周凌宇 張廣潮 余志武 趙 磊 魏天宇 楊林旗

(中南大學 土木工程學院,湖南 長沙 410075)

高速鐵路CRTSⅡ型板式無砟軌道是由混凝土底座板、CA砂漿填充層、預制混凝土軌道板、扣件和鋼軌等部分組成的一種新型軌道結構,因其具有較高的平順性、穩(wěn)定性和少維修等優(yōu)點而在京滬、京津和津秦等多條線路上得以廣泛應用,鋪設里程超過5 000km[1]?，F(xiàn)場調研表明,我國高速鐵路無砟軌道運營線上已經(jīng)出現(xiàn)了底座板、軌道板裂紋以及層間離縫等結構性病害,其中以軌道板與CA砂漿層間離縫最為常見。無砟軌道結構縱向連續(xù)的結構特點,使其對溫度作用非常敏感,環(huán)境溫度變化和CA砂漿與混凝土的熱行為差異是板式無砟軌道結構出現(xiàn)層間離縫等結構性病害的主要原因[2]。因此,溫度作用對軌道結構受力性能的影響不可忽視。

目前,國內(nèi)外關于軌道結構溫度荷載模式以及溫度荷載作用下軌道結構層間離縫等結構性病害的產(chǎn)生機理和規(guī)律都有研究。戴公連等[3-4],歐祖敏等[5]通過對橋上縱連板式無砟軌道結構溫度場的現(xiàn)場長期觀測,得到了無砟軌道內(nèi)部溫度場的時變規(guī)律,并基于統(tǒng)計擬合,得出了無砟軌道豎向溫度荷載模式。鐘陽龍等[6]基于界面黏聚力模型模擬軌道板與CA砂漿層間黏結-脫黏-接觸的復雜相互關系,建立了CRTSⅡ型板式無砟軌道層間剪切破壞三維有限元模型,分析了溫度荷載下軌道層間剪切破壞機理。Zhu等[7]借助黏聚力模型模擬板式無砟軌道層間黏結,研究了溫度作用與車輛動荷載作用下板式軌道層間損傷特性與開裂行為。何川[8]借助有限元方法,采用接觸模擬軌道結構層間界面關系,研究了不同位置和大小的離縫,對軌道結構受力的影響。

縱觀上述已有的研究成果,關于循環(huán)溫度荷載作用下無砟軌道結構離縫的產(chǎn)生規(guī)律及其對結構受力性能影響方面的試驗研究鮮有報道。為此,本文以高速鐵路32 m 標準簡支梁橋上鋪CRTSⅡ型板式無砟軌道為原型,制作三跨雙線CRTSⅡ型板式無砟軌道-簡支梁橋結構體系的1/4縮尺模型,開展循環(huán)溫度荷載試驗。采用遠紅外燈管模擬日照對軌道結構模型進行溫度加載,并基于現(xiàn)代光纖傳感技術,借助傳統(tǒng)應變片,LVDT 位移計和溫度傳感器建立了一套實時測試系統(tǒng),在溫度加載過程中對結構溫度、位移和應變進行實時測試。研究了循環(huán)溫度荷載作用下,軌道結構層間離縫的產(chǎn)生和擴展規(guī)律以及離縫對無砟軌道-簡支梁橋結構體系受力性能的影響。為進一步提升我國高速鐵路無砟軌道-橋梁結構體系建造技術、建立相應的服役狀態(tài)評估體系提供試驗依據(jù)。

1 模型試驗概況

1.1 試驗模型設計與制作

1.1.1 原型結構

目前我國已經(jīng)建成并開通運營的高速鐵路橋梁長度占總運營里程的近50%,其中,以32 m 標準跨徑為主的簡支箱梁橋長度占橋梁總長度的95%[9]。據(jù)此,選取某高速鐵路線上3×32 m 標準預應力混凝土簡支箱梁橋上鋪CRTSⅡ型板式無砟軌道作為試驗原型結構。軌道板寬度為2 550 mm,厚度為200 mm,標準軌道板長度為6 450 mm。砂漿調整層設計厚度為30 mm,底座板寬度為2 950 mm,厚度為200 mm。

1.1.2 模型結構

以滿足試驗精度要求為前提,綜合考慮試驗條件的可行性,確定試驗模型縮尺比為1∶4。據(jù)應力等效原則對模型結構進行相似設計,模型結構形狀與原型保持一致,滿足幾何相似條件,尺寸相似常數(shù)為1/4;模型結構梁體預應力筋布置形式與原型結構相似,二者對跨中邊緣處混凝土產(chǎn)生的預壓應力相等,應力相似常數(shù)為1;模型結構所用材料除部分尺寸規(guī)格不同外均與原型結構相同,因此熱傳遞系數(shù)相似常數(shù)為1。

