Meso-mechanical Effect of Track Slab Rebar Corrosion
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摘要: 为探究钢筋锈蚀对双块式无砟轨道道床板混凝土的影响，建立了道床板混凝土细观尺度力学模型，研究了钢筋锈蚀时不同钢筋直径、间距、保护层厚度的道床板受力性能及损伤破坏模式，分析了列车荷载和温度荷载对锈胀钢筋混凝土道床板力学性能的影响. 研究结果表明：钢筋锈蚀引起的道床板开裂模式主要与钢筋保护层厚度有关，与钢筋直径和间距关系小；道床板内部裂缝贯通时的锈胀位移随着钢筋间距的增大而增大，当保护层厚度为60 mm，钢筋间距为120 mm时，61.2 μm的钢筋锈胀位移就会引起道床板内部裂缝贯通；列车荷载对锈蚀后的道床板损伤影响小，且会使道床板受力趋于均匀；整体降温30 ℃和负温度梯度荷载均会使锈胀道床板拉伸损伤进一步明显增大，在道床板水平及垂向产生贯通裂缝；整体升温30 ℃和正温度梯度荷载作用对锈胀道床板损伤影响小.Abstract: To explore the effect of rebar corrosion on double-block ballastless track slab concretes, a meso-scale mechanical model of track slab concretes was built to study the mechanical properties and damage modes of the slabs with different rebar diameters, spacing and cover thicknesses, the effect of train and temperature loads on the mechanical property of reinforced concrete track slabs with corrosion was analyzed. The results show that the cracking mode of track slabs induced by rebar corrosion mainly depends on the thickness of rebar cover but rarely relies on the diameter or spacing of rebar. In the event the internal cracks of the slabs connect together, the expansion displacement of rebar increases with the increase of the rebar spacing. When the cover thickness is 60 mm and the rebar spacing is 120 mm, the rebar corrosion displacement of 61.2 μm would result in the internal coalescence cracks. The train load has little effect on the slabs with corrosion crack, and may make the stress on the slabs tend to be uniform. The temperature cooling of 30 °C and the negative temperature gradient may cause the further significant increase of the tension damages of slabs with corrosion, at the same time it may cause the coalescence cracks through along the horizontal and vertical directions of slabs. The temperature rise of 30 °C and the positive temperature gradient barely have effect on the damages of the track slabs with corrosion.
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Key words:
- ballastless track /
- rebar corrosion /
- meso-mechanics /
- train load /
- temperature load /
- damage mode
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车轮是高速动车组的重要零部件，承担牵引力、制动力以及来自轨道的振动激扰. 高速动车组在运用过程中车轮故障表现形式有踏面剥离、擦伤、铬伤、热裂纹、异常磨耗，轮辋辋裂、碾宽以及车轮多边形等. 车轮故障的影响因素较为复杂，其中有线路和钢轨的原因，也包括车轮结构设计、车辆及转向架的结构参数、车轮踏面型式和车轮材质的原因[1]. 早期，在车轮性能发展方向选择上，日本采用高强度技术方案，欧洲采用高韧性技术方案，随着列车速度的提高，尤其是1998年德国ICE列车车轮事故后，提高硬度和韧性，追求较高的强韧比，选择车轮强度较高、硬度较大同时韧性良好的材质是研究的目标. 目前，国内动车组用车轮材质有ER8、ER9、ER8C和D2，其中：ER8和ER9材质是 EN13262标准中的标准牌号；ER8C材质是意大利鲁西尼公司20世纪80年代研制开发的新材料，没有上升到EN13262标准中；D2材质是铁科院牵头联合各国内车轮生产厂研制的国产化材质，2016年在标准动车组上运营考核[2-3].
ER8C材质车轮是鲁西尼公司为解决瑞士山区运营的摆式列车车轮严重磨耗问题，实现较高强韧比研制的一种新材质，首先应用在Pendolino系列摆式列车上，2007年始在CRH5型动车组上运用，运用10多年，其综合性能表现良好，并已经在其他动车组上进行了小批量试装.
CRH5型动车组用ER8C材质车轮，CRH3型动车组用ER8材质车轮，本文以实际应用车轮取样，按标准进行化学成分、常规力学性能、小试样疲劳特性、冲击性能及韧脆转变温度、断裂韧性、疲劳裂纹扩展门槛值和疲劳裂纹扩展速率测试，对其金相组织进行观测，综合对比分析两种材质车轮力学性能，为铁路行业内设计人员提供相应测试数据，为车轮材质选择、结构强度设计及探伤周期确定提供依据和借鉴.
