Influencia del gradiente de temperatura de la vía en placa sobre las respuestas dinámicas del tren

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 14638 (2022) Citar este artículo

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La temperatura es una carga importante para las vías sin balasto. Sin embargo, hay poca investigación sobre las respuestas dinámicas del sistema cuando un tren viaja en una vía sin balasto bajo el gradiente de temperatura de la vía sin balasto. Teniendo en cuenta el tren en movimiento, el gradiente de temperatura de la vía en placa, la gravedad de la vía en placa y la no linealidad de contacto entre las interfaces de la vía en placa, se desarrolla un modelo dinámico para un tren de alta velocidad que corre a lo largo de la vía en placa CRTS III en la subrasante mediante un acoplamiento no lineal. manera en ANSYS. Las respuestas dinámicas del sistema bajo el gradiente de temperatura de la vía en placa con diferentes amplitudes se investigan teóricamente con el modelo. Los resultados muestran que: (1) Las proporciones de la fuerza inicial y la tensión causadas por el gradiente de temperatura de la vía en placa son diferentes para diferentes elementos de cálculo. La fuerza de tensión inicial del sujetador y el esfuerzo de flexión positivo de la losa tienen grandes proporciones que superan el 50%. (2) Las respuestas dinámicas máximas para la vía en placa no son uniformes a lo largo de la vía. La tensión máxima de flexión de la losa, la aceleración de la losa y la aceleración de la base de hormigón aparecen en el centro de la losa, en el extremo de la losa y en el extremo de la base de hormigón, respectivamente. (3) Las aceleraciones máximas de los componentes de la vía aparecen cuando la quinta o sexta rueda pasa el punto de medición, y se deben usar al menos dos autos. (4) El gradiente de temperatura de la vía en placa tiene una pequeña influencia en la aceleración de la carrocería. Sin embargo, las influencias en la aceleración de la losa, la aceleración de la base de concreto, la fuerza de tensión del sujetador son grandes y la influencia en la tensión de flexión de la losa es enorme.

La vía sin balasto es una tecnología moderna en el ferrocarril. En comparación con la vía con balasto, la vía sin balasto tiene ventajas significativas, como mejor uniformidad de rigidez, excelente integridad, menor costo de mantenimiento, mayor estabilidad de funcionamiento y mejor durabilidad. Con el desarrollo económico y tecnológico, se ha utilizado ampliamente en todo el mundo1.

Hay cuatro tipos principales de vía sin balasto que se utilizan en China2: la vía en placa I, II y III del sistema de vía férrea de China (CRTS) y la vía sin balasto de bloque doble (DB). Los morteros de cemento asfáltico (CA)3 en vía en placa CRTS I y II, que se dañan con facilidad, se sustituyen por el hormigón autocompactante en vía en placa CRTS III4 para reducir de forma eficaz las labores de mantenimiento. Desde 2010, muchos ferrocarriles de alta velocidad en China han adoptado la vía en placa CRTS III debido a su alto rendimiento.

Además de sus ventajas, la vía sin balasto tiene sus limitaciones. Una limitación es la influencia de la carga de temperatura. La figura 1 muestra el esquema de la deformación inicial y el espacio causado por el gradiente de temperatura de la vía sin balasto. La pista deformada y el espacio influyen negativamente en las respuestas dinámicas del sistema y deben estudiarse en detalle.

El esquema de la deformación inicial y el espacio causado por el gradiente de temperatura de la vía sin balasto.

La carga de temperatura es un tipo de carga vital para la vía sin balasto. Se han realizado muchos estudios sobre la distribución de temperatura en la vía sin balasto. Ou y Li5 predijeron el campo de temperatura en la vía en placa CRTS II utilizando una solución analítica unidimensional. Yang et al.6 establecieron un modelo de campo de temperatura tridimensional (3D) de vía DB sin balasto teniendo en cuenta la ubicación geográfica y las condiciones ambientales para calcular la distribución de temperatura de la vía en función de los datos climáticos. Lou et al.7 presentaron un modelo de acción de la temperatura adecuado para estructuras de puentes y vías sin balasto DB para estudiar las regularidades de distribución de los espectros de temperatura y la relación entre la temperatura atmosférica y la estructura. Liu et al.8 estudiaron la distribución de temperatura y sus factores de influencia en la capa de soporte de asfalto de la vía en placa CRTS III mediante la combinación de simulación numérica y medición de campo. Zhao et al.9 construyeron una muestra a escala con vía en placa CRTS II en un puente de vigas en un laboratorio para estudiar las leyes de distribución de temperatura. Usando material de cambio de fase, Jiang et al.10 diseñaron un revestimiento novedoso en la vía en placa CRTS II para reducir el arqueamiento de la placa causado por la alta temperatura continua mediante la optimización de los efectos de aislamiento del revestimiento con diferentes módulos.

Bajo la temperatura de la vía sin balasto, las deformaciones se generan en la vía sin balasto, y algunos académicos realizaron investigaciones sobre estos aspectos. Usando el método de energía, Ren et al.11 dedujeron una expresión analítica para la vía en placa CRTS II para investigar la deformación ascendente de la placa debido al aumento de la temperatura. Chen et al.12 investigaron la estabilidad de la vía en placa CRTS II provocada por la deformación ascendente inicial a altas temperaturas con el método de elementos finitos, así como la deformación por alabeo de la placa debido al campo de temperatura no uniforme con el método analítico13. Cai et al.14 establecieron un modelo de elementos finitos (FEM) 3D de la vía en placa CRTS II considerando el daño de la junta para explorar el mecanismo de arqueamiento de las juntas.

