CRTSⅢ型板式無砟軌道橫向彎曲疲勞試驗

劉曉春， 金 城， 余志武， 賀 晨， 楊義益

(1.中南大學土木工程學院，湖南長沙410075;2.高速鐵路建造技術國家工程實驗室，湖南長沙410075)

CRTSⅢ型板式無砟軌道結構是在德國和日本的無砟軌道技術基礎上，形成的新型無砟軌道結構，從上到下依次由鋼軌、扣件、軌道板、自密實混凝土(selfcompacting concrete，SCC)充填層、隔離層、底座板組成，軌道板與充填層之間設置門型筋拉結，底座板上設置一對限位凹槽以約束其上部結構層的水平位移.針對這種新型無砟軌道結構，文獻［1-5］中結合實際工程開展了有關的數值模擬、理論分析、試驗研究等研究，得出CRTSⅢ型板式無砟軌道結構靜動力特性、應力及變形規律.在高密度列車荷載和溫度荷載的長期反復作用下，高速鐵路無砟軌道結構中，累積疲勞損傷一旦超過材料和結構的疲勞極限，將引起開裂，影響軌道結構受力和行車安全.無砟軌道結構的疲勞特性是許多學者普遍關心的熱點之一［6-7］.

關于無砟軌道結構的疲勞特性研究主要以理論分析和數值模擬為主［8-11］，需要結合疲勞試驗和工程實踐進行完善和驗證.關于無砟軌道結構的疲勞試驗研究的目前報道不多［12-14］，文獻［15-16］中分別開展了 CRTSⅠ型板式無砟軌道和CRTSⅡ型無砟軌道板的疲勞試驗研究，初步得出相應型式軌道結構的疲勞損傷特性.由于結構組成及充填材料的差異，CRTSⅢ型板式無砟軌道結構的力學特性、疲勞性能與CRTSⅠ型及CRTSⅡ型板式無砟軌道結構也存在顯著差別.CRTSⅢ型板式無砟軌道結構實際工程應用時間不長，尚未經過列車荷載長期反復作用的檢驗，關于CRTSⅢ型板式無砟軌道結構的疲勞試驗研究尚未見公開的報道，人們對于新型的軌道結構的疲勞損傷發展規律缺乏系統的認識.本文中利用足尺模型，切割制作6個單承軌臺或雙承軌臺的板式無砟軌道試件，開展了橡膠板模擬路基上CRTSⅢ型板式無砟軌道結構橫向彎曲疲勞試驗，試圖找出CRTSⅢ型板式無砟軌道結構的薄弱環節及其疲勞損傷發展規律，為制定無砟軌道維修管理策略提供試驗支撐.

1 試件設計

以鄭徐高速鐵路為背景工程，采用與鄭徐高速鐵路CRTSⅢ型板式無砟軌道結構施工現場相同的材料配比及施工工藝，制作一個足尺P5600型CRTSⅢ型板式無砟軌道結構模型，其中，鋼軌采用CH60軌，配套選用WJ-8型扣件，軌道板選用長寬厚為5 600 mm×2 500 mm×200 mm的P5600型先張預應力混凝土板，SCC充填層標準厚度為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型板式無砟軌道結構橫向彎曲疲勞特性，本次試驗將足尺CRTSⅢ型板式無砟軌道結構模型沿著軌道結構橫向切割成6個單承軌臺或雙承軌臺的CRTSⅢ型板式軌道試件(FHB1～FHB6)，如圖 1、2 所示.

圖1 足尺CRTSⅢ型板式無砟軌道結構模型示意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軌道板橫向預應力筋的位置及切割過程中的誤差和損耗，實際切分后的復合板試件參數如表1所示，表中:FHB1～FHB3為單承軌臺試件，用于分析界面疲勞損傷對橫向復合受力性能的影響;FHB4～FHB6為雙承軌臺試件，用于分析提高和降低界面粘結對橫向復合受力性能的影響.

