載時(shí)荷載上限按照無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)疲勞檢算荷載取 Pf=1.5Pj(Pj為靜輪荷載)，荷載下限取為試驗(yàn)機(jī)最大動(dòng)負(fù)荷的3%，相應(yīng)的疲勞荷載幅值為15.0～255.0 kN，按常規(guī)疲勞試驗(yàn)要求作用200萬(wàn)次;試件仍未出現(xiàn)明顯的疲勞損傷和破壞時(shí)，增大疲勞荷載上限至疲勞機(jī)疲勞加載能力的85%，荷載下限調(diào)整為荷載上限的10%，疲勞荷載幅值為 42.5～425.0 kN(2.5Pj)，受試驗(yàn)周期的限制，疲勞試驗(yàn)直至累計(jì)作用次數(shù)達(dá)到500萬(wàn)次為止.疲勞試驗(yàn)機(jī)累計(jì)加載次數(shù)達(dá)到特征次數(shù)(如，10、20、50、100、200、…、500 萬(wàn)次)時(shí)，分別停機(jī)進(jìn)行1次靜力分級(jí)加載卸載試驗(yàn).疲勞試驗(yàn)結(jié)束后，將軌道板-SCC充填層復(fù)合板試件倒置，支點(diǎn)設(shè)置在軌道板的兩個(gè)承軌臺(tái)軌下位置，在復(fù)合板試件板中的土工布上放置鋼墊板，采用液壓千斤頂和反力架進(jìn)行靜力分級(jí)加載試驗(yàn)，測(cè)試分析疲勞損傷對(duì)軌道板-SCC充填層復(fù)合板協(xié)同工作性能的影響.

典型單承軌臺(tái)試件FHB2疲勞試驗(yàn)過(guò)程中，15.0～255.0 kN疲勞荷載作用 60 萬(wàn)次左右時(shí)，軌道板板中處上表面開(kāi)始出現(xiàn)了縱向裂縫，一側(cè)的軌下位置處SCC充填層底部出現(xiàn)豎向裂縫，一側(cè)預(yù)應(yīng)力筋錨固端處出現(xiàn)了由錨頭向軌道板上表面發(fā)展的劈裂裂縫;42.5～425.0 kN的疲勞荷載作用50～150萬(wàn)次時(shí)，軌道板上表面出現(xiàn)橫向裂縫，另一側(cè)預(yù)應(yīng)力筋錨固端處也先后出現(xiàn)由錨頭向上發(fā)展的劈裂裂縫;疲勞作用300萬(wàn)次時(shí)，板中處側(cè)面出現(xiàn)多條自軌道板上表面向充填層界面豎向發(fā)展的裂縫.累計(jì)疲勞作用500萬(wàn)次時(shí)，軌道板-SCC充填層復(fù)合板橫向板端處最大層間離縫寬度為0.20～0.30 mm，界面處出現(xiàn)了砂漿局部剝落;板中處也出現(xiàn)了0.05～0.10 mm的細(xì)微層間離縫.

圖6 底座板軌下位置混凝土橫向應(yīng)變Fig.6 Transverse strain of bed-plate concrete located under the rail

典型雙承軌臺(tái)試件FHB4疲勞試驗(yàn)過(guò)程中，15.0～255.0 kN 的疲勞荷載作用約 150 萬(wàn)次時(shí)，軌道板上表面開(kāi)始出現(xiàn)縱向裂縫;42.5～425.0 kN的疲勞荷載作用200萬(wàn)次時(shí)，板中處軌道板上表面裂縫發(fā)展貫通;疲勞作用300萬(wàn)次時(shí)，一側(cè)軌下位置處軌道板出現(xiàn)了前后對(duì)稱的軌道板板底向板頂發(fā)展的豎向裂縫.累計(jì)疲勞作用500萬(wàn)次時(shí)，復(fù)合板板端處最大層間離縫寬度為 0.10～0.30 mm，且界面處出現(xiàn)了局部砂漿剝落;板中處也出現(xiàn)了0.02～0.05 mm的細(xì)微層間離縫.

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 應(yīng)變測(cè)試

疲勞試驗(yàn)進(jìn)行到特征次數(shù)停機(jī)，隨后開(kāi)展了靜載試驗(yàn)，測(cè)試疲勞損傷對(duì)軌道結(jié)構(gòu)各層橫向應(yīng)變的影響規(guī)律.