1. 化学成分及金相组织
1.1 化学成分
根据ASTM E415-08标准，选取2片不同批次ER8C车轮和2片不同批次ER8车轮进行化学成分测试，其中C、S采用红外吸收法（ASTM E1019-08），Si、Mn、P、Cr、Mo、Cu、Al、Ni采用火花源发射光谱法（ASTM E415-08），2片车轮测试平均值结果见表1.
表 1 化学成分的质量分数Table 1. Mass fraction of chemical components% 车轮材质 C Si Mn P S Cr Cu Mo Ni V Al Cr+Mo+Ni ER8C 0.533 0.959 0.907 0.009 0.001 0.089 0.089 0.025 0.068 0.001 0.014 0.182 ER8 0.547 0.350 0.700 0.0085 0.001 0.174 0.199 0.038 0.120 0.001 0.016 0.332 由表1可知：ER8C材质车轮中C含量质量百分数比ER8材质略低，Si含量是ER8材质的2.74倍，Mn含量是ER8材质的1.29倍，合金元素Cr+Mo+Ni的质量百分比较少，是ER8材质的54.8%. 通常情况，Si能溶于铁素体和奥氏体中能够提高钢的硬度和强度，Mn含量0.7%以上就具有足够的韧性，且有较高的强度和硬度，提高钢的淬透性，改善钢的热加工性能. C 是重要的脆化元素，在钢的标准化学成分范围内，随着 Mn /C 比的增加，可提高钢的冲击韧性. ER8C材质Mn/C 为1.702，ER8材质Mn/C为1.279，同时合金元素 Mn、Cr、Ti、V 等与 C 形成碳化物时会增加耐磨性和低温脆性. Ni 可以改善材料在低温时的冲击性能，从而降低脆性转变温度. 当增加 Mn 含量同时降低 Si 含量时，可使钢的强度略有提高的同时显著改善其低温韧性. P 和 S 等杂质易于在晶界上偏聚，是使钢致脆的最主要元素，因此应尽可能降低 P、S 等杂质元素的含量[4-5].
1.2 金相组织
根据GB/T 13298—2015《金属显微组织检验方法》，在CRH3和CRH5型动车组实际生产用的新轮轮辋上取样，对金相试样进行打磨抛光，用4%硝酸酒精溶液腐蚀后，使用VK-9710K彩色3D激光显微镜对试样进行显微组织观察，距踏面下相同位置处金相对比见表2.
表 2 两种材质金相组织对比Table 2. Comparison of crack growth rate of two kinds of material axles材质 名义滚动圆处 滚动圆下15 mm 滚动圆下 35 mm ER8C 
ER8 
由表2可知：两材质车轮在车轮踏面处显微组织主要为珠光体+少量铁素体，随着距踏面距离的增加，铁素体含量增加，并逐渐呈网状分布；在距踏面下15 mm处，ER8C车轮铁素体还比较均匀细碎分布在珠光体晶界处，ER8材质车轮部分铁素体已经连接成网状分布在珠光体晶界处；在距踏面下35 mm处，ER8C车轮铁素体相对要细小且没有连接成网状分布，ER8车轮明显看出铁素体较粗大且已经呈网状均匀的分布在珠光体晶界处；根据ASTM E112-10标准用图片对比法进行晶粒度评定，ER8C材质车轮晶粒度大于8.5级，ER8材质车轮晶粒度大于8.0级. 这是由于ER8C成分中Si和Mn的含量高于ER8，导致热处理淬透性更好，组织更细小分布更均匀. 组织是决定材料性能的重要因素，这也将是后续ER8和ER8C两种材质性能差异的主要原因[6-8].
2. 常规力学性能测试
2.1 拉伸强度
根据GB/T228.1—2010《金属材料 拉伸试验第1部分：室温试验方法》，在CRH3和CRH5型动车组实际生产用的新轮和三级检修半磨耗旧轮轮辋和轮辐上分别取6个试样，在Zwick公司ZL150拉伸试验机上完成常规力学试验. 最大试验力150 kN，配置Macro引伸计，分辨率0.0006 μm，弹性阶段采用引伸计控制，应变速率0.00025 s−1，屈服阶段采用横梁位移控制，应变速率0.00025 s−1，强化阶段采用横梁位移控制，应变速率0.00067 s−1.按标准对结果进行修约，数据取平均值，测试结果见表3.