La carga de temperatura también afecta en gran medida las propiedades mecánicas y de daño de la vía sin balasto. Se han llevado a cabo muchos tipos de investigaciones relacionadas. Cho et al.15 investigaron el efecto de la proporción de acero sobre la tensión y el ancho de fisura de vía DB sin balasto bajo carga de temperatura utilizando el software ABAQUS. Liu et al.16 estudiaron el mecanismo de daño y el desarrollo de la junta de la losa bajo el aumento de temperatura para la vía en losa CRTS II utilizando el modelo de plasticidad dañada y el modelo de zona cohesiva respectivamente para el concreto y la interfaz. Li et al.17 exploraron el daño de la interfaz de la vía en placa CRTS II bajo carga de temperatura con un FEM 3D usando el elemento de zona cohesivo para modelar la interfaz. Y recientemente, se profundizó en el estudio de la falla interfacial y el arqueamiento de la vía con barras de refuerzo debido a los efectos térmicos18. Xu et al.19 estudiaron la realización de reparaciones de despegado en las características mecánicas, así como el daño en la interfaz de la vía en placa CRTS II bajo un gradiente de temperatura de la placa. Cui et al.20 investigaron el daño de la interfaz de la vía en placa CRTS II con diferentes niveles de daño del hormigón de juntas bajo las cargas de temperatura.

Las cargas de temperatura en las Refs. 15, 16, 17, 18, 19, 20 no pueden reflejar la característica variable en el tiempo de las cargas de temperatura reales. Algunos académicos adoptaron las cargas de temperatura variables en el tiempo medidas o calculadas para investigar el rendimiento mecánico y el daño de las vías sin balasto. Zhong et al.21,22 importaron las cargas de temperatura variables en el tiempo medidas a un FEM 3D de vía en placa CRTS II para investigar los comportamientos de alabeo, así como las tensiones de interfaz en la etapa de construcción debido a los cambios diarios de temperatura. Zhu et al.23 estudiaron las características mecánicas y la evolución del daño de la interfaz de la vía DB sin balasto bajo la carga de gradiente de temperatura de losa cíclica variable en el tiempo en función de los datos meteorológicos del distrito de Guangzhou en China en el año 2001. Song et al.24 investigaron la temperatura campo, deformación por temperatura y daño interfacial para la vía en placa CRTS II en Nanjing, China.

Además de la carga de temperatura, la carga del tren es otra carga importante para la vía férrea. Algunos estudiosos investigaron las características mecánicas y los daños de las vías sin balasto teniendo en cuenta tanto las cargas del tren como las de temperatura. Usando un FEM 3D, Xu y Li25 investigaron la tensión en la vía en placa CRTS I bajo cargas combinadas. Ren et al.26 investigaron la influencia del daño del mortero CA en la capacidad de carga del mortero CA y la losa de vía para la vía en placa CRTS I bajo la acción conjunta del gradiente de temperatura de la losa y la carga del tren, y propusieron los criterios de reparación para el mortero CA. Zhang et al.27 investigaron el desprendimiento de la capa intermedia de la vía en placa CRTS II basándose en la teoría viscoelástica bajo temperatura y cargas de vehículos. Wang et al.28 investigaron la deformación vertical y la tensión del mortero CA de la vía en placa CRTS II bajo 5 cargas de temperatura diferentes y 4 combinaciones de temperatura y carga del tren. Li et al. 29 estableció un FEM 3D para investigar las leyes de daños conjuntos de la vía en placa CRTS II bajo temperatura y cargas de vehículos. Zhu et al.30 estudiaron la evolución del daño en la interfaz de la vía en placa CRTS II bajo la acción conjunta de la carga dinámica del vehículo y el cambio de temperatura, así como sus influencias en la dinámica de la vía. Usando las irregularidades de la vía causadas por la carga de temperatura como una excitación, se realizó un análisis dinámico acoplado para la vía en placa CRTS II debido a la deformación por temperatura de la placa31.

En la actualidad, se han realizado muchos estudios sobre las distribuciones de temperatura de las vías sin balasto y las características de deformación, mecánicas y daños de las vías sin balasto, que fueron causados ​​por la carga de temperatura de las vías sin balasto o por las cargas combinadas del tren y la temperatura de las vías sin balasto. . Sin embargo, la mayoría de estos estudios se centraron en CRTS I25,26, CRTS II5,9,10,11,12,13,14,16,17,18,19,20,21,22,24,27,28,29, 30,31 vía en placa y DB vía sin balasto6,7,15,23. Mientras que pocos estudios se centraron en la vía en placa CRTS III8. Además, la mayoría de los modelos mecánicos utilizados en estos estudios son estáticos, y pocos estudios30,31 se centraron en la dinámica del sistema bajo la acción conjunta de la carga de temperatura de las vías sin balasto y la carga del tren. En tercer lugar, los modelos dinámicos acoplados relacionados en las Refs.30,31 no consideran el contacto de la interfaz no lineal en la vía sin balasto, y la acción de aplausos dinámicos en las interfaces debido a los espacios entre capas no se puede simular bien. Las conclusiones de la Ref. 32 muestran que los espacios entre las capas intermedias de las vías sin balasto influyen significativamente en la dinámica del sistema y deben tenerse en cuenta.