(1)底座板應(yīng)變

根據(jù)底座板中的振弦式應(yīng)變計(jì)的測(cè)試結(jié)果，隨著疲勞損傷的累積，不同荷載水平下典型試件板中位置處底座板上下層鋼筋網(wǎng)片處混凝土橫向應(yīng)變的變化如圖6所示.由圖6可見(jiàn)，相同的荷載水平下，底座板上層混凝土的橫向應(yīng)變隨著疲勞次數(shù)的增大而逐漸增大，應(yīng)變的增幅隨著疲勞次數(shù)的增大而逐漸減小;下層混凝土橫向應(yīng)變隨著疲勞次數(shù)增大而逐漸減小，且其隨著疲勞次數(shù)的變化幅度明顯小于上層混凝土.

(2)軌道板-SCC復(fù)合板應(yīng)變

疲勞作用前后軌道板-SCC復(fù)合板軌下位置截面沿著高度方向的橫向應(yīng)變分布如圖7所示.由圖7可以看出，靜載作用下未發(fā)生疲勞損傷的FHB 2軌下截面的橫向應(yīng)變基本符合平截面假定，應(yīng)變沿高度近似呈線性分布，軌道板板底與SCC充填層頂部的變形基本協(xié)調(diào);疲勞荷載作用500萬(wàn)次后，試件軌下位置橫向應(yīng)變不再符合平截面假定，界面處出現(xiàn)了顯著的應(yīng)變突變，當(dāng)靜力荷載超過(guò)255.0 kN后，這種層間變形不協(xié)調(diào)越來(lái)越顯著，最大層間應(yīng)變差值可達(dá)13×10－6.

圖7 疲勞前后復(fù)合板軌下位置橫向應(yīng)變沿高度分布Fig.7 Transverse strain distribution of a composite plate located under the rail along its depth before and after the fatigue test

4.2 變形測(cè)試

試驗(yàn)過(guò)程中，采用千分表測(cè)量疲勞荷載作用至規(guī)定次數(shù)后，靜載下典型試件中鋼軌相對(duì)軌道板、軌道板相對(duì)底座板、底座板相對(duì)地面的豎向靜態(tài)位移，如圖8所示.由圖8可以看出，試驗(yàn)過(guò)程中隨著疲勞荷載的反復(fù)作用，SCC充填層、底座板之間的空隙和土工布逐漸被壓實(shí)，復(fù)合板下的支承剛度逐漸增大，相同荷載水平下軌道板相對(duì)底座板的位移逐漸減小，且疲勞加載前期變化較快，后期變化較為緩慢.

圖8 軌道板相對(duì)于底座板的豎向相對(duì)位移Fig.8 Vertical displacement of the track slab relative to the bed plate

4.3 疲勞損傷及裂縫形態(tài)

試驗(yàn)結(jié)果表明，單承軌臺(tái)和雙承軌臺(tái)復(fù)合板試件的疲勞損傷發(fā)展經(jīng)歷了3個(gè)典型的階段:(1)幅值不高的疲勞荷載(如15.0～255.0 kN)作用達(dá)到一定次數(shù)(如60～150萬(wàn)次)后，板中處軌道板上表面受拉區(qū)損傷累積最早出現(xiàn)縱向裂縫，隨著疲勞次數(shù)的增加而逐漸發(fā)展貫通;(2)幅值較高的疲勞荷載(如 42.5～425.0 kN)作用一定次數(shù)后，軌道板橫向預(yù)應(yīng)力筋錨固端附近出現(xiàn)由錨頭向軌道板上表面發(fā)展的裂縫，隨著疲勞次數(shù)的增加軌道板上表面出現(xiàn)大致沿著橫向預(yù)應(yīng)力筋走向的橫向裂縫;(3)幅值較高的疲勞荷載(如 42.5～425.0 kN)作用次數(shù)較多(如250～500萬(wàn)次)時(shí)，軌道板與SCC充填層的粘結(jié)性能退化顯著，橫向端面處層間界面出現(xiàn)離縫，復(fù)合板試件逐漸由整體復(fù)合受力逐步轉(zhuǎn)化為上下兩層疊合受力，軌道板表面的裂縫逐漸向下發(fā)展.

疲勞試驗(yàn)累計(jì)疲勞作用500萬(wàn)次后，典型單承軌臺(tái)和雙承軌臺(tái)的軌道板-SCC充填層復(fù)合板試件的裂縫展開(kāi)圖如圖9所示，圖中:單位萬(wàn)次.

