溫度荷載下橋上CRTSⅡ型無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)層間位移試驗(yàn)研究

周凌宇，張營(yíng)營(yíng)，余志武，張廣潮，趙磊，袁亞慧

(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)

高速鐵路CRTS Ⅱ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)在運(yùn)營(yíng)期間，除受到列車荷載[1]、基礎(chǔ)變形等作用外，還將受到溫度荷載的影響。實(shí)踐表明，溫度對(duì)無(wú)縫線路的影響[2]不可忽略。溫度荷載包括整體溫度荷載和溫度梯度荷載，整體溫度荷載會(huì)引起結(jié)構(gòu)伸縮變形，溫度梯度荷載將使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生撓曲變形。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)自然環(huán)境下的無(wú)砟軌道溫度梯度變化機(jī)理進(jìn)行了大量研究，方法主要以試驗(yàn)和統(tǒng)計(jì)分析方法為主，如：LEE[3]通過試驗(yàn)，研究了預(yù)應(yīng)力混凝土梁的橫向和垂向溫度梯度，為實(shí)際工程在施工過程中預(yù)測(cè)預(yù)應(yīng)力梁的熱性能提供了依據(jù)；歐祖敏等[4]基于概率需求和理論推導(dǎo)建立了軌道板溫度荷載的極值概率分布模型，確定了其溫度荷載的合理取值，研究了高速鐵路無(wú)砟軌道板溫度場(chǎng)計(jì)算問題；戴公連等[5]通過現(xiàn)場(chǎng)溫度監(jiān)測(cè)，利用統(tǒng)計(jì)分析研究了橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道均勻溫度，得到了無(wú)砟軌道內(nèi)溫度分布規(guī)律以及無(wú)砟軌道內(nèi)橫向、豎向溫度梯度荷載模式，推動(dòng)了對(duì)無(wú)砟軌道在溫度荷載下變形機(jī)理的認(rèn)識(shí)和對(duì)無(wú)砟軌道層間位移的探索。陳龍等[6]基于黏結(jié)滑移模型對(duì)軌道結(jié)構(gòu)層間損傷進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)在溫度梯度荷載下，層間的傷損主要產(chǎn)生在板邊且層間黏結(jié)強(qiáng)度增加能夠減小層間傷損值及傷損區(qū)域；戴公連等[7]利用空間一體化有限元模型計(jì)算分析了實(shí)測(cè)非線性溫度模式下橋上各層軌道結(jié)構(gòu)相對(duì)位移以及鋼軌縱向附加力的分布規(guī)律；WENNER等[8]通過對(duì)已建無(wú)砟軌道長(zhǎng)鐵路高架橋進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，將實(shí)測(cè)溫度應(yīng)用于模型計(jì)算中，研究了無(wú)砟軌道橋梁附加鋼軌的應(yīng)力和應(yīng)變?？梢?，現(xiàn)有研究主要對(duì)高速鐵路無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)的預(yù)測(cè)和溫度荷載下軌道結(jié)構(gòu)的受力特性等進(jìn)行了探討，但利用有限元軟件的數(shù)值模擬難以考慮軌道各結(jié)構(gòu)層之間實(shí)際接觸特性，對(duì)幾何特性分析存在明顯不足，試驗(yàn)結(jié)果可準(zhǔn)確反映軌道狀態(tài)?，F(xiàn)有文獻(xiàn)很少對(duì)CRTSⅡ型無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行溫度場(chǎng)測(cè)試及層間位移測(cè)量，針對(duì)溫度荷載下高速鐵路橋上CRTSⅡ型無(wú)砟軌道的變形特性以及層間位移的變化規(guī)律仍缺乏細(xì)致、深入研究。為此，本文作者以高速鐵路標(biāo)準(zhǔn)32 m 預(yù)應(yīng)力簡(jiǎn)支箱梁橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)體系為原型，制作其1/4縮尺模型，模擬日照溫度荷載，基于實(shí)測(cè)位移數(shù)據(jù)分析軌道結(jié)構(gòu)層間位移分布規(guī)律。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱?/h3>