Basado en los hallazgos de la dinámica acoplada tren/vehículo-vía sin balasto30,31,32,33,34,35,36, considerando la carga del tren, la carga de gravedad de la vía en placa, la carga del gradiente de temperatura de la vía en placa y la no linealidad del contacto de la vía en placa , se establece una vía en placa de tren de alta velocidad-CRTS III sobre un modelo dinámico acoplado a subrasante. Los estados iniciales de la vía y la dinámica del sistema bajo diferentes cargas de gradiente de temperatura de la vía en placa se estudian y analizan en profundidad.

Los resultados del cálculo del tren y la vía calculados por un modelo dinámico acoplado no lineal 3D tren-vía-subrasante con la vía y la subrasante modelados por elementos sólidos 3D son más precisos que los calculados por un modelo dinámico acoplado no lineal 2D vía-tren sobre subrasante usando el resorte para modelar la capa de soporte elástico de la pista para reflejar la deformación elástica de la subrasante. Sin embargo, teniendo en cuenta el paso de tiempo pequeño, los pasos de carga grandes, el tamaño de malla pequeño, los grados de libertad (DOF) enormes y el contacto no lineal que se necesitan en la simulación, los cálculos llevarán mucho tiempo. Las explicaciones detalladas se pueden encontrar en la Ref.37. Además, Nguyen et al.38 compararon las respuestas dinámicas de una vía con balasto para vehículos de alta velocidad 2D simplificada y 3D completa en un sistema acoplado de subrasante, respectivamente. Llegó a la conclusión de que el modelo 2D que usa el resorte para modelar la subrasante puede cumplir con los requisitos precisos de la ingeniería práctica y puede usarse para predecir las respuestas dinámicas del tren y la vía. Zhai y Cai39 verificaron la vía del tren 2D en el modelo dinámico acoplado no lineal de subrasante usando el resorte para modelar la capa de soporte elástico de la vía con los experimentos de campo, los resultados calculados están cerca de los resultados medidos. Por lo tanto, en este estudio se adopta una vía en placa 2D tren-CRTS III simplificada en un modelo dinámico acoplado de subrasante.

La Figura 2 muestra el esquema del modelo dinámico acoplado desarrollado utilizando el lenguaje de diseño paramétrico ANSYS. En el modelo, un tren de alta velocidad avanza a lo largo de la vía en placa CRTS III sobre la subrasante a una velocidad constante V.

El esquema del modelo dinámico acoplado.

El modelo incluye tres partes. El submodelo de interacción rueda-riel basado en la teoría de contacto no lineal de Hertzian es el mismo que el de las Refs.39,40,41. Los detalles de los otros dos submodelos son los siguientes.

Un tren de alta velocidad típico tiene 4 vagones de motor y 4 remolques. Sin embargo, según la investigación en la Ref. 33, las respuestas dinámicas con 2 autos son casi idénticas a las de 8 autos. Por lo tanto, se utilizan 2 coches en el submodelo para mejorar la eficiencia de cálculo del sistema acoplado.

En la Fig. 2, las suspensiones primaria y secundaria se utilizan para conectar el bogie y la rueda, y la carrocería y el bogie, respectivamente. Las suspensiones son simuladas por los elementos resorte-amortiguadores. La rueda solo puede moverse en movimiento vertical, mientras que el bogie y la carrocería del automóvil tienen dos grados de libertad: cabeceo y movimiento vertical. Para cada coche, los DOFs son 10, y los DOFs totales para un tren con 2 coches son 20. Las ecuaciones dinámicas detalladas para un coche pueden consultarse en las Refs.39,40. Los parámetros dinámicos del tren se dan en la Tabla 1.

En el tiempo de inicio, la primera rueda del tren se ubica 36.855 m detrás de la mitad del modelo. El tren avanza 106.785 m a 300 km/h. El paso de tiempo de simulación es de 0,0001 s para considerar razonablemente las respuestas dinámicas de alta frecuencia.

El submodelo utiliza tecnología de modelado multiescala, como se muestra en la Fig. 2. Consta de tres partes. Solo se utilizan sujetadores y rieles en las dos partes laterales. Mientras que en la parte media se utiliza un modelo refinado con un tamaño de malla pequeño. Las longitudes de cada parte lateral y media son 255.465 y 136.08 m, respectivamente. La longitud total del modelo es de 647,01 m.

Las vistas ampliadas del submodelo alrededor de la conexión entre las partes laterales central e izquierda, así como en el centro de la parte central se muestran en la Fig. 3a y b, respectivamente.

Vista ampliada del submodelo.

En la parte media se modelan 24 losas de 5,67 m de longitud y 8 bases de hormigón de 17,01 m de longitud, respectivamente. Se adopta una malla pequeña cuya longitud es 1/6 de espacio entre sujetadores para reflejar razonablemente la compleja relación de contacto entre los diferentes componentes de la vía.

Los elementos de viga se emplean para modelar la base, la losa y el riel de hormigón. Se emplean elementos amortiguadores de resorte para modelar el sujetador. Los elementos de contacto que consideran solo la fuerza de compresión se emplean para modelar la interfaz entre la losa y la base de concreto y el soporte elástico de la subrasante para reflejar la compleja relación dinámica de contacto entre capas que varía con el tiempo bajo las cargas combinadas. Los parámetros del submodelo se dan en la Tabla 2.