圖9 典型疲勞損傷復(fù)合板試件裂縫展開(kāi)圖Fig.9 Typical unfolded crack drawings for fatigue-damaged composite plate specimens

需要指出，假定實(shí)際工程中列車(chē)軸重在相鄰承軌臺(tái)上近似按照1∶2∶4∶2∶1分配時(shí)，則單個(gè)承軌臺(tái)上承擔(dān)的最大豎向疲勞荷載為0.6Pj.本次疲勞試驗(yàn)中15.0～255.0 kN 和 42.5～425.0 kN 級(jí)疲勞荷載作用下，雙承軌臺(tái)試件中每個(gè)承軌臺(tái)承擔(dān)的最大豎向荷載分別為 0.75Pj和 1.25Pj，單承軌臺(tái)試件則分別為 1.5Pj和 2.5Pj，可見(jiàn)試驗(yàn)中施加到承軌臺(tái)上的疲勞荷載上限均明顯高于實(shí)際工程中軌道結(jié)構(gòu)的疲勞荷載.

4.4 疲勞后靜載試驗(yàn)

橫向彎曲疲勞500萬(wàn)次后軌道板-SCC充填層復(fù)合板靜載試驗(yàn)結(jié)果如表2所示.

由表2可知，疲勞作用對(duì)充填層SCC的開(kāi)裂荷載及層間滑移荷載產(chǎn)生了顯著的負(fù)面影響，上限為2.5Pj疲勞荷載作用500萬(wàn)次后，SCC開(kāi)裂荷載較未疲勞損傷的試件減小20%～30%，疲勞損傷的復(fù)合板試件產(chǎn)生層間滑移的荷載比未疲勞損傷的試件降低了25%左右，滑移荷載與極限荷載的比值顯著降低.比較FHB4～FHB6雙承軌臺(tái)試件靜載試驗(yàn)結(jié)果可見(jiàn)，界面粗糙度較大FHB5試件充填層SCC開(kāi)裂荷載明顯高于FHB4及FHB6試件，疲勞損傷后FHB5試件的橫向彎曲極限承載力比FHB4試件也有大幅度的提升，可見(jiàn)提高CRTSⅢ型軌道板底面的粗糙度，能夠明顯改善復(fù)合板界面粘結(jié)和層間的協(xié)同工作性能.

5 結(jié) 論

通過(guò)橡膠板模擬路基上無(wú)砟軌道試件的橫向彎曲疲勞試驗(yàn)，得到列車(chē)豎向疲勞荷載作用下CRTSⅢ型板式軌道試件的應(yīng)力、變形分布規(guī)律及疲勞損傷的發(fā)展形態(tài).

(1)橡膠板模擬路基上單承軌臺(tái)和雙承軌臺(tái)CRTSⅢ型板式軌道試件承受 15.0～255.0 kN 的疲勞荷載作用60～150萬(wàn)次時(shí)，板中位置軌道板上表面受拉區(qū)疲勞損傷累積并最先出現(xiàn)縱向裂縫;承受42.5～425.0 kN 疲勞荷載作用次數(shù)不多時(shí)，橫向預(yù)應(yīng)力筋錨固端附近軌道板出現(xiàn)由錨頭向軌道板上表面發(fā)展的劈裂裂縫，累計(jì)疲勞250～500萬(wàn)次時(shí)，復(fù)合板試件橫向端面處出現(xiàn)層間離縫，軌道板與SCC充填層粘結(jié)性能退化顯著.

(2)橡膠板模擬路基上底座板上層混凝土的橫向應(yīng)變隨疲勞次數(shù)的增大而逐漸增大，下層混凝土的橫向應(yīng)變隨疲勞次數(shù)的增大而逐漸減小，且變化幅度明顯小于上層;疲勞荷載作用500萬(wàn)次后，復(fù)合板軌下位置橫向應(yīng)變分布不符合平截面假定，軌道板板底與SCC充填層頂部出現(xiàn)明顯的不協(xié)調(diào)變形.

(3)疲勞荷載作用后鋼軌相對(duì)軌道板、軌道板相對(duì)底座板的最大靜態(tài)位移均隨著疲勞次數(shù)的增加而呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)，軌下墊板及土工布隔離層的壓縮變形對(duì)軌道結(jié)構(gòu)的豎向變形影響較大.

(4)疲勞損傷及其引起的層間離縫對(duì)軌道板與充填層的協(xié)同工作性能存在不利影響，上限為2.5Pj疲勞荷載作用500萬(wàn)次后，復(fù)合板試件SCC開(kāi)裂荷載、層間滑移的荷載分別減小20%～30%和25%左右;軌道板板底粗糙度越大、門(mén)型筋數(shù)量越多，界面的粘結(jié)越好，軌道板與充填層的協(xié)同工作性能發(fā)揮的越好.

致謝:中南大學(xué)創(chuàng)新驅(qū)動(dòng)計(jì)劃項(xiàng)目資助(2015CXS014).