表 3 ER8和ER8C两种材质常规力学性能对比Table 3. Comparison of conventional mechanical properties between ER8 and ER8C车轮材质 抗拉强度/MPa 屈服强度/MPa 延伸率/% 断面收缩率/% 轮辋 轮幅 轮辋 轮幅 轮辋 轮幅 轮辋 轮幅 新轮 磨耗轮 新轮 磨耗轮 新轮 磨耗轮 新轮 磨耗轮 新轮 磨耗轮 新轮 磨耗轮 新轮 磨耗轮 新轮 磨耗轮 ER8 869 869 741 743 542 543 408 403 20.56 20.13 20.48 20.95 51.31 50.72 39.42 43.20 ER8C 913 926 787 779 595 589 428 427 19.17 19.92 22.28 22.26 54.66 54.03 45.14 44.83 由表3可知：ER8C车轮比ER8车轮轮辋和轮辐的屈服强度和抗拉强度高约5%，延伸率和断面收缩率基本相当；同一材质车轮，轮辋比轮辐断面收缩率高约10%，延伸率基本相当；同一材质新轮和磨耗旧轮力学性能相当.
2.2 小试样拉压疲劳强度
车轮踏面在与钢轨接触过程中，主要受到的是拉压循环疲劳载荷. 在车轮踏面与钢轨接触区的前方，车轮踏面承受压应力作用，在车轮踏面与钢轨接触区的后方，车轮踏面承受拉应力作用；当车轮踏面承受的载荷超过材料的高周拉压疲劳强度后，便会萌生裂纹，进而发展成滚动接触疲劳，导致踏面剥离. 因此，研究车轮材料的拉压疲劳性能是研究车轮抵抗滚动接触疲劳性能的重要参数之一.
根据国家标准GB/T 3075—2008《金属材料疲劳试验轴向力控制方法》，在CRH3和CRH5型动车组实际生产新轮轮辋和幅板、半磨耗车轮轮辋上分别取样，取样位置见图1，在QBG-100高频疲劳试验机上进行拉压高周疲劳试验，应力比为–1，载荷为正弦波形，频率f = 130～150 Hz，疲劳循环基数为1 × 107，试验温度为室温，试样为螺纹M16的漏斗状试样，长度90 mm，最小横截面直径ϕ=6 mm. 试验数据处理方法参照国家标准GB/T 24176—2009《金属材料 疲劳试验 数据统计方案与分析方法》，50%存活率情况下，试验结果对比见图2.
从图2可知：ER8C车轮轮辋和轮辐疲劳极限均高于ER8，ER8C车轮轮辋疲劳极限为422 MPa，ER8为366 MPa；ER8C车轮辐板疲劳极限为338 MPa，ER8为297 MPa；相同材质轮辋疲劳极限均高于辐板疲劳极限，并且在相同应力水平下，轮辋的寿命高于幅板的寿命；相同材质新轮和磨耗旧轮的轮辋疲劳极限相当.
2.3 硬度测试
根据GB/T 231.1—2009《金属材料 布氏硬度试验 第1部分：试验方法》进行布氏硬度测试，硬度测试用仪器为HBE-3000A型电子布氏硬度计，压头为5 mm 直径的硬质合金头，试验力为750 kg，保压时间为15 s. 在CRH3和CRH5型动车组实际生产新轮轮辋上取样，踏面以下5 mm处开始测量，沿径向每间隔10 mm一个测点；距离轮辋内侧面5 mm处开始每间隔10 mm一个测点；测点布置到轮辋与轮辐过渡处停止，测点布置见图3. 测试结果见图4.
图 2 ER8和ER8C材质轮辋/轮辐室温时应力-寿命（S-N）曲线Figure 2. ER8 and ER8C rim / spoke stress-life curves at room temperature由图4可知：在靠近踏面的区域硬度最高，各车轮的硬度从踏面沿径向（轴心）硬度逐渐降低；同一车轮在踏面以下相同深度位置，轮辋外侧的硬度略高于轮辋内侧，在距离轮辋内侧面105～125 mm处达到硬度最大值；ER8材质车轮和ER8C材质车轮在踏面下相同位置处，硬度无明显差异.
