高速鐵路無砟軌道結(jié)構(gòu)與下部基礎(chǔ)摩擦系數(shù)研究

尹銀艷，劉玉濤，3，趙云哲

(1.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，武漢 430063；2.鐵路軌道安全服役湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430063；3.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，成都 610031)

美國、日本、俄羅斯及歐洲主要國家，我國建筑、公路、港口、水利水電等行業(yè)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范，采用以概率論為基礎(chǔ)的極限狀態(tài)法，極限狀態(tài)設(shè)計(jì)方法是工程結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法的發(fā)展趨勢[1-7]。為適應(yīng)鐵路軌道技術(shù)的不斷發(fā)展，實(shí)現(xiàn)與國際接軌，進(jìn)一步提高鐵路軌道設(shè)計(jì)的科學(xué)性，規(guī)范的計(jì)算理論從容許應(yīng)力法向極限狀態(tài)法轉(zhuǎn)軌是十分必要的[1-3]。自2011年開始，原鐵道部和鐵路總公司相繼主持開展了鐵路工程結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)由容許應(yīng)力法向極限狀態(tài)法轉(zhuǎn)軌的基礎(chǔ)研究工作，于2015年頒布了Q/CR 9130—2015《鐵路軌道極限狀態(tài)法設(shè)計(jì)暫行規(guī)范》[8](以下稱“《暫規(guī)》”)。2017年完成了《暫規(guī)》的試設(shè)計(jì)工作，并于2018年正式發(fā)布Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范(極限狀態(tài)法)》[9]。規(guī)范發(fā)布后，為國內(nèi)鐵路軌道結(jié)構(gòu)極限狀態(tài)法設(shè)計(jì)相關(guān)研究及應(yīng)用工作提供了重要的依據(jù)[10-16]。

Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范(極限狀態(tài)法)》因編制時(shí)間較短，部分無砟軌道設(shè)計(jì)參數(shù)缺乏試驗(yàn)研究。其中對(duì)于整體溫度和混凝土收縮作用下分段軌道結(jié)構(gòu)軸向力計(jì)算公式中底座板與路基基床或隧道底板的摩擦系數(shù)，主要通過參考相關(guān)行業(yè)規(guī)范[17-18]中摩擦系數(shù)的取值，結(jié)合試設(shè)計(jì)成果，目前在規(guī)范條文說明中給出暫時(shí)的建議取值：路基地段取1.0，隧道地段取0.6。摩擦系數(shù)作為無砟軌道設(shè)計(jì)中不可或缺的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)之一，其正確或合理與否將影響極限狀態(tài)法表達(dá)式中分項(xiàng)系數(shù)與組合系數(shù)的取值，影響無砟軌道的設(shè)計(jì)配筋結(jié)果。故規(guī)范中底座板與路基基床或隧道底板的摩擦系數(shù)取值有待開展測試試驗(yàn)以及進(jìn)一步深化研究。

本文對(duì)現(xiàn)澆混凝土與鑿毛混凝土層間結(jié)合作用和靜摩擦力開展試驗(yàn)研究，并結(jié)合摩擦系數(shù)對(duì)無砟軌道結(jié)構(gòu)配筋結(jié)果的影響分析，提出《鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范(極限狀態(tài)法)》中整體溫度和混凝土收縮作用下分段軌道結(jié)構(gòu)底座板軸向力計(jì)算公式摩擦系數(shù)的取值建議，研究成果可為鐵路軌道極限狀態(tài)法設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的完善和推廣應(yīng)用提供數(shù)據(jù)支撐。

1 混凝土與混凝土層間摩擦系數(shù)試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)概況

在試驗(yàn)室室內(nèi)試驗(yàn)槽內(nèi)劃分6 m(長)×5 m(寬)的范圍作為本次試驗(yàn)區(qū)域。試驗(yàn)區(qū)平面布置如圖1所示。利用試驗(yàn)槽兩側(cè)墻壁作為反力頂推裝置，用千斤頂向試塊中心逐級(jí)加載推力直至試塊與鑿毛混凝土面層間結(jié)合失效，此時(shí)最大推力F1為試塊與鑿毛混凝土面層間結(jié)合力，即黏結(jié)力與靜摩擦力之和。卸載，然后進(jìn)行第二次加載，逐級(jí)緩慢加載至頂推力F2達(dá)到峰值，即為試塊與鑿毛混凝土面層間的最大靜摩擦力。

圖1 混凝土與鑿毛混凝土面間摩擦系數(shù)試驗(yàn)示意(單位：mm)

現(xiàn)場推板前需依次完成混凝土面鑿毛及清理、混凝土試塊澆筑。鑿毛紋路均勻、清晰、整齊，鑿毛深度為1.8～2.5 mm。鑿毛紋路方向平行于試驗(yàn)壁墻面，與頂推方向垂直。