縮尺后,軌道板寬度為640 mm,厚度為50 mm,長度為1 600 mm。CA砂漿層原型厚度僅為30 mm,考慮到模型制作及埋設傳感器的需要,模型結構CA砂漿層厚度方向不進行縮尺。底座板寬度為740 mm,厚度50 mm,模型結構斷面見圖1(a),實際模型結構見圖1(b)。

圖1 模型結構

1.1.3 模型結構施工與制作

制作三跨簡支梁,每孔橋面上靠近固定支座處預留剪力齒槽,并鋪設兩布一?；瑒訉?。梁體和軌道結構澆筑過程中,支好模板且鋼筋骨架綁扎成型后,在預定位置埋設光纖光柵混凝土應變傳感器、鋼筋電阻應變片以及溫度傳感器。導線編號后沿鋼筋引出,并采取套管保護措施。為防止在溫度加載過程中環(huán)境溫度過高損壞連接測試設備的導線,將所有導線采用耐高溫的熱熔導管包裹,并在導管外覆蓋一層耐高溫的隔熱材料。

為模擬軌道結構無限長的邊界條件,制作三跨簡支梁,鋪設軌道結構后,取中間跨進行試驗,中跨范圍內(nèi)的軌道-橋梁結構滿足連續(xù)性邊界條件。同時,為了進一步約束軌道系統(tǒng),在橋梁兩端各澆筑一個長1.2 m 且與橋梁頂面等高等寬的鋼筋混凝土塊,采用錨桿將混凝土塊與地下反力槽固定。軌道結構鋪設至混凝土塊外邊緣。并將底座板內(nèi)部鋼筋在距離混凝土塊外邊緣100 mm處向下彎制成90°,錨固在混凝土塊中,錨固長度150 mm。為驗證軌道系統(tǒng)的連續(xù)性,試驗過程中,對端部處軌道結構的應變均進行了測試,測試結果證明中間跨軌道結構實際也滿足連續(xù)性邊界條件。

1.2 溫度荷載

1.2.1 溫度荷載取值

本試驗結合實際條件模擬軌道結構在極端天氣持續(xù)高溫條件下承受的溫度荷載。隨著日氣溫的變化,軌道結構內(nèi)部會存在整體溫度、線性溫度梯度以及非線性溫度梯度三部分溫度荷載。軌道結構內(nèi)部的溫度荷載主要取決于其周圍環(huán)境溫度的變化,根據(jù)已有文獻對環(huán)境溫度和板面溫度關系的研究,在日間氣溫達到40 ℃的高溫條件下,軌道板表面溫度最高接近60℃[10]。因此,試驗溫度加載過程中,控制軌道板板面最高溫度為60℃,由于現(xiàn)有試驗設備難以對結構施加低于室溫的低溫荷載,因此,試驗在冬季夜間進行,利用較低的室溫(8 ℃)考慮低溫荷載。

1.2.2 溫度加載方法

借助遠紅外加熱燈管結合溫控開關及溫度傳感器設計了一套能夠實現(xiàn)對軌道結構升溫和控溫的溫度加載設備,加載設備見圖2(a)。加熱燈管每根長1.2 m,功率為1.2 k W,在軌道結構上方布置燈管48根,距軌道板表面高度為0.2 m。燈管沿橋梁縱向分為8組,結構中間跨全長覆蓋,兩端向邊跨各伸出0.725 m。每組6根燈管沿橫橋向并排布置,間距為0.5 m。在每組燈管下的軌道板表面各布置一個溫度傳感器,并與溫控開關相連接進行板面溫度控制。為了提高溫度加載效率,節(jié)約能耗,縮短升溫時間,實現(xiàn)良好的升溫效果,使用能夠保溫隔熱并且耐高溫的錫箔紙與硅酸鋁纖維毯包裹燈架周圍,見圖2(b)。