2.4 冲击功及韧脆转变温度测试
在欧洲，车轮运行环境温度范围在−20～+40 ℃，在中国，冬季东北温度可达−40 ℃，低温环境下，两材质车轮的韧性和脆性一直备受关注. 对ER8和ER8C两种材质车轮的低温冲击韧性和韧脆转变温度进行对比测试.
冲击功是衡量材料韧性的一个指标，是材料在冲击载荷作用下吸收塑性变形功和断裂功的能力. 虽然冲击吸收功不能真正代表材料的韧脆程度，但是由于其对材料内部组织变化十分敏感，而且冲击弯曲试验方法简单易行，所以仍被广泛采用[9]. 根据系列冲击试验可得吸收能量与温度的关系曲线测定材料的韧脆转变温度，从而评定材料的低温脆性倾向.
根据标准GB/T 229—2007《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》，测量ER8C车轮和ER8车轮在系列温度下的冲击吸收能量，将适当温度间隔的试验结果进行汇总，按照玻尔兹曼（Boltzmann）函数对试验数据进行拟合得到韧脆温度转变曲线及韧脆转变温度点.
冲击功试样选择了新轮和半磨耗车轮，取样位置每车轮又分为a、b、c 3处，车轮取样位置见图5，每处取样10个，综合考虑相同材质新、旧车轮所有冲击试验测试结果，ER8C和ER8材质车轮测试结果见图6.
由图6可以看出：−20 ℃时ER8C 材质车轮冲击功均值大于ER8材质车轮；ER8C 材质车轮的韧脆温度转变温度点为84.30 ℃，ER8 材质车轮的韧脆温度转变温度点为71.97 ℃，ER8C车轮的韧脆转变温度高于ER8车轮，均工作在脆性区内.
3. 断裂力学性能测试
3.1 断裂韧性
按照ASTM E399-90试验标准，在CRH3和CRH5型动车组实际生产新轮和三级检修半磨耗轮上取样，每个轮上取4个试样. 试样采用厚度为30 mm的CT30试样，预制疲劳裂纹试验及断裂试验所用设备为美国MTS810-50电液侍服疲劳试验机，试验机承载能力为50 t，试验频率为15 Hz. 试验方法采用ASTM E399-17《线弹性金属材料平面应变断裂韧性KIC标准试验方法》，使用引伸计测量缺口张开位移，应力强度因子的增加率在0.55~1.00 MPa•m1/2. 试样断裂后，根据拉伸试验曲线确定的力FQ计算对应的断裂韧性KQ. ER8C和ER8材质新、旧车轮的断裂韧性试验结果分别见表4.
表 4 车轮断裂韧性试验值Table 4. Wheel fracture toughness test valueMPa•m1/2 材质 试样编号 新轮 磨耗轮 ER8C C1 83.1 71.0 C2 71.9 89.3 C3 85.5 77.3 C4 87.7 79.0 平均值 82.1 79.15 ER8 R1 74.0 73.4 R2 79.7 74.9 R3 76.0 82.4 R4 79.7 68.7 平均值 77.35 74.85 由表4可知：两种材质新轮和磨耗轮的断裂韧性没有明显差异，车轮的抗瞬断性能不会伴随着车轮的持续运用而降低，测试取得的KQ值可以在车轮的整个寿命周期内作为裂纹瞬间断裂的门槛值参与车轮损伤容限的计算[9]；ER8C材质车轮比ER8材质车轮断裂韧性高约6%，前者明显优于后者.
3.2 疲劳裂纹扩展门槛值测试
根据 ASTM E647-15 《疲劳裂纹生长率的标准测量方法》，在CRH3和CRH5型动车组实际生产新轮和三级检修半磨耗车轮上取样，制备厚度为25 mm的CT25试样. 预制疲劳裂纹试验及断裂试验均在美国MTS810-50电液侍服疲劳试验机上完成，试验机承载能力为50 T，试验频率为15 Hz，采用的载荷比为0.1. ER8C和ER8车轮的疲劳裂纹扩展门槛值见表5.
