温度荷载下桥上CRTSⅡ型无砟轨道结构层间位移试验研究

周凌宇，张营营，余志武，张广潮，赵磊，袁亚慧

(1.中南大学土木工程学院，湖南长沙，410075；2.高速铁路建造技术国家工程实验室，湖南长沙，410075)

高速铁路CRTS Ⅱ型板式无砟轨道结构在运营期间，除受到列车荷载[1]、基础变形等作用外，还将受到温度荷载的影响。实践表明，温度对无缝线路的影响[2]不可忽略。温度荷载包括整体温度荷载和温度梯度荷载，整体温度荷载会引起结构伸缩变形，温度梯度荷载将使结构产生挠曲变形。国内外学者针对自然环境下的无砟轨道温度梯度变化机理进行了大量研究，方法主要以试验和统计分析方法为主，如：LEE[3]通过试验，研究了预应力混凝土梁的横向和垂向温度梯度，为实际工程在施工过程中预测预应力梁的热性能提供了依据；欧祖敏等[4]基于概率需求和理论推导建立了轨道板温度荷载的极值概率分布模型，确定了其温度荷载的合理取值，研究了高速铁路无砟轨道板温度场计算问题；戴公连等[5]通过现场温度监测，利用统计分析研究了桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道均匀温度，得到了无砟轨道内温度分布规律以及无砟轨道内横向、竖向温度梯度荷载模式，推动了对无砟轨道在温度荷载下变形机理的认识和对无砟轨道层间位移的探索。陈龙等[6]基于黏结滑移模型对轨道结构层间损伤进行分析，发现在温度梯度荷载下，层间的伤损主要产生在板边且层间黏结强度增加能够减小层间伤损值及伤损区域；戴公连等[7]利用空间一体化有限元模型计算分析了实测非线性温度模式下桥上各层轨道结构相对位移以及钢轨纵向附加力的分布规律；WENNER等[8]通过对已建无砟轨道长铁路高架桥进行现场监测，将实测温度应用于模型计算中，研究了无砟轨道桥梁附加钢轨的应力和应变。可见，现有研究主要对高速铁路无砟轨道结构温度场的预测和温度荷载下轨道结构的受力特性等进行了探讨，但利用有限元软件的数值模拟难以考虑轨道各结构层之间实际接触特性，对几何特性分析存在明显不足，试验结果可准确反映轨道状态。现有文献很少对CRTSⅡ型无砟轨道结构试验模型进行温度场测试及层间位移测量，针对温度荷载下高速铁路桥上CRTSⅡ型无砟轨道的变形特性以及层间位移的变化规律仍缺乏细致、深入研究。为此，本文作者以高速铁路标准32 m 预应力简支箱梁桥上CRTSⅡ型板式无砟轨道结构体系为原型，制作其1/4缩尺模型，模拟日照温度荷载，基于实测位移数据分析轨道结构层间位移分布规律。

1 试验方案

1.1 试验模型制作

为使所建模型能够较准确地表征实际结构，本文试件采用CRTS Ⅱ型纵连板式无砟轨道结构缩尺模型。根据相似原理，尺寸相似比为1:4，应力相似比为1，即在自重、预应力以及列车荷载等荷载作用下，模型结构与原型结构在跨中上、下边缘处混凝土的应力相等，且模型结构与原型结构采用的混凝土、乳化沥青砂浆和钢筋等材料均相同，保证了材料的热传导系数相似比为1。轨道结构下部简支梁共3跨，每跨8.15 m，在每跨桥面上靠近固定支座处预留剪力齿槽，并铺设有两布一膜滑动层。其中，无砟轨道底座板宽度×高度为740 mm×50 mm，轨道板宽度×高度为640 mm×50 mm，在轨道板与底座板之间灌注厚度为30 mm的CA 砂浆作为充填层，其长和宽与轨道板的相同。为分析温度荷载下轨道结构各层的层间几何行为，在梁体和轨道结构浇筑过程中，结合施工工艺在支好模板且钢筋骨架绑扎成型后在预定位置埋设温度传感器，在轨道结构成型后安置位移计等设备。试件梁-轨结构横截面如图1所示。另外，为正确模拟高速铁路轨道系统无限长和沿纵桥向连续性的边界条件，在三跨梁体两端浇筑长度为1.2 m、质量为20 t、与桥梁顶面等高等宽的实心钢筋混凝土块，将混凝土块用锚杆与地基锚固，同时用锚固钢筋将重型混凝土块与底座板锚固，轨道结构则铺设至混凝土块外边缘，以模拟无限长轨道系统的约束作用。图2所示为三跨试验梁-轨结构立面图。