現(xiàn)澆混凝土試塊為C40素混凝土，尺寸分兩種：1 m×1 m×0.3 m和1 m×1 m×0.5 m，每種試塊澆筑3塊。小試塊體積為0.3 m3，混凝土容重為2 500 kg/m3，則試塊的質(zhì)量為750 kg，即試塊重力為7.5 kN，同理大試塊重力為12.5 kN。試塊距離試驗(yàn)槽壁0.5 m。將混凝土泵送到模板中并進(jìn)行人工振搗密實(shí)，養(yǎng)護(hù)7 d后拆模，養(yǎng)護(hù)21 d后進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)。如圖2所示。

圖2 混凝土試塊的立模、養(yǎng)護(hù)和加載

頂推設(shè)備為2臺(tái)300 kN量程的油壓千斤頂，頂推力采用測力傳感器和配套智能數(shù)顯儀實(shí)時(shí)讀取，位移采用電子位移計(jì)實(shí)時(shí)讀取，并拍攝視頻記錄試驗(yàn)過程。試驗(yàn)時(shí)加載方式采用逐級(jí)加載：在測試結(jié)合力時(shí)，采用2臺(tái)千斤頂加載，單個(gè)千斤頂按照每級(jí)荷載20 kN進(jìn)行加載，即每級(jí)總推力40 kN，示數(shù)穩(wěn)定3 min后進(jìn)行下一級(jí)加載，逐級(jí)加載，直至試件與混凝土面之間的結(jié)合失效為止；在測試摩擦力時(shí)，采用單個(gè)千斤頂加載，按照每級(jí)荷載1 kN進(jìn)行加載，示數(shù)穩(wěn)定3 min后進(jìn)行下一級(jí)加載，逐級(jí)加載，直至頂推力數(shù)值基本穩(wěn)定不上升。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

當(dāng)對(duì)試塊的頂推力達(dá)到結(jié)合力F1的90%～95%時(shí)，位移計(jì)開始有讀數(shù)0.01 mm，緩慢變化，試塊與混凝土面層間發(fā)生瞬時(shí)破壞的瞬間位移計(jì)讀數(shù)由0.06 mm驟變至4～12 mm，至此結(jié)合失效。試驗(yàn)結(jié)果顯示，1 m2混凝土與鑿毛混凝土面層間結(jié)合力為401～474 kN，混凝土與鑿毛混凝土面層間結(jié)合力與試件的重力無明顯關(guān)系。

試塊與鑿毛混凝土面層間結(jié)合失效后，分別對(duì)每個(gè)試塊加載兩次測試試塊與鑿毛混凝土面層間的靜摩擦力，繪制位移-荷載曲線如圖3所示。從圖3可以看出，在頂推力較小時(shí)，頂推力-試塊位移之間呈線性關(guān)系，試塊與鑿毛混凝土面間開始發(fā)生微小滑動(dòng)，當(dāng)位移達(dá)到0.08～0.18 mm時(shí)，頂推力F2達(dá)到最大值，繼續(xù)加載，頂推力有所下降。最大頂推力F2為靜摩擦力，如表1所示。

圖3 測試試塊位移-頂推力曲線

表1 測試結(jié)果

從表1可以看出，混凝土與鑿毛混凝土面層間摩擦系數(shù)與試件的重力無明顯關(guān)系。由于大試塊③層間破壞界面處出現(xiàn)混凝土破損，不計(jì)大試塊③的摩擦測試值時(shí)，其他5個(gè)試塊的靜摩擦系數(shù)測試值為0.51～0.96，具有一定離散性。一方面是因?yàn)榛炷僚c混凝土之間接觸面本身的離散性，另一方面人工鑿毛導(dǎo)致試塊與混凝土面接觸面有差別。

2 混凝土與下部基礎(chǔ)間摩擦系數(shù)取值分析

2.1 靜摩擦系數(shù)取值方案

Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范(極限狀態(tài)法)》中規(guī)定分段結(jié)構(gòu)的整體溫度、混凝土收縮作用效應(yīng)可按式(1)進(jìn)行計(jì)算

(1)

式中，P為軸向溫度力；Fk為每組扣件的縱向阻力；Nk為單塊底座板上的扣件組數(shù)；Wg為每米無砟軌道的重力；fw為底座板與路基基床或隧道底板的摩擦系數(shù)，條文說明中建議路基地段取1.0，隧道地段取0.6；L為底座長度；P0為隧道地段(距離洞口<200 m)的連接筋加強(qiáng)作用。

摩擦系數(shù)一般在測試值范圍內(nèi)取值，且取值越大，作用效應(yīng)越大，設(shè)計(jì)結(jié)果更偏安全。考慮到摩擦系數(shù)會(huì)因結(jié)構(gòu)表面狀態(tài)變化，其變異性較大，因此在分析摩擦系數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)配筋設(shè)計(jì)的影響時(shí)，在測試值的基礎(chǔ)上擴(kuò)大摩擦系數(shù)取值范圍，考慮表2所列的8個(gè)靜摩擦系數(shù)取值方案。

表2 靜摩擦系數(shù)取值方案

2.2 底座板極限狀態(tài)法配筋設(shè)計(jì)

采用極限狀態(tài)設(shè)計(jì)法分別對(duì)CRTSⅠ、CRTSⅢ型板式無砟軌道底座板進(jìn)行配筋計(jì)算，并將結(jié)果與相應(yīng)的通用參考圖中的配筋進(jìn)行對(duì)比。