表1 軌道板與SCC復合板試件設計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計強度等級為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.經檢測，軌道板混凝土28 d立方體抗壓強度為65.7 MPa，劈裂抗拉強度實測值為3.44 MPa.軌道板的預應力筋采用10 mm 1570-WLR-H級鋼筋，屈服強度為1 474 MPa，極限強度為1 640 MPa，延伸率為6.0%.普通鋼筋采用R8和R12的CRB500級鋼筋，屈服強度依次為560、583 MPa，極限強度均為705 MPa，延伸率依次為12.0%、10.0%.

2.2 充填層材料

CRTSⅢ型無砟軌道充填層SCC的設計強度等級為 C40，其配合比為 P.O42.5水泥:細碎石(粒徑5～10 mm)∶粗碎石(粒徑10～20 mm)∶中砂 ∶Ⅰ級粉煤灰∶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.實測SCC的坍落擴展度、擴展時間T500等指標滿足充填層的灌注要求.經檢測，SCC在28 d的標準立方體抗壓強度為43.5 MPa，劈裂抗拉強度為2.90 MPa.SCC 層內采用 5.56 m×2.79 mR10 的CRB500級冷軋帶肋鋼筋焊接網，其縱向抗拉強度標準值為600 MPa，橫向抗拉強度為585 MPa.

2.3 底座板材料

CRTSⅢ型無砟軌道底座板混凝土的設計強度等級為C35，試驗中采用C35商品混凝土，其配合比為水泥∶摻合料∶細骨料∶粗骨料∶外加劑∶水=1.00 ∶0.43 ∶2.82 ∶4.23 ∶0.03 ∶0.62.經檢測，底座板混凝土28 d標準立方體抗壓強度為40.8 MPa.底座板內鋼筋焊接網采用5.56 m×3.30 m的CRB500級冷軋帶肋鋼筋焊接網，縱向為R11@100～150 mm，橫向為R10@200 mm，屈服強度為560 MPa，極限抗拉強度為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，按照標準化生產工藝進行生產和養護.養護至規定齡期后，采用專用運輸車將軌道板運送到實驗室，倒置進行軌道板局部板底粗糙度處理和門型鋼筋的切割，采用灌砂法測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準化生產工藝進行施工.待充填層SCC與軌道板粘結成整體且達到設計強度后，將復合板用方木墊起，采用臥式液壓繩鋸機在預定的位置進行切割，將其切分成如表1所示的6個復合板試件，依次開展疲勞加載和疲勞后的橫向彎曲靜載試驗.

3 試驗方案

3.1 試驗布置及加載裝置

本次疲勞試驗主要模擬路基上的CRTSⅢ型板式無砟軌道結構的橫向受力行為.路基剛度(k)參考高速鐵路CRTSⅢ型板式無砟軌道通用參考圖——設計意見書，按k=76 MPa/m計算，參考文獻［14］，軌道結構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.根據支承剛度等效原則，計算確定模擬路基的橡膠板厚度近似取為80 mm.采用PMS-500數顯脈動式疲勞試驗機在軌道板橫向中心線位置通過分配梁施加疲勞荷載，疲勞加載方式如圖3、4所示，根據疲勞機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裝置Fig.4 Experimental setup of the fatigue test on a CRTSⅢslab track specimen

3.2 測點布置

疲勞試驗的主要測試斷面選擇在板式無砟軌道試件橫向板中及軌下位置，測點布置如圖5所示.

圖5 CRTSⅢ型板式軌道疲勞試驗測點布置Fig.5 Measurement layout for the fatigue test of a CRTS Ⅲ slab track

混凝土的靜態應變用DH3818靜態應變測試儀采集，動態應變及動態位移用IMC動態測試儀采集.