為使所建模型能夠較準(zhǔn)確地表征實(shí)際結(jié)構(gòu)，本文試件采用CRTS Ⅱ型縱連板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)縮尺模型。根據(jù)相似原理，尺寸相似比為1:4，應(yīng)力相似比為1，即在自重、預(yù)應(yīng)力以及列車荷載等荷載作用下，模型結(jié)構(gòu)與原型結(jié)構(gòu)在跨中上、下邊緣處混凝土的應(yīng)力相等，且模型結(jié)構(gòu)與原型結(jié)構(gòu)采用的混凝土、乳化瀝青砂漿和鋼筋等材料均相同，保證了材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)相似比為1。軌道結(jié)構(gòu)下部簡(jiǎn)支梁共3跨，每跨8.15 m，在每跨橋面上靠近固定支座處預(yù)留剪力齒槽，并鋪設(shè)有兩布一膜滑動(dòng)層。其中，無(wú)砟軌道底座板寬度×高度為740 mm×50 mm，軌道板寬度×高度為640 mm×50 mm，在軌道板與底座板之間灌注厚度為30 mm的CA 砂漿作為充填層，其長(zhǎng)和寬與軌道板的相同。為分析溫度荷載下軌道結(jié)構(gòu)各層的層間幾何行為，在梁體和軌道結(jié)構(gòu)澆筑過程中，結(jié)合施工工藝在支好模板且鋼筋骨架綁扎成型后在預(yù)定位置埋設(shè)溫度傳感器，在軌道結(jié)構(gòu)成型后安置位移計(jì)等設(shè)備。試件梁-軌結(jié)構(gòu)橫截面如圖1所示。另外，為正確模擬高速鐵路軌道系統(tǒng)無(wú)限長(zhǎng)和沿縱橋向連續(xù)性的邊界條件，在三跨梁體兩端澆筑長(zhǎng)度為1.2 m、質(zhì)量為20 t、與橋梁頂面等高等寬的實(shí)心鋼筋混凝土塊，將混凝土塊用錨桿與地基錨固，同時(shí)用錨固鋼筋將重型混凝土塊與底座板錨固，軌道結(jié)構(gòu)則鋪設(shè)至混凝土塊外邊緣，以模擬無(wú)限長(zhǎng)軌道系統(tǒng)的約束作用。圖2所示為三跨試驗(yàn)梁-軌結(jié)構(gòu)立面圖。

圖1 試驗(yàn)梁軌結(jié)構(gòu)橫截面示意圖Fig.1 Schematic diagram of cross section of test beamrail structure

圖2 試驗(yàn)梁-軌結(jié)構(gòu)立面圖Fig.2 Elevation of test beam-rail structure

1.2 溫度傳感器測(cè)點(diǎn)布置

在溫度加載試驗(yàn)中取跨中為試驗(yàn)梁段。試驗(yàn)借助遠(yuǎn)紅外加熱燈管并結(jié)合溫控系統(tǒng)對(duì)軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行升溫和降溫，加載裝置如圖3所示。試驗(yàn)采用JMT-36B 型溫度傳感器測(cè)量溫度。由于2 條軌道線結(jié)構(gòu)形式一致，距軌道板頂面0.5 m以上布置的加熱燈管數(shù)量相同，因此，選取其中1條線埋設(shè)溫度傳感器。在梁端和跨中2 個(gè)截面布設(shè)溫度測(cè)點(diǎn)，每個(gè)截面沿橫向布置3列溫度測(cè)點(diǎn)，沿豎向在每層軌道結(jié)構(gòu)中布置上、中、下共3層溫度測(cè)點(diǎn)，溫度傳感器測(cè)點(diǎn)沿橋橫向布置如圖4所示。采用JMZX-3001綜合測(cè)試儀采集溫度。試驗(yàn)過程中，升溫階段溫度變幅較大，每隔3 min 讀取1 次數(shù)據(jù)；降溫階段溫度變化緩慢，每隔5 min讀取1次數(shù)據(jù)。

本試驗(yàn)以軌道結(jié)構(gòu)作為溫度加載對(duì)象，且在本試驗(yàn)設(shè)計(jì)溫度條件下，梁體內(nèi)部溫度變化較小，因此，本文將只考慮軌道結(jié)構(gòu)沿深度方向變化的溫度分布，不考慮溫度沿梁體深度方向的變化。

圖3 溫度試驗(yàn)加載裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of temperature test loading device

圖4 溫度傳感器測(cè)點(diǎn)沿橋橫向布置Fig.4 Transverse arrangement of temperature sensor measuring points along bridge

