王會永，閆紅亮

(鐵道第三勘察設(shè)計(jì)院，天津 300142)

現(xiàn)澆整體道床式無砟軌道具有軌道穩(wěn)定性高、結(jié)構(gòu)耐久性強(qiáng)、維修工作量少和技術(shù)相對成熟的優(yōu)點(diǎn)。但由于現(xiàn)場澆注混凝土道床板易出現(xiàn)裂縫，在新澆注道床板混凝土和預(yù)制好的已經(jīng)達(dá)到混凝土齡期的軌枕混凝土黏結(jié)面上出現(xiàn)裂縫幾率比較多。德國的整體道床無砟軌道結(jié)構(gòu)從最初的長軌枕埋入式到雙塊式的改進(jìn)，最終形成現(xiàn)在雷達(dá)2000型雙塊式無砟軌道，每一次改進(jìn)都減少了軌枕中已達(dá)齡期的混凝土和現(xiàn)澆道床板新混凝土之間的接觸面積，使新老混凝土之間的黏結(jié)更加緊密，從而增加軌道的可靠度和穩(wěn)定性。由此可見，軌枕的結(jié)構(gòu)形式對新老混凝土黏結(jié)面應(yīng)力的發(fā)展有至關(guān)重要的作用，研究其中的影響對改進(jìn)現(xiàn)有的軌道形式和開發(fā)新的軌道結(jié)構(gòu)有重要意義。

1 計(jì)算模型

1.1 熱—結(jié)構(gòu)耦合分析模型的實(shí)現(xiàn)

熱應(yīng)力問題是熱和應(yīng)力兩個(gè)物理場之間的相互作用，屬于耦合場分析問題，與其他耦合場的分析方法類似，一般有兩種方法來實(shí)現(xiàn):直接法和間接法。

直接法是指直接采用具有溫度和位移自由度的耦合單元，同時(shí)得到熱分析和結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析的結(jié)果;間接法是指先進(jìn)行熱分析，然后通過程序?qū)⑶蟮玫膯卧?jié)點(diǎn)溫度作為體載荷施加到結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析中。本文采用間接法，以大型有限元軟件ANSYS為平臺，進(jìn)行編程二次開發(fā)建立耦合場模型，這種方法由于有精確的溫度場作為條件，求得的熱應(yīng)力也接近實(shí)際，比現(xiàn)在常用的單純對結(jié)構(gòu)進(jìn)行升溫和降溫計(jì)算要更精確。

熱—結(jié)構(gòu)耦合分析實(shí)現(xiàn)流程為:模型建立→定義熱單元→溫度場分析→單元轉(zhuǎn)換→溫度應(yīng)力分析。

1.2 模型加載及邊界條件

1)加載確定。混凝土的早期裂縫大多是在混凝土澆注過程中產(chǎn)生的水化熱造成的，時(shí)間一般為從澆注到混凝土達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度28 d之內(nèi)，新老混凝土的結(jié)合面抗拉強(qiáng)度較低，很容易在混凝土澆注過程中在早期熱應(yīng)力作用下發(fā)生開裂。本文分析了道床板從澆注開始至28 d內(nèi)新老混凝土黏結(jié)面的溫度應(yīng)力變化，以第28d黏結(jié)面的應(yīng)力狀態(tài)作為判斷依據(jù)?；炷猎缙跓岱治鲋袉卧鸁崧首鳛轶w力加載，其隨時(shí)間的變化曲線見圖1。

圖1 混凝土澆注水化熱釋放速率

2)初始邊界條件。預(yù)制軌枕及HGT層的初始溫度為16.5℃，道床板混凝土開始澆注初始溫度是40℃，空氣溫度為20℃，水硬性支承層HGT層底部與路基之間絕熱，裸露在外面的混凝土與空氣產(chǎn)生對流，對流系數(shù)為 60 kJ/(m2·℃·h)。

2 計(jì)算參數(shù)

本文考慮到軌枕、支承層、道床板混凝土配合比相差不大，采用同一個(gè)配合比對其熱力學(xué)參數(shù)進(jìn)行估算，具體配合比及各組成成分熱力學(xué)性能見表1。道床板混凝土澆注后養(yǎng)護(hù)過程中彈性模量隨齡期變化，養(yǎng)護(hù)溫度取22℃，彈性模量隨齡期變化曲線見圖2。

表1 混凝土配合比及材料熱學(xué)性能

圖2 混凝土早期彈性模量發(fā)展

3 計(jì)算結(jié)果及分析

本文以縱向長枕整體道床無砟軌道為例，研究軌枕在不同長度、寬度、厚度及枕縫寬度對黏結(jié)面應(yīng)力的影響。道床板寬2.8 m，厚260 mm，長度根據(jù)不同工況可變。

為了具有可比性，在分析不同尺寸軌枕對新老混凝土黏結(jié)面的影響時(shí)，改變某一尺寸，其余軌枕尺寸均相同。每一種分析工況下的研究對象相同，都為混凝土澆注后第28 d時(shí)新老混凝土內(nèi)側(cè)縱向黏結(jié)表面，測點(diǎn)設(shè)置見圖3。圖3(b)為新老混凝土內(nèi)側(cè)枕角位置的殘余剪應(yīng)力點(diǎn)，圖3(c)為道床板中間位置橫向黏結(jié)表面，其余斷面和位置點(diǎn)作為參考分析點(diǎn)在本文不作介紹。