3.3 加載過程及試驗現象

試驗加載過程:開始疲勞試驗前先進行預加載，檢驗加載設備、支座及儀表是否正常，并對儀表設備進行調0.疲勞試加載時荷載上限按照無砟軌道結構疲勞檢算荷載取 Pf=1.5Pj(Pj為靜輪荷載)，荷載下限取為試驗機最大動負荷的3%，相應的疲勞荷載幅值為15.0～255.0 kN，按常規疲勞試驗要求作用200萬次;試件仍未出現明顯的疲勞損傷和破壞時，增大疲勞荷載上限至疲勞機疲勞加載能力的85%，荷載下限調整為荷載上限的10%，疲勞荷載幅值為 42.5～425.0 kN(2.5Pj)，受試驗周期的限制，疲勞試驗直至累計作用次數達到500萬次為止.疲勞試驗機累計加載次數達到特征次數(如，10、20、50、100、200、…、500 萬次)時，分別停機進行1次靜力分級加載卸載試驗.疲勞試驗結束后，將軌道板-SCC充填層復合板試件倒置，支點設置在軌道板的兩個承軌臺軌下位置，在復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行靜力分級加載試驗，測試分析疲勞損傷對軌道板-SCC充填層復合板協同工作性能的影響.

典型單承軌臺試件FHB2疲勞試驗過程中，15.0～255.0 kN疲勞荷載作用 60 萬次左右時，軌道板板中處上表面開始出現了縱向裂縫，一側的軌下位置處SCC充填層底部出現豎向裂縫，一側預應力筋錨固端處出現了由錨頭向軌道板上表面發展的劈裂裂縫;42.5～425.0 kN的疲勞荷載作用50～150萬次時，軌道板上表面出現橫向裂縫，另一側預應力筋錨固端處也先后出現由錨頭向上發展的劈裂裂縫;疲勞作用300萬次時，板中處側面出現多條自軌道板上表面向充填層界面豎向發展的裂縫.累計疲勞作用500萬次時，軌道板-SCC充填層復合板橫向板端處最大層間離縫寬度為0.20～0.30 mm，界面處出現了砂漿局部剝落;板中處也出現了0.05～0.10 mm的細微層間離縫.

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

典型雙承軌臺試件FHB4疲勞試驗過程中，15.0～255.0 kN 的疲勞荷載作用約 150 萬次時，軌道板上表面開始出現縱向裂縫;42.5～425.0 kN的疲勞荷載作用200萬次時，板中處軌道板上表面裂縫發展貫通;疲勞作用300萬次時，一側軌下位置處軌道板出現了前后對稱的軌道板板底向板頂發展的豎向裂縫.累計疲勞作用500萬次時，復合板板端處最大層間離縫寬度為 0.10～0.30 mm，且界面處出現了局部砂漿剝落;板中處也出現了0.02～0.05 mm的細微層間離縫.

4 試驗結果及分析

4.1 應變測試

疲勞試驗進行到特征次數停機，隨后開展了靜載試驗，測試疲勞損傷對軌道結構各層橫向應變的影響規律.

(1)底座板應變

根據底座板中的振弦式應變計的測試結果，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片處混凝土橫向應變的變化如圖6所示.由圖6可見，相同的荷載水平下，底座板上層混凝土的橫向應變隨著疲勞次數的增大而逐漸增大，應變的增幅隨著疲勞次數的增大而逐漸減小;下層混凝土橫向應變隨著疲勞次數增大而逐漸減小，且其隨著疲勞次數的變化幅度明顯小于上層混凝土.

(2)軌道板-SCC復合板應變

疲勞作用前后軌道板-SCC復合板軌下位置截面沿著高度方向的橫向應變分布如圖7所示.由圖7可以看出，靜載作用下未發生疲勞損傷的FHB 2軌下截面的橫向應變基本符合平截面假定，應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調;疲勞荷載作用500萬次后，試件軌下位置橫向應變不再符合平截面假定，界面處出現了顯著的應變突變，當靜力荷載超過255.0 kN后，這種層間變形不協調越來越顯著，最大層間應變差值可達13×10－6.

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

4.2 變形測試

試驗過程中，采用千分表測量疲勞荷載作用至規定次數后，靜載下典型試件中鋼軌相對軌道板、軌道板相對底座板、底座板相對地面的豎向靜態位移，如圖8所示.由圖8可以看出，試驗過程中隨著疲勞荷載的反復作用，SCC充填層、底座板之間的空隙和土工布逐漸被壓實，復合板下的支承剛度逐漸增大，相同荷載水平下軌道板相對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 軌道板相對于底座板的豎向相對位移Fig.8 Vertical displacement of the track slab relative to the bed plate