图1 试验梁轨结构横截面示意图Fig.1 Schematic diagram of cross section of test beamrail structure

图2 试验梁-轨结构立面图Fig.2 Elevation of test beam-rail structure

1.2 温度传感器测点布置

在温度加载试验中取跨中为试验梁段。试验借助远红外加热灯管并结合温控系统对轨道结构进行升温和降温，加载装置如图3所示。试验采用JMT-36B 型温度传感器测量温度。由于2 条轨道线结构形式一致，距轨道板顶面0.5 m以上布置的加热灯管数量相同，因此，选取其中1条线埋设温度传感器。在梁端和跨中2 个截面布设温度测点，每个截面沿横向布置3列温度测点，沿竖向在每层轨道结构中布置上、中、下共3层温度测点，温度传感器测点沿桥横向布置如图4所示。采用JMZX-3001综合测试仪采集温度。试验过程中，升温阶段温度变幅较大，每隔3 min 读取1 次数据；降温阶段温度变化缓慢，每隔5 min读取1次数据。

本试验以轨道结构作为温度加载对象，且在本试验设计温度条件下，梁体内部温度变化较小，因此，本文将只考虑轨道结构沿深度方向变化的温度分布，不考虑温度沿梁体深度方向的变化。

图3 温度试验加载装置示意图Fig.3 Schematic diagram of temperature test loading device

图4 温度传感器测点沿桥横向布置Fig.4 Transverse arrangement of temperature sensor measuring points along bridge

1.3 位移计测点布置

本试验采用5G10X 系列直线位移计测量轨道结构层间位移和梁体整体位移。位移的主要测试断面选择在试验梁段的支座、四分点和跨中5个截面上，分别布置纵向LVDT位移计和竖向LVDT位移计来测量轨道板与底座板、CA 砂浆与底座板，底座板与梁体之间的纵向相对位移和竖向相对位移。考虑到轨道结构的对称性，沿横向布置2个位移传感器，共计60个位移测点。测量层间位移时，将位移计通过钢垫板固定在其中一层轨道结构上，位移计的顶杆与安装在另一层轨道结构的钢垫板互相接触。其中，位移计受压时取负值，受拉时取正值。LVDT位移计安装和温度试验现场示意图如图5所示。此外，为测量箱梁底面的上拱位移，在梁体与轨道线上位移对应一侧的底面安装LVDT位移计，测点分别布置在沿桥纵向的支座、四分点和跨中5 个截面上，LVDT 位移计沿桥纵向布置如图6所示。

图5 LVDT位移计安装示意图和温度试验现场示意图Fig.5 Installation schematic diagram of LVDT displacement meter and Schematic diagram of temperature test site

2 实测温度荷载模式

实测无砟轨道各层结构内部温度随时间变化规律如图7所示。由图7可知：轨道结构各层轨道结构内部温度总体呈现出温度先升高至峰值后逐渐降低的特点，温度峰值出现时间随到轨道板顶面深度的增加而不断滞后的趋势。根据轨道板顶面温度随时间的变化规律，可将温度加载过程分为升温和降温2个阶段，且在设计最高温度下，轨道板顶面温度最高达58.2 ℃。在温度加载过程中，因与温控装置直接接触，轨道板顶面温度近似为热源加载温度。由图7可见：轨道板升温和降温的速率最快，CA 砂浆与底座板内部温度变化较平缓。由于CA砂浆与混凝土之间的热传导性能存在较大差异，在加热过程中，各层结构的温度变化相对于外界环境温度的变化明显不同。