1.3 位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置

本試驗(yàn)采用5G10X 系列直線位移計(jì)測(cè)量軌道結(jié)構(gòu)層間位移和梁體整體位移。位移的主要測(cè)試斷面選擇在試驗(yàn)梁段的支座、四分點(diǎn)和跨中5個(gè)截面上，分別布置縱向LVDT位移計(jì)和豎向LVDT位移計(jì)來測(cè)量軌道板與底座板、CA 砂漿與底座板，底座板與梁體之間的縱向相對(duì)位移和豎向相對(duì)位移?？紤]到軌道結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，沿橫向布置2個(gè)位移傳感器，共計(jì)60個(gè)位移測(cè)點(diǎn)。測(cè)量層間位移時(shí)，將位移計(jì)通過鋼墊板固定在其中一層軌道結(jié)構(gòu)上，位移計(jì)的頂桿與安裝在另一層軌道結(jié)構(gòu)的鋼墊板互相接觸。其中，位移計(jì)受壓時(shí)取負(fù)值，受拉時(shí)取正值。LVDT位移計(jì)安裝和溫度試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)示意圖如圖5所示。此外，為測(cè)量箱梁底面的上拱位移，在梁體與軌道線上位移對(duì)應(yīng)一側(cè)的底面安裝LVDT位移計(jì)，測(cè)點(diǎn)分別布置在沿橋縱向的支座、四分點(diǎn)和跨中5 個(gè)截面上，LVDT 位移計(jì)沿橋縱向布置如圖6所示。

圖5 LVDT位移計(jì)安裝示意圖和溫度試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)示意圖Fig.5 Installation schematic diagram of LVDT displacement meter and Schematic diagram of temperature test site

2 實(shí)測(cè)溫度荷載模式

實(shí)測(cè)無(wú)砟軌道各層結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度隨時(shí)間變化規(guī)律如圖7所示。由圖7可知：軌道結(jié)構(gòu)各層軌道結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度總體呈現(xiàn)出溫度先升高至峰值后逐漸降低的特點(diǎn)，溫度峰值出現(xiàn)時(shí)間隨到軌道板頂面深度的增加而不斷滯后的趨勢(shì)。根據(jù)軌道板頂面溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律，可將溫度加載過程分為升溫和降溫2個(gè)階段，且在設(shè)計(jì)最高溫度下，軌道板頂面溫度最高達(dá)58.2 ℃。在溫度加載過程中，因與溫控裝置直接接觸，軌道板頂面溫度近似為熱源加載溫度。由圖7可見：軌道板升溫和降溫的速率最快，CA 砂漿與底座板內(nèi)部溫度變化較平緩。由于CA砂漿與混凝土之間的熱傳導(dǎo)性能存在較大差異，在加熱過程中，各層結(jié)構(gòu)的溫度變化相對(duì)于外界環(huán)境溫度的變化明顯不同。

按上述試驗(yàn)方案進(jìn)行溫度場(chǎng)[9-11]測(cè)試，通過對(duì)溫度場(chǎng)進(jìn)行分析，得到對(duì)應(yīng)無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)非線性正溫差分布(自軌道板頂面至底座板底面，溫度逐漸降低即表示為正溫差[12])，圖8所示為升溫階段和降溫階段無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)豎向溫差分布。由圖8可見：隨著溫度升高，自軌道板頂面至底座板底面溫度呈非線性正溫差分布；由于溫度在軌道結(jié)構(gòu)內(nèi)部的傳遞具有時(shí)間依賴性[13]，隨溫度降低，自軌道板頂面至底座板底面溫度仍呈現(xiàn)非線性正溫差分布。

3 軌道結(jié)構(gòu)層間相對(duì)位移

溫度荷載對(duì)軌道結(jié)構(gòu)的影響[14-18]包括整體升降溫荷載下的伸縮變形和溫度梯度荷載下的撓曲變形。無(wú)砟軌道最上層軌道結(jié)構(gòu)在遠(yuǎn)紅外加熱燈管的照射下，其上表面溫度高，下表面溫度低，從而在軌道結(jié)構(gòu)厚度方向上存在溫度差即溫度梯度。考慮到結(jié)構(gòu)變形應(yīng)以溫度荷載開始作用時(shí)的狀態(tài)為初始狀態(tài)，為此，在數(shù)據(jù)處理中扣除初始值，得到靜平衡條件溫度荷載下上部軌道結(jié)構(gòu)和梁體的變形特征。

本文約定靠近剪力齒槽的一端為0L(其中，L為跨度)，縱向相對(duì)位移正方向規(guī)定為沿梁縱向從跨中指向0L截面方向，如圖6中箭頭所示；豎向相對(duì)位移將垂直向上規(guī)定為正方向。

圖6 層間LVDT位移計(jì)沿橋縱向布置示意圖Fig.6 Schematic diagram of longitudinal arrangement of interstory LVDT displacement meter along bridge