Los estados iniciales influyen mucho en las características dinámicas del sistema acoplado. Por lo tanto, primero se realiza un análisis estático bajo la acción conjunta de la gravedad del tren, el gradiente de temperatura de la vía y la gravedad de la vía. Luego, se realizará la simulación dinámica de un tren en movimiento, tomando como condiciones iniciales los resultados del análisis estático. Se pueden consultar más detalles sobre el proceso de solución en las Refs.42,43.

Los números totales de nodos y elementos en el modelo dinámico acoplado son 5759 y 8291, respectivamente. Los pasos de simulación para cada caso de carga son 11.604. Por lo tanto, es imposible almacenar todos los historiales de tiempo en el archivo de resultados debido al volumen limitado del disco duro en una computadora personal ordinaria. Es fundamental elegir parámetros de salida posteriores al proceso razonables para obtener un equilibrio entre el tamaño del archivo de resultados y la precisión de las respuestas dinámicas máximas. En este estudio, los nodos y elementos en el medio de dos elementos de fijación adyacentes y en la posición del elemento de fijación desde la losa 9 a la 15 se eligen como rango de salida.

Las respuestas dinámicas del sistema acoplado tienen estrecha relación con sus estados iniciales. En esta Sección se estudian primero los estados iniciales. Luego, considerando la influencia de los estados iniciales, se estudian las curvas envolventes de la vía en placa así como las respuestas dinámicas del sistema acoplado para casos típicos de carga. Finalmente, se investigan y comparan las respuestas dinámicas máximas bajo 7 tipos de gradiente de temperatura de vía en placa, cuyos valores f son − 45, − 22.5, 0, 22.5, 45, 67.5, 90 °C/m. El rango del gradiente de temperatura de la vía en placa se basa en el código QCR_9130-2018 en la Ref.44.

En las Figs. 4a–i y Fig. 5a–i, respectivamente.

El estado inicial de la vía en placa para diferentes elementos cuando f = -45 °C/m.

El estado inicial de la vía en placa para diferentes elementos cuando f = 90 °C/m.

Se puede concluir de las Figs. 4-5 que los valores iniciales máximos aparecen en diferentes posiciones para diferentes artículos, y los valores iniciales máximos cuando f = − 45 °C/m difieren mucho de aquellos cuando f = 90 °C/m.

Como se puede observar en las Figs. 4a–b y 5a–b que las distribuciones del desplazamiento del riel y el ángulo de rotación son diferentes. El desplazamiento máximo del carril aparece al final o en el medio de la losa. Sin embargo, el ángulo máximo de rotación del riel aparece cerca del final de la losa. Las deformaciones iniciales del riel en la figura 5a-b cuando f = 90 °C/m son mucho mayores que las de la figura 4a-b cuando f = − 45 °C/m. Por ejemplo, el desplazamiento inicial máximo del riel cuando f = 90 °C/m es de 1,058 mm, que es unas 3,3 veces mayor que cuando f = − 45 °C/m. El carril deformado cuando f = 90 °C/m tendrá un efecto más desfavorable en la seguridad y comodidad del tren en marcha.

Como se muestra en la Fig. 4c, los momentos de flexión iniciales máximos positivos y negativos del riel aparecen respectivamente en el medio y al final de la losa cuando f = − 45 °C/m. Por el contrario, aparecen al final y en el medio de la losa, respectivamente cuando f = 90 °C/m, como se muestra en la Fig. 5c. También se puede concluir a partir de las Figs. 4c y 5c que el momento de flexión inicial del carril tiene alguna relación con el gradiente de temperatura de la vía en placa. Sin embargo, la tensión del carril calculada con el momento de flexión inicial máximo del carril de 5,161 kN.m es de aproximadamente 15,2 MPa, que es mucho menor que la tensión admisible del carril de 350 MPa45.

Las Figuras 4d y 5d muestran las fuerzas de fijación iniciales debidas al gradiente de temperatura de la vía en placa. Uno puede encontrar que las fuerzas iniciales máximas del sujetador aparecen en o cerca del extremo de la losa. La fuerza de tensión inicial del sujetador en la Fig. 5d cuando f = 90 °C/m es de 7,096 kN, que es aproximadamente 3 veces mayor que la de la Fig. 4d cuando f = − 45 °C/m. La fuerza de tensión inicial máxima del sujetador cuando f = 90 °C/m es aproximadamente el 40 % de la fuerza de tensión permitida de 18 kN para el sistema de sujetador WJ-846 y debe tenerse en cuenta en la ingeniería práctica.

Como se muestra en las Figs. 4e y 5e, los esfuerzos de flexión iniciales negativos y positivos máximos de la losa ocurren en el medio de la losa. También se puede concluir a partir de las Figs. 4e y 5e que el esfuerzo de flexión inicial de la losa en la Fig. 5e cuando f = 90 °C/m es mucho mayor que en la Fig. 4e cuando f = − 45 °C/m. Y el esfuerzo de flexión inicial máximo de la losa cuando f = 90 °C/m es de 2,407 MPa, que es aproximadamente el 85 % y cercano al esfuerzo de tracción del hormigón admisible de 2,85 MPa para hormigón de grado C60 en el código de diseño47. La tensión de la losa debida a la carga del gradiente de temperatura es grande e importante para el diseño de la vía en placa y debe considerarse seriamente.