考慮到夜間較低的自然環(huán)境溫度有利于結構降溫,試驗溫度加載從晚上18:00開始,共分為升溫、控溫和降溫3個階段,通過調整加熱燈管的功率、數(shù)量及升溫空間的大小,控制升溫階段時間約為2 h,同時設定控溫階段持續(xù)2 h。預先設定溫控開關中的溫度參數(shù)t1=59 ℃,t2=60 ℃。閉合電源開關,燈管對軌道結構周圍環(huán)境進行升溫,經(jīng)過約2 h的升溫階段后,當板面溫度傳感器實測溫度t＞t2時,溫控開關自動斷開,停止升溫。隨后溫度逐漸降低,而當t＜t1時,溫控開關又自動閉合進行升溫,如此重復進行,控制軌道板板面溫度保持在60 ℃,實現(xiàn)約2 h的控溫階段。最后斷開電源開關,進入降溫階段,試驗現(xiàn)場溫度加載見圖2(c)。

圖2 試驗溫度加載裝置示意

1.3 測試內(nèi)容及方法

1.3.1 溫度測試

采用JMT-36B型溫度傳感器進行溫度測量。JMT-36B型溫度傳感器利用半導體(PN 結)的導電特性會隨溫度變化而呈現(xiàn)有規(guī)律的變化,將PN 結封裝為芯片形式,實現(xiàn)高精度、高可靠性和高穩(wěn)定性的溫度測量。由于兩條軌道線結構形式和所承受的溫度荷載沿橫向完全對稱,因此僅選取其中一條線路布置溫度測點。在中間跨的梁端和跨中2個截面分別布置溫度測點,每個截面沿橫向布置三列溫度測點,沿豎向在每層結構內(nèi)部布置上、中、下三層溫度測點,溫度測點橫截面布置示意見圖3。采用JMZX-3001 綜合測試儀采集溫度數(shù)據(jù),試驗溫度加載過程中,每隔3 min采集一次溫度數(shù)據(jù)。

圖3 軌道結構測點布置示意(單位：mm)

1.3.2 應變測試

在軌道結構跨中、兩側四分點和梁端5個截面布設應變測點。軌道結構混凝土與CA砂漿應變采用埋入式光纖光柵應變傳感器進行測量,在混凝土澆筑或CA砂漿灌注前預埋光纖光柵應變傳感器,采用Moism130光線光柵解調儀進行數(shù)據(jù)的采集與處理,應變測點布置見圖3。梁體應變采用傳統(tǒng)電阻應變片和DH3816靜態(tài)應變測試儀進行測量與采集。

1.3.3 位移測試

采用5G10X 系列直線位移計和DH3820采集器進行位移數(shù)據(jù)的測量與采集,主要包括溫度荷載下無砟軌道-橋梁結構體系的整體上拱度和軌道系統(tǒng)層間相對位移。

對于結構整體上拱度,在箱梁底部安裝位移計進行測量。在兩側梁端、四分點及跨中5個截面布置位移測點,每個截面沿橫橋向布置2個。軌道系統(tǒng)層間相對位移包括軌道板-CA砂漿、CA砂漿-底座板以及底座板-梁體之間的豎向和水平向相對位移。測量層間相對位移時,將位移計通過剛墊板固定于其中一層軌道結構上,位移計的頂桿與固定在另一層軌道結構上的鋼墊板相接觸,采用耐高溫的隔熱材料硅酸鋁纖維毯將位移計包裹,層間相對位移計安裝見圖4。

圖4 層間相對位移計安裝

1.4 溫度實驗前后靜力加載

溫度試驗前后分別對中間一跨無砟軌道-橋梁結構體系進行三分點靜力加載試驗,研究溫度試驗前后結構體系受力性能的變化。靜力荷載的取值按雙線列車荷載考慮,即在豎向靜力荷載作用下,模型結構跨中邊緣處混凝土的應力與原型結構在雙線列車荷載作用下跨中邊緣處混凝土的應力相等,荷載取900 k N。靜力加載試驗在跨中采用一個加載頭,通過分配梁將荷載均分至2個三分點截面,見圖5。靜力加載分級進行,每級荷載100 k N,除不測溫度外,測試內(nèi)容與測試方法均與溫度試驗相同。

2 實驗結果與分析

2.1 離縫產(chǎn)生與擴展規(guī)律

圖5 靜力加載示意

整個實驗過程中,實測離縫長度隨溫度荷載作用次數(shù)呈“階梯狀”變化規(guī)律,見圖6。離縫的產(chǎn)生過程歷經(jīng)萌生、擴展和穩(wěn)定三個階段。1～6次試驗為離縫的萌生階段,第6次溫度試驗完成時,靠近剪力齒槽側梁端處軌道板與CA砂漿之間首次觀測到層間離縫,離縫長度340 mm,占單塊軌道板長度的21.3%,離縫最大寬度約為0.5 mm。7～12次試驗為離縫的擴展階段,隨溫度荷載作用次數(shù)的增加,離縫逐漸向中跨跨中方向延伸,第12次溫度試驗完成時,靠近剪力齒槽側梁端處整塊軌道板與CA砂漿完全脫空,即離縫長度等于單塊軌道板的長度,為1 600 mm。13～18次試驗為離縫的穩(wěn)定階段,此階段,舊離縫均沒有繼續(xù)擴展,也無新離縫生成。層間離縫見圖7。