圖7 軌道結(jié)構(gòu)不同深度的溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.7 Temperature variation curves in different depths of track structure with time

圖8 軌道結(jié)構(gòu)豎向溫差分布Fig.8 Vertical temperature gradient model of track structure

3.1 縱向相對(duì)位移

3.1.1 軌道板與底座板縱向相對(duì)位移

圖9所示為軌道板與底座板之間縱向相對(duì)位移隨溫度的變化曲線。由圖9可見：隨著溫度升高，軌道板與底座板之間的縱向相對(duì)位移逐漸增加，且呈非線性變化趨勢(shì)；當(dāng)溫度升至最高時(shí)，0L截面上軌道板相對(duì)底座板向跨中方向(負(fù)方向)運(yùn)動(dòng)0.41 mm，L/4 截面、跨中截面、3L/4 截面和1L截面軌道板相對(duì)底座板向0L截面(正方向)分別運(yùn)動(dòng)0.07，0.64，0.02 和0.06 mm。可見，在升溫條件下，在靠近剪力齒槽的梁端與跨中截面，軌道板與底座板均產(chǎn)生了較大的縱向相對(duì)位移。

在前述溫度荷載作用下，軌道板相對(duì)底座板在0L截面和L/4截面上運(yùn)動(dòng)方向相反，故位移零點(diǎn)靠近L/8截面右側(cè)，此處極易因軌道板受擠壓作用而產(chǎn)生離縫[11]，離縫的發(fā)生對(duì)軌道結(jié)構(gòu)平穩(wěn)性的影響不利于軌道結(jié)構(gòu)的正常運(yùn)行，因此，高溫對(duì)軌道結(jié)構(gòu)層間位移的影響不可忽略。

圖9 升溫階段軌道板與底座板縱向相對(duì)位移Fig.9 Longitudinal relative displacement of track slab and track bed in heating stage

3.1.2 CA砂漿與底座板縱向相對(duì)位移

圖10所示為CA砂漿與底座板之間縱向相對(duì)位移隨溫度的變化曲線。由圖10可知：隨著溫度升高，CA砂漿與底座板層間縱向相對(duì)位移與溫度也呈非線性增大：沿梁縱向的5 個(gè)截面上，CA 砂漿與底座板之間縱向相對(duì)位移隨著溫度升高逐漸增大，在0L截面、L/2截面和3L/4截面上CA砂漿相對(duì)底座板向負(fù)方向運(yùn)動(dòng)，在L/4和1L截面上CA砂漿則相對(duì)底座板向正方向運(yùn)動(dòng)；當(dāng)溫度升至最高時(shí)，CA砂漿與底座板縱向相對(duì)位移在各截面上分別為-0.20，0.35，-0.05，-0.04和0.50 mm。

CA砂漿相對(duì)底座板在0L截面與L/4截面、L/2截面與3L/4截面上產(chǎn)生了相向運(yùn)動(dòng)，CA砂漿相對(duì)底座板的位移零點(diǎn)發(fā)生在L/8 截面和7L/8 截面上，即CA 砂漿結(jié)構(gòu)層沿梁縱向產(chǎn)生2 個(gè)位移峰值。考慮到CA砂漿同時(shí)受到軌道板和底座板的約束作用并結(jié)合前述軌道板的運(yùn)動(dòng)方式，實(shí)際中CA砂漿不易在7L/8 截面上發(fā)生上拱位移而在其內(nèi)部存在壓應(yīng)力。此外，CA砂漿與軌道板和底座板之間黏結(jié)性能因材料的不均勻性而具有復(fù)雜性，使得在沿梁縱向較難得到CA砂漿與底座板之間統(tǒng)一的相對(duì)位移分布規(guī)律。

圖10 升溫階段底座板與CA砂漿縱向相對(duì)位移Fig.10 Longitudinal relative displacement of track bed and CA mortar in heating stage

3.1.3 底座板與梁體縱向相對(duì)位移

圖11所示為底座板與梁體之間的縱向相對(duì)位移隨溫度變化曲線。從圖11可見：隨著溫度升高，底座板與梁體之間縱向相對(duì)位移呈非線性變化；除兩端截面外，底座板與梁體之間的縱向相對(duì)位移逐漸增加；在兩端截面上，位移變化很小，接近于0 mm；在L/4 截面上，當(dāng)溫度升至最高時(shí)，底座板相對(duì)于梁體向正方向運(yùn)動(dòng)0.47 mm；從跨中截面開始，底座板相對(duì)梁體發(fā)生負(fù)方向運(yùn)動(dòng)，且在L/2 截面和3L/4 截面上縱向位移最大分別為0.92 mm和0.41 mm。