Se puede encontrar en la Fig. 4f cuando f = − 45 °C/m y en la Fig. 5f cuando f = 90 °C/m que los esfuerzos de flexión iniciales máximos de la base de concreto ocurren en el medio de la base de concreto y en el extremo de la losa en el medio de la base de hormigón, respectivamente. Como se puede observar en las Figs. 4f y 5f, los esfuerzos de flexión iniciales máximos de la base de hormigón son 0,253 y 0,564 MPa, respectivamente, y los esfuerzos son mucho menores que los esfuerzos en las figuras 4e y 5e para la losa.

Las Figuras 4g–h y 5g–h ilustran las tensiones de contacto iniciales debajo de la losa y la base de concreto. Uno puede encontrar que las tensiones de contacto iniciales no están uniformemente distribuidas. Las tensiones de contacto en la Fig. 4g–h cuando f = − 45 °C/m y en la Fig. 5g–h cuando f = 90 °C/m se concentran en el medio y al final de la losa con un valor grande, respectivamente. Comparando la Fig. 5g con la Fig. 4g, la tensión de contacto inicial máxima debajo de la losa cuando f = 90 °C/m es 0,21 MPa, cuyo valor es unas 7,8 veces mayor que cuando f = − 45 °C/m. También se puede deducir de las Figs. 4g y 5g de acuerdo con la tensión inicial es cero, hay espacios iniciales al final de la losa cuando f = − 45 °C/m y en el medio de la losa cuando f = 90 °C/m.

Como se muestra en las Figs. 4i y 5i, los espacios iniciales se distribuyen en el extremo de la losa cuando f = − 45 °C/m y en el medio de la losa cuando f = 90 °C/m. La altura máxima del espacio inicial en la Fig. 5i cuando f = 90 °C/m es de aproximadamente 1,1 mm, y el valor es mucho mayor que el de la Fig. 4i cuando f = − 45 °C/m. Los espacios iniciales influirán en gran medida en la dinámica de la vía debido a la acción de aplausos de apertura y cierre de la vía en placa cuando un tren en movimiento pasa por el área con espacios iniciales.

Las influencias del gradiente de temperatura de la vía en placa sobre los valores iniciales máximos para diferentes elementos se representan en la Fig. 6a–n.

La relación entre el gradiente de temperatura de la vía en placa y los valores iniciales máximos para diferentes elementos.

Se puede concluir de la Fig. 6a-n que con el aumento del gradiente de temperatura de la vía en placa, la mayoría de los valores iniciales máximos para diferentes elementos aumentarán. Sin embargo, las leyes crecientes para diferentes artículos son diferentes. El desplazamiento máximo inicial hacia arriba y el ángulo de rotación del riel en la Fig. 6a, c, los momentos de flexión positivos y negativos del riel en la Fig. 6d, e, las fuerzas de presión y tensión del sujetador en la Fig. 6f, g, la altura del espacio debajo de la losa en la Fig. 6n aumentar cada vez más rápido. Mientras que las tensiones de flexión positivas y negativas iniciales máximas de la losa y la base de hormigón en la Fig. 6h–k, la tensión de presión debajo de la base de hormigón en la Fig. 6m aumenta cada vez más lentamente.

A partir de los resultados y las discusiones anteriores, el gradiente de temperatura de la vía en placa afecta significativamente la tensión de flexión inicial de la losa, la fuerza del sujetador y la tensión de presión bajo la base de hormigón. Estos elementos se analizarán más detalladamente en las secciones "Curvas envolventes de las respuestas dinámicas para casos típicos de carga", "Historias de tiempo de aceleración y distribuciones de frecuencia para casos típicos de carga", "Influencia del gradiente de temperatura de la vía en placa". Además, las aceleraciones de alta frecuencia de los componentes de la vía debido al gradiente de temperatura de la vía en placa se propagarán al suelo circundante y al edificio y causarán vibraciones ambientales. Así, las aceleraciones de los componentes de la vía tendrán un efecto negativo sobre la vibración ambiental y han adquirido cada vez más atención en los círculos académicos y de ingeniería y también se analizarán en "Curvas envolventes de las respuestas dinámicas para casos típicos de carga", "Aceleración historiales temporales y distribuciones de frecuencia para casos típicos de carga", secciones "Influencia del gradiente de temperatura de la vía en placa".

Las curvas envolventes de las respuestas dinámicas para diferentes elementos de cálculo se pueden obtener calculando el valor máximo y mínimo de la curva de historial de tiempo para cada nodo o elemento a lo largo de la pista. Las Figuras 7a–f y 8a–f muestran las curvas envolventes de las respuestas dinámicas para casos de carga típicos cuando f = − 45 y 90 °C/m, respectivamente.

Curvas envolventes de las respuestas dinámicas para el caso de carga cuando f = -45 °C/m.

Curvas envolventes de las respuestas dinámicas para el caso de carga cuando f = 90 °C/m.

Como se muestra en las Figs. 7–8, las respuestas dinámicas de la vía en placa en la Fig. 8 son mayores que las de la Fig. 7, lo que indica que las respuestas dinámicas de la vía en placa pueden verse afectadas por el gradiente de temperatura de la vía en placa.