圖6 離縫長度隨溫度荷載作用次數(shù)的變化曲線

圖7 梁端處軌道板-CA砂漿層間離縫

在18次溫度循環(huán)加載過程中,沿橋梁縱向,離縫僅出現(xiàn)在靠近剪力齒槽側梁端處的第1塊軌道板中,跨中和遠離剪力齒槽側梁端均沒有離縫出現(xiàn)。說明在溫度荷載作用下,剪力齒槽對軌道結構自由變形的約束作用是產(chǎn)生層間離縫的重要原因之一。受施工工藝的影響,CA砂漿層與底座板之間的界面黏結強度遠大于CA砂漿與軌道板之間的黏結強度,因而沿豎向,界面離縫主要產(chǎn)生于CA砂漿與軌道板之間,CA砂漿與底座板之間始終黏結完好,無層間離縫出現(xiàn)。

2.2 軌道-橋梁結構上拱度

在不同溫度荷載作用次數(shù)下,實測梁體跨中上拱度隨軌道板頂面溫度的變化規(guī)律見圖8(a)。溫度荷載循環(huán)加載下,溫度-上拱度曲線逐漸向上拱度減小的方向“偏移”,離縫的萌生階段(0～6次)和穩(wěn)定階段(12～18次),曲線分布密集,離縫的擴展階段(6～12次),曲線分布較為稀疏。

圖8 梁體跨中上拱度與軌道板頂面溫度、溫度荷載作用次數(shù)的變化曲線

在不同溫度荷載作用下,梁體跨中上拱度隨溫度荷載作用次數(shù)的變化曲線見圖8(b)。由圖8(b)可知,隨溫度荷載作用次數(shù)的增加,相同溫度荷載下,梁體跨中上拱度逐漸減小。離縫的萌生階段和穩(wěn)定階段,上拱度減小緩慢,離縫的擴展階段,上拱度減小的速度較快,變化規(guī)律呈“階梯狀”,與離縫長度變化規(guī)律相似。

由分析可知,層間離縫的產(chǎn)生是梁體上拱度隨溫度荷載循環(huán)作用而逐漸減小的主要原因。給軌道結構施加溫度荷載時,軌道板距離熱源最近,承受的溫度荷載最大,離縫產(chǎn)生前,荷載效應通過層間黏結逐層向下傳遞,軌道-橋梁結構體系協(xié)同變形,同步上拱。層間離縫的產(chǎn)生,使得軌道板與CA砂漿界面黏結強度逐漸降低甚至消失。因此,向下傳遞的荷載效應逐漸減小,梁體上拱度隨之減小,且上拱度的減小速率與離縫長度的增大速率基本保持一致。

2.3 軌道結構層間相對位移

跨中處無砟軌道-梁體豎向相對位移變化曲線見圖9。在不同溫度荷載作用次數(shù)下,梁體跨中豎向位移隨軌道板頂面溫度的變化規(guī)律見圖9(a)。由圖9(a)可知,溫度荷載作用下,軌道結構位移與軌道板頂面溫度呈線性關系,隨溫度荷載作用次數(shù)的增加,溫度-相對位移曲線逐漸向位移增大的方向“偏移”,曲線斜率逐漸減小。離縫萌生和穩(wěn)定階段,相鄰曲線間距較小,離縫擴展階段,相鄰曲線之間的間距較大。

圖9 跨中處無砟軌道-梁體豎向相對位移與軌道板頂面溫度、溫度荷載作用次數(shù)的變化曲線

在不同軌道板頂面溫度下,跨中處軌道結構-梁體豎向相對位移與溫度荷載作用次數(shù)的變化曲線見圖9(b)。由圖9(b)可知,隨溫度荷載作用次數(shù)增加,相同溫度產(chǎn)生的相對位移逐漸增大,離縫經(jīng)過萌生-擴展-穩(wěn)定3個階段過程中,位移增大速率也呈現(xiàn)慢-快-慢的變化規(guī)律。以軌道板升溫30℃為例,第1次試驗時,軌道結構相對位移為1.08 mm,第18次試驗時,軌道結構相對位移為1.27 mm,增大了17.59%。