表 5 车轮疲劳裂纹扩展门槛值Table 5. Fatigue crack growth thresholdMPa•m1/2 材质 车轮类型 试样编号 门槛值 ΔKth 平均门槛值 ER8C 新轮 CN1 7.7949 7.55 CN2 6.9228 CN3 7.8247 CN4 7.8500 CN5 7.3400 磨耗轮 CW1 8.9815 8.61 CW2 8.6810 CW3 9.0462 CW4 7.5393 CW5 8.7782 ER8 新轮 RN1 8.9700 8.88 RN2 8.7500 RN3 9.0600 RN4 8.7300 磨耗轮 RW1 8.9700 9.02 RW2 9.4800 RW3 8.5060 RW4 9.1393 从表5可知：新造ER8C材质车轮疲劳裂纹扩展门槛值比新造ER8材质车轮低17%；相同材质半磨耗车轮的疲劳裂纹扩展门槛值均高于新造车轮，与取样位置有关，随着轮径的减小，疲劳裂纹扩展门槛值增加，在相同运营载荷相同车轮缺陷情况下，轮径越小抵抗裂纹扩展的能力越强； 试验测试取得的新轮Kth值可以在车轮的整个寿命周期内作为疲劳裂纹扩展门槛值参与车轮损伤容限的计算[10-11].
3.3 裂纹扩展速率测试
疲劳裂纹扩展速率指在疲劳裂纹的缓慢扩展阶段内交变应力每循环一次裂纹长度的增加量，该速率用a /N（mm/cycle）表示，其中，a为应力循环N次时裂纹扩展的长度. 在极限条件下用微分da/dN表示. da/dN是反映材料裂纹扩展快慢的重要参数，对于估算裂纹结构疲劳寿命有重要作用. 裂纹扩展速率da/dN是应力强度因子幅度ΔK的函数，通常采用双对数坐标系.
根据 ASTM E647-15《疲劳裂纹生长率的标准测量方法》，在CRH3和CRH5型动车组实际生产新轮和三级检修半磨耗车轮轮辋上取样，分别制备厚度为25 mm的CT25试样，预制疲劳裂纹试验及断裂试验在美国MTS810-50电液侍服疲劳试验机上完成，试验机承载能力为50 t，试验频率为15 Hz，采用的载荷比为0.1.
ER8C和ER8两种材质新、旧车轮轮辋裂纹扩展速率曲线对比见图7.
由图7可知：ER8材质和ER8C材质新造车轮、运用车轮裂纹扩展速率基本一致，两种材质的车轮不论新旧如果产生了裂纹，裂纹的扩展速度基本相同.
4. 运用磨耗对比
车轮的磨耗主要由磨粒磨损、粘着磨损以及塑变形引起，车轮磨耗速率影响因素较多，包括列车速度、列车动力学参数、轴重、车轮材质、踏面型式、钢轨材质、钢轨型面等[12]，对CRH5型车ER8C材质车轮和CRH3型动车组ER8材质车轮踏面磨耗情况进行了统计，车轮踏面滚动圆附近的垂直磨耗与车轮材质关联性较大. 跟踪测试在哈大线运营装用ER8C材质车轮和XP55车轮踏面外形的CRH5型动车组与装用ER8材质车轮和S1002CN车轮踏面外形的CRH3型动车组，车轮踏面垂直磨耗测试见图8，测试数据见图9.
由图9可见：装用ER8C材质和XP55车轮踏面外形的CRH5型动车组用车轮踏面垂直磨耗速率前期磨耗较快，运行10万公里后磨耗速率下降，25万公里内磨耗速率为0.0528 mm/万公里；装用ER8材质和S1002CN车轮踏面外形的CRH3型动车组用车轮踏面垂直磨耗速率前期磨耗较慢，运行15万公里后磨耗速率加快，20万公里内磨耗速率为0.041 mm/万公里.
5. 结 论
1） ER8C车轮材质化学成分中Si和Mn含量高于ER8，但Cr、Cu、Mo、Ni略低于ER8；两车轮显微组织均有铁素体和珠光体组成，前者铁素体没有呈现网状结构且晶粒更细小，后者在踏面一定深度以下铁素体呈网状均匀分布在珠光体晶界处.
2） ER8C材质车轮的屈服强度、抗拉强度和疲劳强度高于ER8材质车轮，踏面下相同深度处硬度相当，ER8C材质车轮韧脆转变温度高于ER8材质车轮，车轮的运用环境温度处于两中材质的脆性区.
3） ER8C材质车轮断裂韧性比ER8材质断裂韧性高约6%，即ER8C材质车轮抑制裂纹产生的能力优于ER8材质车轮；ER8C材质车轮疲劳裂纹扩展门槛值比ER8材质车轮低17%，即ER8C材质车轮抑制裂纹扩展的能力弱于ER8材质车轮；两种材质车轮在裂纹产生和扩展之后，裂纹扩展速度相当.