Como se muestra en las Figs. 7-8, las distribuciones de las respuestas dinámicas no son uniformes a lo largo de la vía, y las leyes de distribución para diferentes elementos bajo diferentes gradientes de temperatura de la vía en placa son diferentes. En términos generales, las distribuciones de las respuestas dinámicas en la Fig. 7 cuando f = − 45 °C/m son más regulares que las de la Fig. 8 cuando f = 90 °C/m, y las distribuciones de la tensión de flexión de la losa, losa la aceleración, la aceleración de la base de hormigón, la tensión de presión en la subrasante son más regulares que la aceleración del riel y la fuerza del sujetador. Se puede concluir además de las Figs. 7–8 que las ubicaciones donde las respuestas más grandes son diferentes para diferentes elementos. Generalmente, la posición más desfavorable para cada componente de vía es al final o en el medio. Por ejemplo, los esfuerzos máximos de flexión de la losa en las Figs. 7a y 8a aparecen en el centro de la losa. Las aceleraciones máximas de la losa en las Figs. 7c y 8c aparecen al final de la losa. La aceleración máxima de la base de hormigón en la Fig. 7d aparece al final de la base de hormigón. Las tensiones máximas de presión sobre la subrasante en las Figs. 7f y 8f aparecen respectivamente en el centro de la losa y en el extremo de la base de hormigón.

Comparando las curvas envolventes de las Figs. 7b–d y 8b–d, es evidente que las aceleraciones de los diferentes componentes de la vía están estrechamente relacionadas con la carga del gradiente de temperatura. Las aceleraciones dinámicas de los diferentes componentes de la vía cuando f = 90 °C/m son varias veces mayores que cuando f = − 45 °C/m. Por ejemplo, las aceleraciones del riel, losa, base de concreto son 19.207, 10.739, 9.549 m/s2, respectivamente cuando f = − 45 °C/m, y son 79.142, 100.626, 58.955 m/s2, respectivamente cuando f = 90 ° Cm.

Se puede concluir que la carga del gradiente de temperatura afecta en gran medida las propiedades dinámicas de la vía en placa CRTS III. La conclusión no es consistente con la de la Ref.31. A esto se le pueden atribuir dos razones. Por un lado, la no linealidad de contacto de la interfaz estructural no se considera en la Ref.31 mientras que se considera en este documento. Por otro lado, la vía sin balasto de la Ref. 31 es la vía en placa CRTS II, que es continua en dirección longitudinal y la deformación por temperatura es mucho menor que la vía en placa CRTS III de este documento.

En las Figs. 9a–h y 10a–h, respectivamente.

Historias de tiempo de aceleración y distribuciones de frecuencia para el caso de carga cuando f = − 45 °C/m.

Historias de tiempo de aceleración y distribuciones de frecuencia para el caso de carga cuando f = 90 °C/m.

Como se muestra en las Figs. 9a y 10a, el historial de tiempo de aceleración de la carrocería del automóvil tiene una forma regular, y las frecuencias correspondientes para los 4 puntos máximos más grandes en las Figs. 9b y 10b son 14,7, 29,3, 43,9, 58,6 Hz, respectivamente. Las 4 frecuencias principales de la aceleración de la carrocería del automóvil en las Figs. 9b y 10b son aproximadamente 1, 2, 3 y 4 veces más grandes que la frecuencia de excitación de 14,7 Hz, que se puede calcular usando la velocidad del tren en movimiento de 83,333 m/s dividiendo las irregularidades periódicas de la pista de excitación con una longitud de onda de 5,67 m que se muestra en las Figs. . 4a y 5a. La frecuencia de excitación podría reflejarse bien en las principales frecuencias de aceleración de la carrocería del automóvil, lo que podría verificar los resultados de la simulación hasta cierto punto.

De las figs. 9c, e, g y 10c, e, g, uno puede encontrar muchos picos en las curvas de historial de tiempo de aceleración, y los picos aparecen en las curvas cuando las ruedas pasan el punto de medición. Además, se puede encontrar que las respuestas son mayores cuando la quinta o sexta rueda pasa el punto de medición, lo que indica una gran desviación con solo un vagón de 4 ruedas considerado en el modelo de tren. La conclusión es consistente con la de la Ref.33.

De las figs. 9h y 10f, h, es evidente que muchas frecuencias altas por encima de 100 Hz aparecen en la frecuencia de vibración de la losa y la base de hormigón. La razón es que hay espacios debajo de la losa, como se muestra en las Figs. 4i y 5i. Cuando un tren pasa por el área de la brecha, debido a la acción de aplausos dinámicos de la vía en placa, la vibración es grande y la frecuencia de vibración es alta. La vibración de alta frecuencia está estrechamente relacionada con el espacio, por lo que el elemento de contacto no lineal y el paso de tiempo con un valor pequeño son necesarios en la simulación dinámica para reflejar verdaderamente el efecto del impacto dinámico en el área del espacio.

En las Figs. 11a–f y 12a–f respectivamente. Cabe señalar que las historias de tiempo en las Figs. 11b–f y 12b–f son para los elementos de cálculo con las respuestas más grandes.

Historias temporales de las fuerzas y tensiones dinámicas para el caso de carga con f = − 45 °C/m.

Historias temporales de la fuerza dinámica y el estrés para el caso de carga con f = 90 °C/m.