［1］ 王宇航，王繼軍.CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的多尺度有限元模型［J］.鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2015(3):468-474.WANG Yuhang， WANG Jijun.Multi-scale finite element model for CRTSⅢtype slab ballastless track structures［J］. Journal of Railway Science and Engineering，2015(3):468-474.

［2］ 王明昃，尹鏹，朱勝陽(yáng)，等.沖擊荷載作用下CRTSⅢ型板式軌道-路基系統(tǒng)動(dòng)力特性研究［J］.中國(guó)科學(xué):技術(shù)科學(xué)，2014(7):722-728.WANG Mingze，YIN Qiang，ZHU Shengyang.et al.Dynamic analysis of CRTSⅢ slab track-subgrade system under impact load［J］. Scientia Sinica:Technologica，2014(7):722-728.

［3］ 高亮，趙磊，曲村，等.路基上CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道設(shè)計(jì)方案比較分析［J］.同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2013，41(6):848-855.GAO Liang，ZHAO Lei，QU Cun，et al.Analysis on design scheme of CRTSⅢslab track structure on roadbed［J］.JournalofTongjiUniversity: Natural Science，2013，41(6):848-855.

［4］ ZENG Zhiping，HE Xianfeng，Meng Xiaobai，et al.Experimental study on mechanical characteristics of CRTSⅢ slab ballastless track under train load［C］∥Proceedings of the 2015 International Conference on Architectural，Civil and Hydraulics Engineering.Paris:Atlantis Press，2016:503-507.

［5］ 孫璐，段雨芬，楊薪.高速鐵路CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)受力特性研究［J］.鐵道工程學(xué)報(bào)，2013，30(11):32-39.SUN Lu，DUAN Yufen，YANG Xin.Static response analysis of CRTS Ⅲballastless track structure［J］.Journal of Railway Engineering Society，2013，30(11):32-39.

［6］ 楊俊斌，趙坪銳，劉永孝，等.列車(chē)荷載對(duì)CRTSⅠ型板式軌道疲勞損傷的影響研究［J］.鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)，2013(10):19-23.YANG Junbin，ZHAO Pingrui，LIU Yongxiao，et al.Influence of train load on fatigue damage to CRTS-Ⅰslab track［J］.Railway Standard Design，2013(10):19-23.

［7］ POVEDA E，YU R C，LANCHA J C，et al.A numerical study on the fatigue life design of concrete slabs for railway tracks［J］.Engineering Structures，2015，100:455-467.

［8］ 李思云，楊榮山.CRTS-Ⅰ型板式無(wú)砟軌道疲勞壽命研究［J］.鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)，2016(3):34-37.LI Siyun，YANG Rongshan.Research on fatigue life of CRTS- Ⅰ slab ballastless track［J］.Railway Standard Design，2016(3):34-37.

［9］ 王青，衛(wèi)軍，董榮珍，等.CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的疲勞力學(xué)性能分析［J］.鐵道工程學(xué)報(bào)，2014，31(5):41-47.WANG Qing， WEI Jun， DONG Rongzhen， et al.Fatigue behavior analysis of CRTSⅡslab ballastless track structure［J］.Journal ofRailway Engineering Society，2014，31(5):41-47.

［10］ 何燕平.CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道疲勞特性研究［D］.成都:西南交通大學(xué)，2011.

［11］ 王安華.CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道耐久性研究［D］.北京:北京交通大學(xué)，2012.

［12］ BALL C G.Slab track laboratory test program［R］.［S.l.］:Portland Cement Association，2004.

［13］ CHAPELEAU X，SEDRAN T，COTTINEAU L M，et al.Study of ballastless track structure monitoring by distributed optical fiber sensors on a real-scale mockup in laboratory［J］.Engineering Structures，2013，56:1751-1757.

［14］ TARIFA M，ZHANG X，RUIZ G，et al.Full-scale fatigue tests of precast reinforced concrete slabs for railway tracks［J］.Engineering Structures， 2015，100:610-621.

［15］ 馮什.CRTSⅠ型板式無(wú)砟軌道原型疲勞試驗(yàn)研究［D］.成都:西南交通大學(xué)，2014.

［16］ 田其義，王軍文，石巖，等.CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道軌道板力學(xué)性能試驗(yàn)研究［J］.石家莊鐵道大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，23(4):36-40.TIAN Qiyi， WANG Junwen， ShiYan， etal.Experimental study on mechanical properties of CRTSⅡballastless track slab［J］.Journal of Shijiazhuang Railway Institute，2010，23(4):36-40.