圖3 縱向長枕道床板示意

由圖4可知，軌枕長度的改變對枕角剪應(yīng)力的發(fā)展影響不大，這幾種軌枕長度工況下，大小約為0.24 MPa。B-B黏結(jié)面上在枕縫處拉應(yīng)力突然降低，在黏結(jié)面處拉應(yīng)力變化平緩，軌枕越長，拉應(yīng)力平滑線越長，但當(dāng)軌枕長度>1.8 m時(shí)，此黏結(jié)面上的拉應(yīng)力影響變得不明顯。軌枕長度對C-C黏結(jié)面應(yīng)力影響不明顯。

圖4 軌枕長度對黏結(jié)面應(yīng)力狀態(tài)的影響

分析圖5可知，在改變軌枕寬度的情況下，枕角G剪應(yīng)力隨齡期發(fā)展差異不大，應(yīng)力值比較接近。降低枕寬對縱向B-B黏結(jié)面有較大影響，軌枕寬越窄，縱向黏結(jié)面的拉應(yīng)力越小，近似成線性遞增，增加的幅度約為0.08 MPa。枕寬對橫向黏結(jié)面C-C最大拉應(yīng)力也有明顯影響，軌枕越寬黏結(jié)面上的拉應(yīng)力就越小，其原因是軌枕過窄會引起橫向黏結(jié)面的點(diǎn)約束，造成其上拉應(yīng)力的增加。由此可知，枕寬對縱橫向黏結(jié)面拉應(yīng)力均有影響，且影響的趨勢相反，需要對寬度進(jìn)行合理設(shè)置。

分析圖6可知，軌枕厚度的變化與殘余剪應(yīng)力成反比，軌枕厚度增加使得28 d齡期時(shí)枕角G殘余剪應(yīng)力增大，增加幅度約為0.02 MPa/50 mm。軌枕過薄可能對其縱向黏結(jié)面受拉產(chǎn)生不利影響，不過在實(shí)際設(shè)計(jì)中為了滿足強(qiáng)度要求，軌枕也不可能很薄，因此厚度對縱向黏結(jié)面的影響可忽略不計(jì)。在滿足軌枕強(qiáng)度條件下，減小枕厚對黏結(jié)面受力有利，從雷達(dá)雙塊軌枕的發(fā)展過程可以對此進(jìn)一步驗(yàn)證。

圖5 軌枕寬度對黏結(jié)面應(yīng)力狀態(tài)的影響

圖6 軌枕厚度對黏結(jié)面應(yīng)力狀態(tài)的影響

圖7 枕縫對黏結(jié)面應(yīng)力狀態(tài)的影響

分析圖7可知，枕縫寬度設(shè)置在一定范圍內(nèi)時(shí)，對枕角G剪應(yīng)力，縱橫向黏結(jié)面內(nèi)拉應(yīng)力均有影響，寬度增大，會增大枕角剪應(yīng)力和枕端縱向黏結(jié)面內(nèi)的拉應(yīng)力，但會降低橫向黏結(jié)面內(nèi)的拉應(yīng)力。因此在一定扣件間距內(nèi)，枕縫要有個(gè)合理的設(shè)置。

4 結(jié)論

整體道床在澆注過程中軌枕的具體結(jié)構(gòu)對新老混凝土黏結(jié)面內(nèi)的應(yīng)力狀態(tài)影響是比較大的，在對軌枕結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮這些因素。軌枕尺寸各個(gè)因素對黏結(jié)面內(nèi)的應(yīng)力狀態(tài)影響也不盡相同，本文計(jì)算結(jié)果對軌枕尺寸各個(gè)因素對黏結(jié)面內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)的影響做了一個(gè)定性總結(jié)，見表2。

表2 軌枕結(jié)構(gòu)對新老混凝土黏結(jié)面應(yīng)力影響

通過以上的計(jì)算和分析，本文得出以下結(jié)論:

1)軌枕過短或過窄，會引起縱向或橫向黏結(jié)面內(nèi)較大的拉應(yīng)力值。

2)枕寬設(shè)置對縱橫向黏結(jié)面內(nèi)拉應(yīng)力均有影響，枕寬增加對縱向黏結(jié)面內(nèi)拉應(yīng)力產(chǎn)生不利影響，而對橫向黏結(jié)面內(nèi)的拉應(yīng)力有利，設(shè)計(jì)時(shí)需要合理設(shè)置其寬度。

3)軌枕厚度過小時(shí)對縱向黏結(jié)面內(nèi)拉應(yīng)力產(chǎn)生不利影響，厚度大約在100 mm以上時(shí)影響不顯著;厚度增加明顯對枕角剪應(yīng)力產(chǎn)生不利影響。

4)枕縫寬的設(shè)置對黏結(jié)面內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)影響也比較顯著，枕縫寬過小會顯著增大橫向黏結(jié)面內(nèi)拉應(yīng)力，但減小枕縫寬似乎對枕角剪應(yīng)力和枕端縱向黏結(jié)面的拉應(yīng)力有利。

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