Como se puede observar en las Figs. 11a y 12a, el gradiente de temperatura de la vía en placa tiene poca influencia en la fuerza rueda-carril para el caso de carga cuando f = − 45 °C/m. Sin embargo, su influencia en la fuerza rueda-carril para el caso de carga cuando f = 90 °C/m es significativa. Las razones pueden atribuirse a que los estados iniciales de la vía en placa cuando f = − 45 °C/m en la Fig. 4a, i y f = 90 °C/m en la Fig. 5a, i son diferentes. En la Fig. 5a, i, el desplazamiento inicial del riel y la altura del espacio debajo de la losa son mucho mayores que los de la Fig. 4a, i.

En la Fig. 11b–f y 12b–f, se puede ver que aparecen muchos picos en las curvas de historial de tiempo. Los picos en la parte delantera y trasera de la curva se pueden atribuir a la acción del primer y segundo auto, respectivamente. Por ejemplo, hay 8 picos en la Fig. 12b, y el tiempo correspondiente del primer pico indica que la primera rueda del tren pasa por el punto de medición. La respuesta del quinto pico en la figura 12b es la más grande, lo que indica que la respuesta máxima se produce cuando la quinta rueda del tren pasa por el punto de medición. En la parte trasera de la curva aparecen muchos picos con máxima respuesta, indicando que existe alguna desviación con un solo coche de 4 ruedas considerado en el modelo de tren.

Es evidente a partir de las Figs. 11b–f y 12b–f que la fuerza inicial y el estrés existen en las curvas de tiempo-historia. Sin embargo, las proporciones de fuerza inicial y tensión en las respuestas totales difieren para diferentes elementos de cálculo. La fuerza de tensión inicial del sujetador y el esfuerzo de flexión de la losa tienen una gran proporción, mientras que la fuerza de presión inicial del sujetador tiene una pequeña proporción. Por ejemplo, las fuerzas de tensión inicial y máxima del sujetador en la figura 12c son 7,205 y 11,055 kN, respectivamente, y la fuerza inicial representa el 65,2 % de la fuerza máxima. Las tensiones de flexión positiva inicial y máxima de la losa en la figura 12d son 2,405 y 4,605 ​​MPa respectivamente, y la tensión inicial representa el 52,2 % de la tensión máxima. Las fuerzas y tensiones iniciales causadas por el gradiente de temperatura y la carga de gravedad de la vía en placa pueden influir significativamente en las fuerzas y tensiones dinámicas de la vía en placa y no se pueden ignorar. Se debe considerar el efecto combinado del tren, el gradiente de temperatura y la gravedad de la vía en placa para obtener resultados dinámicos razonables de la estructura de la vía en placa.

Las influencias del gradiente de temperatura de la vía en placa sobre las respuestas dinámicas máximas para diferentes elementos del sistema acoplado se representan en la Fig. 13a–j.

La relación entre el gradiente de temperatura de la vía en placa y las respuestas dinámicas máximas.

Como se muestra en la Fig. 13, las respuestas dinámicas máximas aumentarán con el aumento del gradiente de temperatura de la vía en placa. Sin embargo, las leyes crecientes para diferentes artículos son diferentes.

Como se muestra en la Fig. 13a, la aceleración máxima de la carrocería del automóvil tiene alguna relación con el gradiente de temperatura de la vía en placa. Sin embargo, la aceleración máxima de la carrocería del automóvil de 0,046 m/s2 en la Fig. 13a debido al gradiente de temperatura de la vía en placa es solo el 3,6 % de la aceleración permitida de la carrocería del automóvil de 0,13 g48 y puede despreciarse en la ingeniería práctica.

Como se muestra en la Fig. 13b–d, las aceleraciones máximas del riel, la losa y la base de concreto son pequeñas cuando el valor absoluto de f es menor que 45 °C/m. Aumentarán significativamente cuando f sea mayor a 45 °C/m debido a la influencia del espacio debajo de la losa (ver Fig. 5i). Como se ilustra en la Fig. 13b–d, la aceleración máxima de la losa es mayor que las aceleraciones del riel y la base de concreto cuando f es mayor a 45 °C/m. La razón es que el sujetador tiene la capacidad de reducir la vibración y puede reducir la vibración inducida por el espacio debajo de la losa, por lo que la aceleración del riel es menor que la aceleración de la losa. La masa de una losa de vía es mucho más pequeña que la de una base de concreto, por lo que la aceleración de la base de concreto también es menor que la de la losa. La gran vibración de la vía en placa debido a la gran carga de gradiente de temperatura positiva puede dañar el entorno circundante y debe tenerse en cuenta en la ingeniería práctica.

Se puede observar en la Fig. 13e que el gradiente de temperatura de la vía en placa tiene poca influencia en la fuerza máxima rueda-carril cuando el valor absoluto de f es inferior a 45 °C/m. Y la fuerza máxima rueda-carril aumentará rápidamente cuando f sea mayor de 45 °C/m. Comparando la fuerza máxima rueda-carril cuando f = 90 °C/m con la de f = 45 °C/m, podemos deducir que la tasa de aumento es del 27,3%. La fuerza rueda-carril máxima de 89,583 kN en la Fig. 13e es mucho menor que la fuerza rueda-carril permitida de 170 kN48, y se puede garantizar la seguridad de marcha del tren.