按上述试验方案进行温度场[9-11]测试，通过对温度场进行分析，得到对应无砟轨道结构非线性正温差分布(自轨道板顶面至底座板底面，温度逐渐降低即表示为正温差[12])，图8所示为升温阶段和降温阶段无砟轨道结构竖向温差分布。由图8可见：随着温度升高，自轨道板顶面至底座板底面温度呈非线性正温差分布；由于温度在轨道结构内部的传递具有时间依赖性[13]，随温度降低，自轨道板顶面至底座板底面温度仍呈现非线性正温差分布。

3 轨道结构层间相对位移

温度荷载对轨道结构的影响[14-18]包括整体升降温荷载下的伸缩变形和温度梯度荷载下的挠曲变形。无砟轨道最上层轨道结构在远红外加热灯管的照射下，其上表面温度高，下表面温度低，从而在轨道结构厚度方向上存在温度差即温度梯度。考虑到结构变形应以温度荷载开始作用时的状态为初始状态，为此，在数据处理中扣除初始值，得到静平衡条件温度荷载下上部轨道结构和梁体的变形特征。

本文约定靠近剪力齿槽的一端为0L(其中，L为跨度)，纵向相对位移正方向规定为沿梁纵向从跨中指向0L截面方向，如图6中箭头所示；竖向相对位移将垂直向上规定为正方向。

图6 层间LVDT位移计沿桥纵向布置示意图Fig.6 Schematic diagram of longitudinal arrangement of interstory LVDT displacement meter along bridge

图7 轨道结构不同深度的温度随时间变化曲线Fig.7 Temperature variation curves in different depths of track structure with time

图8 轨道结构竖向温差分布Fig.8 Vertical temperature gradient model of track structure

3.1 纵向相对位移

3.1.1 轨道板与底座板纵向相对位移

图9所示为轨道板与底座板之间纵向相对位移随温度的变化曲线。由图9可见：随着温度升高，轨道板与底座板之间的纵向相对位移逐渐增加，且呈非线性变化趋势；当温度升至最高时，0L截面上轨道板相对底座板向跨中方向(负方向)运动0.41 mm，L/4 截面、跨中截面、3L/4 截面和1L截面轨道板相对底座板向0L截面(正方向)分别运动0.07，0.64，0.02 和0.06 mm。可见，在升温条件下，在靠近剪力齿槽的梁端与跨中截面，轨道板与底座板均产生了较大的纵向相对位移。

在前述温度荷载作用下，轨道板相对底座板在0L截面和L/4截面上运动方向相反，故位移零点靠近L/8截面右侧，此处极易因轨道板受挤压作用而产生离缝[11]，离缝的发生对轨道结构平稳性的影响不利于轨道结构的正常运行，因此，高温对轨道结构层间位移的影响不可忽略。

图9 升温阶段轨道板与底座板纵向相对位移Fig.9 Longitudinal relative displacement of track slab and track bed in heating stage

3.1.2 CA砂浆与底座板纵向相对位移

图10所示为CA砂浆与底座板之间纵向相对位移随温度的变化曲线。由图10可知：随着温度升高，CA砂浆与底座板层间纵向相对位移与温度也呈非线性增大：沿梁纵向的5 个截面上，CA 砂浆与底座板之间纵向相对位移随着温度升高逐渐增大，在0L截面、L/2截面和3L/4截面上CA砂浆相对底座板向负方向运动，在L/4和1L截面上CA砂浆则相对底座板向正方向运动；当温度升至最高时，CA砂浆与底座板纵向相对位移在各截面上分别为-0.20，0.35，-0.05，-0.04和0.50 mm。