底座板與梁體縱向相對(duì)位移在L/4 截面與L/2截面上的方向相反，故底座板相對(duì)梁體的位移零點(diǎn)處于3L/8 截面附近，溫度荷載使底座板局部產(chǎn)生擠壓，促使底座板相對(duì)梁體發(fā)生上拱。根據(jù)前面分析結(jié)果，在支座附近，剪力齒槽對(duì)底座板的縱向約束作用大于軌道板對(duì)底座板的縱向約束作用，故底座板相對(duì)于梁體的位移零點(diǎn)向右偏移。

3.2 豎向相對(duì)位移

3.2.1 軌道板與底座板豎向相對(duì)位移

圖11 升溫階段底座板與梁體縱向相對(duì)位移Fig.11 Longitudinal relative displacement of track bed and beam in heating stage

不同溫度下軌道板與底座板豎向相對(duì)位移如圖12所示。由圖12可知：隨著溫升幅值增加，軌道板與底座板之間的豎向相對(duì)位移隨之增加，且在L/4截面處豎向相對(duì)位移整體達(dá)到峰值；當(dāng)初始升溫10 ℃時(shí)，軌道板相對(duì)底座板的豎向位移變化較小，且自梁端至跨中軌道板與底座板之間的豎向相對(duì)位移隨溫度升高而逐漸增大，此時(shí)，軌道板在L/4 截面上開始有上撓變形；當(dāng)溫升幅值為10 °C 時(shí)，L/4 截面上產(chǎn)生垂直向上的位移分別為0.40，0.50，0.60，0.65 和0.76 mm，即每升溫10 ℃，軌道板與底座板之間的豎向相對(duì)位移在L/4截面上分別是前一個(gè)升溫條件下的25.0%，20.0%，8.30%和17.0%。

沿軌道結(jié)構(gòu)厚度方向溫度呈正向梯度變化，這使軌道板相對(duì)底座板產(chǎn)生垂直向上的位移。豎向位移峰值發(fā)生在L/4截面上，這與軌道板和底座板縱向相對(duì)位移變化趨勢(shì)一致。

3.2.2 底座板與梁體豎向相對(duì)位移

圖12 不同溫度下軌道板與底座板豎向相對(duì)位移Fig.12 Vertical relative displacement of track slab and track bed at different temperatures

圖13所示為不同溫度下底座板相對(duì)于梁體之間的豎向位移。由圖13可見：底座板與梁體之間的層間豎向相對(duì)位移隨著溫度升高逐漸增加；兩端支座截面上底座板與梁體之間的豎向相對(duì)位移不超過0.50 mm，底座板與梁體層間最大豎向位移出現(xiàn)在L/4截面處；當(dāng)溫升幅值為10°C時(shí)，L/4截面上產(chǎn)生垂直向上的位移分別為1.05，1.29，1.58，1.75和2.05 mm，與前一個(gè)升溫條件下相比，底座板和梁體之間分別產(chǎn)生22.7%，22.4%，10.8%和17.1%的豎向相對(duì)位移增量。

圖13 不同溫度下底座板與梁體的豎向相對(duì)位移Fig.13 Vertical relative displacement of track bed and beam at different temperatures

由此可見，在正溫度梯度作用下，軌道結(jié)構(gòu)層間豎向相對(duì)位移不斷增加，試驗(yàn)梁兩端豎向相對(duì)位移受到支座和連續(xù)軌道結(jié)構(gòu)的約束而接近于0 mm，跨中截面和L/4截面處位移增幅較大。故在考慮溫度荷載對(duì)高速鐵路橋上無(wú)砟軌道的設(shè)計(jì)中要充分考慮層間的豎向接觸問題，以確保在高溫荷載下軌道結(jié)構(gòu)層間豎向相對(duì)位移在設(shè)計(jì)要求之內(nèi)。