Como se muestra en la Fig. 13f, el gradiente de temperatura de la vía en placa tiene una influencia pequeña y significativa en la fuerza máxima de compresión del sujetador cuando f es menor y mayor que 45 °C/m, respectivamente. Al comparar la fuerza de compresión máxima del sujetador cuando f = 90 °C/m con la de f = 0 °C/m, se puede calcular que la tasa de aumento es del 52,4 %. Comparando la Fig. 13g con la Fig. 13f, el gradiente de temperatura de la vía en placa tiene una mayor influencia en la fuerza máxima de tensión del sujetador que la fuerza de compresión. Al comparar la fuerza máxima de tensión del sujetador cuando f = 90 °C/m con la de f = 0 °C/m, se puede calcular que la tasa de aumento es del 427,4 %. La fuerza máxima de tensión del sujetador en la Fig. 13g es de 11,054 kN y es aproximadamente el 61,4 % de la fuerza de tensión del sujetador permitida de 18 kN para el sistema de sujetador WJ-846, y el sujetador puede dañarse bajo la carga de fatiga a largo plazo.

Como es evidente en la Fig. 13h–i, el gradiente de temperatura de la vía en placa tiene una gran influencia en las tensiones máximas de flexión de la placa. Las tasas crecientes para los esfuerzos de flexión máximos positivos y negativos de la losa son 12,79 y 7,50 veces, respectivamente. Análisis posteriores muestran que la tensión máxima de flexión de la losa en la Fig. 13h supera la tensión de tracción del hormigón de 2,85 MPa para el hormigón de grado C60 en el código de diseño47, y se debe utilizar tecnología de pretensado y barras de refuerzo para mejorar la durabilidad de la losa.

Como es evidente en la Fig. 13j, el gradiente de temperatura de la vía en placa tiene una gran influencia en la tensión de presión máxima en la subrasante. Al comparar el esfuerzo de presión máximo en la subrasante cuando f = 90 °C/m con el de f = 0 °C/m, se puede deducir que la tasa de aumento es 1,33 veces. También se puede deducir que la tensión de presión máxima sobre la subrasante en la Fig. 13j es aproximadamente el 54,4 % de la tensión de presión admisible sobre la subrasante49 y debe tenerse en cuenta en la ingeniería práctica.

En este artículo, considerando el contacto no lineal, se estudian teóricamente las influencias del gradiente de temperatura de la vía en placa sobre las características dinámicas del sistema acoplado utilizando un modelo dinámico no lineal acoplado. Se extraen las siguientes conclusiones.

Las leyes crecientes del valor inicial máximo para diferentes elementos de la vía en placa CRTS III en la subrasante son diferentes. Con el aumento del gradiente de temperatura de la vía en placa, el desplazamiento ascendente inicial máximo y el ángulo de rotación del riel, las fuerzas de sujeción de presión y tensión, la altura del espacio debajo de la placa aumentan cada vez más rápido. Mientras que las tensiones de flexión positivas y negativas iniciales máximas de la losa y el hormigón, la tensión de presión debajo de la base de hormigón aumenta cada vez más lentamente.

Las proporciones de la fuerza inicial y la tensión en las respuestas dinámicas totales difieren para los diferentes elementos de cálculo. La fuerza de tensión del sujetador y la tensión positiva de flexión de la losa tienen proporciones grandes que superan el 50%. Por lo tanto, se debe considerar el efecto acoplado del tren en movimiento, el gradiente de temperatura de la vía en placa y la gravedad de la vía en placa.

Aparecerán espacios en la vía en placa cuando el gradiente de temperatura de la vía en placa sea grande. Hay muchas frecuencias altas por encima de 100 Hz en la frecuencia de vibración de los componentes de la vía, y los elementos de contacto no lineales son necesarios en el modelo de simulación para reflejar verdaderamente la acción dinámica de aplausos de apertura y cierre de alta frecuencia entre los componentes de la vía.

Las distribuciones de las respuestas dinámicas máximas de la pista no son uniformes a lo largo de la pista. Generalmente, la posición más desfavorable para cada componente de vía es al final o en el medio. La tensión máxima de flexión de la losa, la aceleración de la losa y la aceleración de la base de hormigón aparecen en el centro de la losa, en el extremo de la losa y en el extremo de la base de hormigón, respectivamente.

Las aceleraciones máximas de los componentes de la vía aparecen cuando la quinta o sexta rueda pasa por el punto de medición. Hay una gran desviación con solo un vagón con 4 ruedas considerado en el modelo de tren, y al menos dos vagones deben usarse en el modelo de tren.

El gradiente de temperatura de la vía en placa tiene diferentes leyes de influencia sobre las respuestas dinámicas máximas del sistema para diferentes elementos. Tiene una pequeña influencia en la aceleración máxima de la carrocería del automóvil. Sin embargo, las influencias en la aceleración de la losa, la aceleración de la base de concreto, la fuerza de tensión del sujetador son grandes y la influencia en la tensión de flexión de la losa es enorme.

Los conjuntos de datos utilizados y analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente a pedido razonable.

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Este trabajo cuenta con el apoyo de la Fundación Nacional de Ciencias Naturales de China con el número de subvención 51978673, la Fundación de Ciencias Naturales de la provincia de Hunan con el número de subvención 2018JJ2528. Los apoyos anteriores son muy apreciados.

Departamento de Ingeniería Civil, Universidad Central del Sur, Changsha, 410075, China

Qingyuan Xu, Shengwei Sun, Yi Xu, Changlin Hu, Wei Chen y Lei Xu

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Correspondencia a Qingyuan Xu.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Recibido: 31 mayo 2022

Aceptado: 22 de agosto de 2022

Publicado: 27 agosto 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-18898-y

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