相同荷載作用時,軌道結構的位移與其自身剛度成反比,位移隨溫度荷載循環(huán)作用而逐漸增大,說明軌道結構的剛度隨之逐漸減小。由以上分析可知,試驗過程中,軌道結構的剛度在離縫的萌生-擴展-穩(wěn)定3個階段呈現(xiàn)慢-塊-慢的規(guī)律逐漸減小。軌道結構試驗前后剛度為

式中:K1、K2分別為溫度試驗前后結構剛度;P為試驗前后相同的荷載;δ1、δ2分別為第1、18次試驗對應的結構位移;ΔK為溫度試驗前后剛度降低率。

以軌道板頂面升溫30 ℃為例,由式(2)可知,經(jīng)過18次溫度循環(huán)加載,軌道結構剛度降低了14.96%。

2.4 靜力試驗結果及分析

靜力荷載作用下無砟軌道-橋梁結構體系的荷載與撓度曲線見圖10。靜力加載過程中,模型結構始終處于彈性階段,荷載與撓度呈線性關系,荷載-撓度曲線的斜率即為結構產(chǎn)生單位位移所需要施加的荷載,可表征結構剛度。由圖10可知,在相同荷載作用下,溫度試驗后梁體的撓度稍大于溫度試驗前。說明經(jīng)過18次循環(huán)溫度加載試驗后,軌道-橋梁結構體系的剛度降低為2.52%,降低幅度較小。

圖10 無砟軌道-橋梁結構體系荷載與撓度曲線

溫度試驗前后兩次靜力加載軌道板、CA砂漿和底座板的荷載與應變曲線見圖11。由圖11可知,在相同豎向荷載作用下,相比于初始狀態(tài),循環(huán)溫度試驗后,軌道結構各層應變均有所增大,軌道板、CA砂漿和底座板的應變分別增大了13.18%、11.58%、14.02%。進一步說明循環(huán)溫度試驗所產(chǎn)生的離縫改變了結構的受力特征,降低了結構的剛度。

圖11 溫度試驗前后兩次靜載軌道結構荷載與應變曲線

以軌道板、CA砂漿、底座板各層荷載-應變曲線的斜率分別表征其各自的剛度;以溫度-軌道結構與梁體相對位移曲線的斜率表征軌道結構的剛度;以軌道-橋梁結構體系的荷載-撓度曲線斜率表征軌道-橋梁結構體系的剛度,將溫度試驗前后各層結構及結構體系整體的剛度變化見表1。由表1可知,18次循環(huán)溫度試驗對軌道結構(軌道板、CA砂漿和底座板)剛度的影響較大,剛度退化率在10%～15%之間,對無砟軌道-橋梁結構體系整體剛度的影響相對較小,剛度退化率為2.52%。

表1 溫度實驗前后結構剛度變化

3 結論

本文以高速鐵路32 m 標準簡支梁橋上鋪CRTSⅡ型板式無砟軌道結構體系為原型,制作三跨無砟軌道-簡支梁橋結構體系的1/4縮尺模型進行了循環(huán)溫度加載試驗,以研究溫度荷載循環(huán)加載對結構受力性能的影響,得出了以下結論:

(1)溫度荷載作用下,固定端處剪力齒槽的約束作用使軌道結構內(nèi)部產(chǎn)生較大的溫度應力,因而軌道板與CA砂漿層間離縫從剪力齒槽處開始出現(xiàn),并逐漸向中跨跨中方向延伸。離縫長度隨溫度荷載作用次數(shù)的變化規(guī)律呈“階梯狀”,歷經(jīng)萌生、擴展和穩(wěn)定3個階段。

(2)層間離縫的產(chǎn)生使軌道結構層間黏結作用逐漸減弱,軌道結構由上層通過界面黏結力向下傳遞的荷載逐漸減小。最終導致隨溫度循環(huán)試驗次數(shù)的增加,相同溫度荷載下,梁體上拱度逐漸減小,而軌道結構上拱度逐漸增大。且在離縫的萌生-擴展-穩(wěn)定三個階段,位移減小或增大的速度均近似呈現(xiàn)慢-快-慢的“階梯狀”變化規(guī)律。

(3)循環(huán)溫度加載過程中,結構的剛度逐漸下降,且剛度下降幅度與離縫的延伸長度基本同步。經(jīng)過18次循環(huán)溫度荷載試驗后,軌道結構剛度降低相對較為顯著,為14.96%;無砟軌道-橋梁結構體系整體剛度降低相對較小,為2.52%。