4） 在镟轮周期内，ER8C材质车轮踏面垂直磨耗速率略大于ER8材质车轮.
综上，由于ER8C相比ER8材质车轮合金化程度更高，晶粒更细小，表现出强度、韧性以及轮辋和幅板的疲劳极限均高于ER8材质车轮，两材质车轮硬度和裂纹扩展速率相当；ER8C材质车轮阻止裂纹产生的能力优于ER8材质车轮，如果产生裂纹，且裂纹尺寸相同，ER8C材质车轮阻止裂纹扩展的能力弱于ER8材质车轮；服役过程中ER8C材质车轮踏面垂直磨耗速率略大于ER8材质车轮，两者均处于材料的脆性使用区域.
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图 1 钢筋锈胀非均匀分布轮廓线
Figure 1. Non-uniform distribution profile diagram for rebar corrosion
图 5 数值模拟与试验结果对比
Figure 5. Comparison between numerical simulation result and experimental result
图 9 列车荷载作用对锈胀道床板压缩损伤的影响
Figure 9. Compression damages of track slabs with corrosion under train load
图 10 列车荷载作用对锈胀道床板拉伸损伤的影响
Figure 10. Tension damages of track slabs with corrosion under train load
图 11 列车荷载作用对锈胀道床板第1主应力的影响
Figure 11. First principal stresses on track slabs with corrosion under train load
图 12 温度荷载作用对锈胀道床板压缩损伤的影响
Figure 12. Compression damages of track slabs with corrosion under temperature load
图 13 温度荷载作用对锈胀道床板拉伸损伤的影响
Figure 13. Tension damages of track slabs with corrosion under temperature load
表 1 力学参数
Table 1. Mechanical Parameters
材料 弹性模量/GPa 泊松比 抗拉强度/MPa 骨料 70.0 0.16 − 砂浆 25.8 0.20 1.86 界面 23.4 0.22 1.53 
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表 2 工况表
Table 2. Operating Conditions
工况 d/mm c/mm s/mm s/c （1） 14 40 80 2 （2） 16 40 120 3 （3） 20 40 160 4 （4） 20 60 120 2 （5） 14 60 180 3 （6） 16 60 240 4 （7） 16 80 160 2 （8） 20 80 240 3 （9） 14 80 320 4
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表 3 混凝土裂缝贯通时的锈胀位移
Table 3. Corrosion displacement when concrete cracks connect together
μm 工况 锈胀位移u1 内部裂缝贯通 外部裂缝贯通 （1） 65.5 74.4 （2） 75.7 64.5 （3） 135.7 222.1 （4） 61.2 — （5） 102.7 — （6） 157.2 — （7） 82.0 — （8） 121.3 — （9） 226.4 —
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何华武. 无碴轨道技术[M]. 北京: 中国铁道出版社, 2005: 11-26. 赵国堂. 高速铁路无碴轨道结构[M]. 北京: 中国铁道出版社, 2006: 23-34. ANDRADE C, ALONSO C, MOLINA F J. Cover cracking as a function of bar corrosion:part 1—experimental test[J]. Materials and Structures, 1993, 26(8): 453-464. doi: 10.1007/BF02472805 OH B H, KIM K H, JANG B S. Critical corrosion amount to cause cracking of reinforced concrete structures[J]. ACI Materials Journal, 2009, 106(4): 333-339. ZHANG R, CASTEL A, FRANCOIS R. Concrete cover cracking with reinforcement corrosion of RC beam during chloride-induced corrosion process[J]. Cement and Concrete Research, 2010, 40(3): 415-425. doi: 10.1016/j.cemconres.2009.09.026 LIU Y P, WEYERS R E. Modeling the time-to-corrosion cracking in chloride contaminated reinforced concrete structure[J]. ACI Material Journal, 1998, 95(6): 675-681. 郑建军,周欣竹. 钢筋混凝土结构锈蚀损伤的解析解[J]. 水利学报,2004,35(12): 62-68. doi: 10.3321/j.issn:0559-9350.2004.12.011ZHENG Jianjun, ZHOU Xinzhu. The analytical solution of the corrosion damage of reinforced concrete structures[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2004, 35(12): 62-68. doi: 10.3321/j.issn:0559-9350.2004.12.011 ZHAO Y X, IN W L. Modeling the amount of steel corrosion at the cracking of concrete cover[J]. Advances in Structural Engineering, 2006, 9(5): 687-696. doi: 10.1260/136943306778827556 VAL D V, CHERNIN L, STEWART M G. Experimental and numerical investigation of corrosion-induced cover cracking in reinforced concrete structures[J]. Journal of Structural Engineering,ASCE, 2009, 135(4): 376-385. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9445(2009)135:4(376) SHAIKH F, UDDIN A, MOHAMED M, et al. Cover cracking of reinforced concrete beams due to corrosion of steel[J]. ACI Materials Journal, 2007, 104(2): 153-161. JANG B S, OH B H. Effects of non-uniform corrosion on the cracking and service life of reinforced concrete structures[J]. Cement and Concrete Research, 2010, 40(9): 1441-1450. doi: 10.1016/j.cemconres.2010.03.018 赵羽习. 钢筋锈蚀引起混凝土结构锈裂综述[J]. 东南大学学报(自然科学版),2013,43(5): 1122-1134.ZHAO Yuxi. State-of-art of corrosion-induced cracking of reinforced concrete structures[J]. Journal of Southeast University (Natural Science Edition), 2013, 43(5): 1122-1134. 郭建光,元强,曾志平. 桥上CRTS Ⅱ型板式轨道裂缝及钢筋锈蚀时变规律[J]. 铁道科学与工程学报,2014,13(8): 1466-1473.GUO Jianguang, YUAN Qiang, ZENG Zhiping. Monitoring of the evolution of crack and steel bar corrosion of CRTS Ⅱ slab trackon bridge[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2014, 13(8): 1466-1473. 王青,卫军,董荣珍. CRTSⅡ 型板式无砟轨道板局部锈胀裂耐久性寿命预测[J]. 混凝土,2014,(12): 134-138. doi: 10.3969/j.issn.1002-3550.2014.12.036WANG Qing, WEI Jun, DONG Rongzhen. Durability life predict ion of CRTSⅡ ballast less track slab for the local corrosion-induced cracking[J]. Concrete, 2014,(12): 134-138. doi: 10.3969/j.issn.1002-3550.2014.12.036 WANG Q, WEI J, LIU X, et al. A new two-staged model to predict corrosion degree of steel bars in cracked concrete area[J]. Journal of Wuhan University of Technology-Mater, 2014, 29(5): 960-965. doi: 10.1007/s11595-014-1028-y 中华人民共和国铁道部. 铁路混凝土结构耐久性设计规范: TB 10005—2010[S]. 北京: 中国铁道出版社, 2011. YUAN Y, JI Y. Modeling corroded section configuration of steel bar in concrete structure[J]. Construction and Building Materials, 2009, 23(6): 2461-2466. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2008.09.026 张仁波,杜修力,金浏. 相邻钢筋非均匀锈蚀引发混凝土保护层开裂的细观数值模拟[J]. 建筑科学与工程学报,2014,31(3): 98-104. doi: 10.3969/j.issn.1673-2049.2014.03.019ZHANG Renbo, DU Xiuli, JIN Liu. Meso-scale numerical simulation on crack process of concrte cover induced by adjacent rebar non-uniform corrosion[J]. Journal of Architecture and Civil Engineering, 2014, 31(3): 98-104. doi: 10.3969/j.issn.1673-2049.2014.03.019 段玉振. 双 块式轨道轨枕松动影响及维修方法研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2013: 15-17. 翟婉明. 车辆-轨道耦合动力学[M]. 4版. 北京: 科学出版社, 2015: 11-150. 刘学毅, 赵坪锐. 客运专线无砟轨道设计理论与方法[M]. 成都: 西南交通大学出版社, 2010: 106-115. SAVIJA B, LUKOVIC M, PACHECO J, et al. Cracking of the concrete cover due to reinforcement corrosion:a two-dimensional lattice model study[J]. Construction and Building Materials, 2013, 44: 626-638. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2013.03.063 DU X L, JIN L. Meso-scale numerical investigation on cracking of cover concrete induced by corrosion of reinforcing steel[J]. Engineering Failure Analysis, 2014, 39: 21-33. doi: 10.1016/j.engfailanal.2014.01.011 LEE J, FENVES G L. Plastic-damage model for cyclic loading of concrete structure[J]. Journal of Engineering Mechanics, 1988, 124(8): 892-900. LEON C, DIMITRI V. Prediction of corrosion-induced cover cracking in reinforced concrete structures[J]. Construction and Building Materials, 2011, 25(4): 1854-1869. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2010.11.074 -
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