CA砂浆相对底座板在0L截面与L/4截面、L/2截面与3L/4截面上产生了相向运动，CA砂浆相对底座板的位移零点发生在L/8 截面和7L/8 截面上，即CA 砂浆结构层沿梁纵向产生2 个位移峰值。考虑到CA砂浆同时受到轨道板和底座板的约束作用并结合前述轨道板的运动方式，实际中CA砂浆不易在7L/8 截面上发生上拱位移而在其内部存在压应力。此外，CA砂浆与轨道板和底座板之间黏结性能因材料的不均匀性而具有复杂性，使得在沿梁纵向较难得到CA砂浆与底座板之间统一的相对位移分布规律。

图10 升温阶段底座板与CA砂浆纵向相对位移Fig.10 Longitudinal relative displacement of track bed and CA mortar in heating stage

3.1.3 底座板与梁体纵向相对位移

图11所示为底座板与梁体之间的纵向相对位移随温度变化曲线。从图11可见：随着温度升高，底座板与梁体之间纵向相对位移呈非线性变化；除两端截面外，底座板与梁体之间的纵向相对位移逐渐增加；在两端截面上，位移变化很小，接近于0 mm；在L/4 截面上，当温度升至最高时，底座板相对于梁体向正方向运动0.47 mm；从跨中截面开始，底座板相对梁体发生负方向运动，且在L/2 截面和3L/4 截面上纵向位移最大分别为0.92 mm和0.41 mm。

底座板与梁体纵向相对位移在L/4 截面与L/2截面上的方向相反，故底座板相对梁体的位移零点处于3L/8 截面附近，温度荷载使底座板局部产生挤压，促使底座板相对梁体发生上拱。根据前面分析结果，在支座附近，剪力齿槽对底座板的纵向约束作用大于轨道板对底座板的纵向约束作用，故底座板相对于梁体的位移零点向右偏移。

3.2 竖向相对位移

3.2.1 轨道板与底座板竖向相对位移

图11 升温阶段底座板与梁体纵向相对位移Fig.11 Longitudinal relative displacement of track bed and beam in heating stage

不同温度下轨道板与底座板竖向相对位移如图12所示。由图12可知：随着温升幅值增加，轨道板与底座板之间的竖向相对位移随之增加，且在L/4截面处竖向相对位移整体达到峰值；当初始升温10 ℃时，轨道板相对底座板的竖向位移变化较小，且自梁端至跨中轨道板与底座板之间的竖向相对位移随温度升高而逐渐增大，此时，轨道板在L/4 截面上开始有上挠变形；当温升幅值为10 °C 时，L/4 截面上产生垂直向上的位移分别为0.40，0.50，0.60，0.65 和0.76 mm，即每升温10 ℃，轨道板与底座板之间的竖向相对位移在L/4截面上分别是前一个升温条件下的25.0%，20.0%，8.30%和17.0%。

沿轨道结构厚度方向温度呈正向梯度变化，这使轨道板相对底座板产生垂直向上的位移。竖向位移峰值发生在L/4截面上，这与轨道板和底座板纵向相对位移变化趋势一致。

3.2.2 底座板与梁体竖向相对位移

图12 不同温度下轨道板与底座板竖向相对位移Fig.12 Vertical relative displacement of track slab and track bed at different temperatures

图13所示为不同温度下底座板相对于梁体之间的竖向位移。由图13可见：底座板与梁体之间的层间竖向相对位移随着温度升高逐渐增加；两端支座截面上底座板与梁体之间的竖向相对位移不超过0.50 mm，底座板与梁体层间最大竖向位移出现在L/4截面处；当温升幅值为10°C时，L/4截面上产生垂直向上的位移分别为1.05，1.29，1.58，1.75和2.05 mm，与前一个升温条件下相比，底座板和梁体之间分别产生22.7%，22.4%，10.8%和17.1%的竖向相对位移增量。

图13 不同温度下底座板与梁体的竖向相对位移Fig.13 Vertical relative displacement of track bed and beam at different temperatures