綜上所述，在溫度加載過程中，一方面，隨著整體溫度升高，沿梁縱向軌道結(jié)構(gòu)各層具有伸縮變形，軌道板相對(duì)底座板、底座板相對(duì)于梁體，位移零點(diǎn)分別發(fā)生在L/8截面和3L/8截面上，這使軌道板和底座板因擠壓作用而發(fā)生上拱變形；另一方面，隨著溫度沿軌道結(jié)構(gòu)厚度方向的傳遞而產(chǎn)生溫度梯度，溫度梯度作用使軌道結(jié)構(gòu)發(fā)生豎向相對(duì)位移，軌道板相對(duì)底座板、底座板相對(duì)梁體在L/4截面附近產(chǎn)生位移峰值，與軌道結(jié)構(gòu)縱向位移變化具有對(duì)應(yīng)性。由此可知，溫度對(duì)軌道結(jié)構(gòu)的作用會(huì)因結(jié)構(gòu)的局部上拱而產(chǎn)生離縫，當(dāng)離縫萌生后再歷經(jīng)擴(kuò)展和穩(wěn)定，將不利于軌道結(jié)構(gòu)在服役期間的正常運(yùn)營(yíng)。

圖14(a)和圖14(b)所示分別為軌道板與底座板、底座板與梁體之間位移變化示意圖。由圖14可知：軌道板相對(duì)底座板、底座板相對(duì)于梁體均在L/4截面附近產(chǎn)生了上拱，且底座板的上拱位移大于軌道板的上拱位移。

圖14 軌道結(jié)構(gòu)不同層間的位移變化示意圖Fig.14 Schematic diagram of displacement variation between different interlaminations of track structure

3.3 梁體位移

圖15所示為溫度作用下梁體的位移變化曲線。此處梁體位移規(guī)定以向下為正方向。由圖15(a)可知：在正溫度梯度作用下，跨中梁體底面變形量大于梁支座處的變形量；在軌道板表面達(dá)到最高溫度58.2 °C 時(shí)，梁體上拱度最大，其中，支座1處的最大上拱位移為0.184 mm，支座2處最大上拱位移為0.365 mm，跨中最大上拱位移為1.942 mm。

簡(jiǎn)支梁在溫度作用下可自由伸縮，有位移而無(wú)應(yīng)力。軌道結(jié)構(gòu)在溫度作用下的上拱在一定程度上導(dǎo)致了梁體的變形，同時(shí)，梁體的撓度對(duì)上部軌道結(jié)構(gòu)也具有約束作用。

從圖15(b)和圖15(c)可見：隨著溫度升高，梁體逐漸上拱，溫度越高，梁體上拱位移越大，上拱度越大；在降溫過程中，梁體位移隨之緩慢減小。假設(shè)梁體與軌道結(jié)構(gòu)之間無(wú)黏結(jié)，當(dāng)受溫度荷載作用時(shí)，梁體的這種變化僅由熱脹冷縮產(chǎn)生。實(shí)際上，梁體與軌道系統(tǒng)之間通過梁端剪力齒槽錨固連接，結(jié)合前述軌道結(jié)構(gòu)在這同一溫度荷載下產(chǎn)生的變形可見，軌道結(jié)構(gòu)最大上拱位移大于梁體結(jié)構(gòu)最大上拱位移；此外，梁軌之間的約束作用和溫度梯度也是產(chǎn)生這種結(jié)果的原因。

圖15 溫度作用下梁體位移Fig.15 Beam displacement under action of temperature

4 結(jié)論

1)軌道結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度總體沿厚度方向呈現(xiàn)出先升高至峰值后逐漸降低的特點(diǎn)，并且溫度峰值出現(xiàn)時(shí)間隨距離軌道板頂面深度的增加有不斷滯后的趨勢(shì)。在整個(gè)溫度加載過程中，軌道結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度荷載模式均表現(xiàn)為非線性正溫度梯度。

2)隨著溫度升高，一方面，軌道系統(tǒng)各層之間的縱向相對(duì)位移整體呈非線性增加趨勢(shì)，且軌道板相對(duì)于底座板，底座板相對(duì)于梁體，其縱向位移零點(diǎn)分別發(fā)生在L/8截面和3L/8截面上，剪力齒槽對(duì)底座板的縱向約束作用使底座板相對(duì)梁體之間的位移零點(diǎn)較軌道板向跨中偏移。位移零點(diǎn)處軌道結(jié)構(gòu)層局部發(fā)生擠壓，促使軌道結(jié)構(gòu)產(chǎn)生上拱位移。另一方面，軌道板與底座板之間、底座板與梁體之間豎向相對(duì)位移不斷增加，且在L/4截面上出現(xiàn)位移峰值。

3)在正溫度梯度下，跨中梁體底面變形量大于梁支座處的撓度，梁體沿橋縱向整體逐漸上拱。隨著溫度的升高，梁體上拱位移越大。在降溫過程中，梁體位移隨之緩慢減小。