4.3 疲勞損傷及裂縫形態

試驗結果表明，單承軌臺和雙承軌臺復合板試件的疲勞損傷發展經歷了3個典型的階段:(1)幅值不高的疲勞荷載(如15.0～255.0 kN)作用達到一定次數(如60～150萬次)后，板中處軌道板上表面受拉區損傷累積最早出現縱向裂縫，隨著疲勞次數的增加而逐漸發展貫通;(2)幅值較高的疲勞荷載(如 42.5～425.0 kN)作用一定次數后，軌道板橫向預應力筋錨固端附近出現由錨頭向軌道板上表面發展的裂縫，隨著疲勞次數的增加軌道板上表面出現大致沿著橫向預應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)作用次數較多(如250～500萬次)時，軌道板與SCC充填層的粘結性能退化顯著，橫向端面處層間界面出現離縫，復合板試件逐漸由整體復合受力逐步轉化為上下兩層疊合受力，軌道板表面的裂縫逐漸向下發展.

疲勞試驗累計疲勞作用500萬次后，典型單承軌臺和雙承軌臺的軌道板-SCC充填層復合板試件的裂縫展開圖如圖9所示，圖中:單位萬次.

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

需要指出，假定實際工程中列車軸重在相鄰承軌臺上近似按照1∶2∶4∶2∶1分配時，則單個承軌臺上承擔的最大豎向疲勞荷載為0.6Pj.本次疲勞試驗中15.0～255.0 kN 和 42.5～425.0 kN 級疲勞荷載作用下，雙承軌臺試件中每個承軌臺承擔的最大豎向荷載分別為 0.75Pj和 1.25Pj，單承軌臺試件則分別為 1.5Pj和 2.5Pj，可見試驗中施加到承軌臺上的疲勞荷載上限均明顯高于實際工程中軌道結構的疲勞荷載.

4.4 疲勞后靜載試驗

橫向彎曲疲勞500萬次后軌道板-SCC充填層復合板靜載試驗結果如表2所示.

由表2可知，疲勞作用對充填層SCC的開裂荷載及層間滑移荷載產生了顯著的負面影響，上限為2.5Pj疲勞荷載作用500萬次后，SCC開裂荷載較未疲勞損傷的試件減小20%～30%，疲勞損傷的復合板試件產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雙承軌臺試件靜載試驗結果可見，界面粗糙度較大FHB5試件充填層SCC開裂荷載明顯高于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，可見提高CRTSⅢ型軌道板底面的粗糙度，能夠明顯改善復合板界面粘結和層間的協同工作性能.

5 結 論

通過橡膠板模擬路基上無砟軌道試件的橫向彎曲疲勞試驗，得到列車豎向疲勞荷載作用下CRTSⅢ型板式軌道試件的應力、變形分布規律及疲勞損傷的發展形態.

(1)橡膠板模擬路基上單承軌臺和雙承軌臺CRTSⅢ型板式軌道試件承受 15.0～255.0 kN 的疲勞荷載作用60～150萬次時，板中位置軌道板上表面受拉區疲勞損傷累積并最先出現縱向裂縫;承受42.5～425.0 kN 疲勞荷載作用次數不多時，橫向預應力筋錨固端附近軌道板出現由錨頭向軌道板上表面發展的劈裂裂縫，累計疲勞250～500萬次時，復合板試件橫向端面處出現層間離縫，軌道板與SCC充填層粘結性能退化顯著.

(2)橡膠板模擬路基上底座板上層混凝土的橫向應變隨疲勞次數的增大而逐漸增大，下層混凝土的橫向應變隨疲勞次數的增大而逐漸減小，且變化幅度明顯小于上層;疲勞荷載作用500萬次后，復合板軌下位置橫向應變分布不符合平截面假定，軌道板板底與SCC充填層頂部出現明顯的不協調變形.

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

(4)疲勞損傷及其引起的層間離縫對軌道板與充填層的協同工作性能存在不利影響，上限為2.5Pj疲勞荷載作用500萬次后，復合板試件SCC開裂荷載、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、門型筋數量越多，界面的粘結越好，軌道板與充填層的協同工作性能發揮的越好.

致謝:中南大學創新驅動計劃項目資助(2015CXS014).

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