由此可见，在正温度梯度作用下，轨道结构层间竖向相对位移不断增加，试验梁两端竖向相对位移受到支座和连续轨道结构的约束而接近于0 mm，跨中截面和L/4截面处位移增幅较大。故在考虑温度荷载对高速铁路桥上无砟轨道的设计中要充分考虑层间的竖向接触问题，以确保在高温荷载下轨道结构层间竖向相对位移在设计要求之内。

综上所述，在温度加载过程中，一方面，随着整体温度升高，沿梁纵向轨道结构各层具有伸缩变形，轨道板相对底座板、底座板相对于梁体，位移零点分别发生在L/8截面和3L/8截面上，这使轨道板和底座板因挤压作用而发生上拱变形；另一方面，随着温度沿轨道结构厚度方向的传递而产生温度梯度，温度梯度作用使轨道结构发生竖向相对位移，轨道板相对底座板、底座板相对梁体在L/4截面附近产生位移峰值，与轨道结构纵向位移变化具有对应性。由此可知，温度对轨道结构的作用会因结构的局部上拱而产生离缝，当离缝萌生后再历经扩展和稳定，将不利于轨道结构在服役期间的正常运营。

图14(a)和图14(b)所示分别为轨道板与底座板、底座板与梁体之间位移变化示意图。由图14可知：轨道板相对底座板、底座板相对于梁体均在L/4截面附近产生了上拱，且底座板的上拱位移大于轨道板的上拱位移。

图14 轨道结构不同层间的位移变化示意图Fig.14 Schematic diagram of displacement variation between different interlaminations of track structure

3.3 梁体位移

图15所示为温度作用下梁体的位移变化曲线。此处梁体位移规定以向下为正方向。由图15(a)可知：在正温度梯度作用下，跨中梁体底面变形量大于梁支座处的变形量；在轨道板表面达到最高温度58.2 °C 时，梁体上拱度最大，其中，支座1处的最大上拱位移为0.184 mm，支座2处最大上拱位移为0.365 mm，跨中最大上拱位移为1.942 mm。

简支梁在温度作用下可自由伸缩，有位移而无应力。轨道结构在温度作用下的上拱在一定程度上导致了梁体的变形，同时，梁体的挠度对上部轨道结构也具有约束作用。

从图15(b)和图15(c)可见：随着温度升高，梁体逐渐上拱，温度越高，梁体上拱位移越大，上拱度越大；在降温过程中，梁体位移随之缓慢减小。假设梁体与轨道结构之间无黏结，当受温度荷载作用时，梁体的这种变化仅由热胀冷缩产生。实际上，梁体与轨道系统之间通过梁端剪力齿槽锚固连接，结合前述轨道结构在这同一温度荷载下产生的变形可见，轨道结构最大上拱位移大于梁体结构最大上拱位移；此外，梁轨之间的约束作用和温度梯度也是产生这种结果的原因。

图15 温度作用下梁体位移Fig.15 Beam displacement under action of temperature

4 结论

1)轨道结构内部温度总体沿厚度方向呈现出先升高至峰值后逐渐降低的特点，并且温度峰值出现时间随距离轨道板顶面深度的增加有不断滞后的趋势。在整个温度加载过程中，轨道结构内部温度荷载模式均表现为非线性正温度梯度。

2)随着温度升高，一方面，轨道系统各层之间的纵向相对位移整体呈非线性增加趋势，且轨道板相对于底座板，底座板相对于梁体，其纵向位移零点分别发生在L/8截面和3L/8截面上，剪力齿槽对底座板的纵向约束作用使底座板相对梁体之间的位移零点较轨道板向跨中偏移。位移零点处轨道结构层局部发生挤压，促使轨道结构产生上拱位移。另一方面，轨道板与底座板之间、底座板与梁体之间竖向相对位移不断增加，且在L/4截面上出现位移峰值。

3)在正温度梯度下，跨中梁体底面变形量大于梁支座处的挠度，梁体沿桥纵向整体逐渐上拱。随着温度的升高，梁体上拱位移越大。在降温过程中，梁体位移随之缓慢减小。