2.2.1 結(jié)構(gòu)計(jì)算參數(shù)

CRTS Ⅲ型板式無砟軌道：鋼軌采用CHN60鋼軌，扣件采用WJ-8型；底座混凝土強(qiáng)度等級(jí)采用C35，鋼筋采用CRB550，其fyk=550 MPa，fy=400 MPa；路基地段底座板寬度為3 100 mm，厚度為300 mm，以3塊P5600軌道板配置70 mm板縫時(shí)對(duì)應(yīng)的底座長度為對(duì)象，即長為16 990 mm。隧道地段底座板寬度為2 900 mm，厚度為200 mm，以3塊P5600軌道板配置70 mm板縫時(shí)對(duì)應(yīng)的底座長度為對(duì)象，即長為16 990 mm。底座為分段結(jié)構(gòu)，底座縱、橫向截面上下層均按對(duì)稱布筋布置。對(duì)于底座板與下部基礎(chǔ)的連接筋加強(qiáng)作用P0，路基地段和隧道地段(距離洞口>200 m)取0，隧道地段(距離洞口<200 m)取為0.1WgL。

CRTSⅠ型板式無砟軌道：鋼軌采用CHN60鋼軌，扣件采用WJ-8型；底座板混凝土強(qiáng)度等級(jí)采用C40，鋼筋采用CRB550。路基地段底座板寬度為3 000 mm，厚度為300 mm，以4塊P4962軌道板配置70 mm板縫時(shí)對(duì)應(yīng)的底座板長度為對(duì)象，即長為20 108 mm。隧道地段底座板寬度為2 800 mm，厚度為200 mm，以2塊P4962軌道板配置70 mm板縫時(shí)對(duì)應(yīng)的底座板長度為對(duì)象，即長為10 044 mm。對(duì)于底座板與下部基礎(chǔ)的連接筋加強(qiáng)作用P0，路基地段和隧道地段(距離洞口>200 m)取0，隧道地段(距離洞口<200 m)取為0.1WgL。

2.2.2 底座板極限狀態(tài)法配筋設(shè)計(jì)

對(duì)于承載力極限狀態(tài)，底座板按受彎構(gòu)件考慮[19]，根據(jù)GB50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]中規(guī)定進(jìn)行正截面受彎承載力的檢算

(2)

α1fcbx=fyAs,x≤ξbh0,x≥2a′

(3)

式中，M為荷載效應(yīng)設(shè)計(jì)值，對(duì)于路基地段底座板可取基本組合和偶爾組合中最不利者，對(duì)于隧道地段取基本組合。具體荷載效應(yīng)計(jì)算及組合按Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范(極限狀態(tài)法)》進(jìn)行。

按正常使用極限狀態(tài)法進(jìn)行配筋設(shè)計(jì)時(shí)，要求無砟軌道鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的最大裂縫寬度滿足式(4)

w≤wlim

(4)

(5)

式中，wlim為最大裂縫寬度限值，鋼筋保護(hù)層厚度為30 mm時(shí)，室外環(huán)境下裂紋寬度限值為0.2 mm，當(dāng)保護(hù)層厚度變化時(shí)，裂紋寬度限值按0.2·c/30進(jìn)行換算。w為按作用的標(biāo)準(zhǔn)組合或準(zhǔn)永久組合并考慮長期作用影響計(jì)算的裂縫寬度，將CRTSⅠ、CRTSⅢ型板式無砟軌道底座板作為鋼筋混凝土受彎構(gòu)件考慮，按式(5)計(jì)算，式中參數(shù)含義見混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)原理[19]。

2.3 摩擦系數(shù)對(duì)無砟軌道結(jié)構(gòu)配筋的影響

采用極限狀態(tài)設(shè)計(jì)法對(duì)底座板進(jìn)行配筋，將結(jié)果與通用參考圖中的配筋進(jìn)行對(duì)比。摩擦系數(shù)取值方案1～方案8的CRTS Ⅲ型板式無砟軌道底座板配筋結(jié)果匯總于表3和表4中，CRTSⅠ型板式無砟軌道底座板配筋結(jié)果匯總于表5和表6中。

表3 CRTSⅢ型板式無砟軌道底座配筋結(jié)果匯總一

表4 CRTSⅢ型板式無砟軌道底座配筋結(jié)果匯總二

表5 CRTSⅠ型板式無砟軌道底座配筋結(jié)果匯總一

表6 CRTSⅠ型板式無砟軌道底座配筋結(jié)果匯總二

由于CRTSⅠ型板式無砟軌道隧道地段(距離洞口<200 m)，其配筋與CRTSⅠ型板式無砟軌道隧道地段(距離洞口>200 m)有較大差別，而CRTSⅢ型板式無砟軌道隧道地段(距離洞口<200 m)和隧道地段(距離洞口>200 m)的底座配筋相差相對(duì)較小，因而出現(xiàn)采用同一個(gè)摩擦系數(shù)取值時(shí)，CRTSⅠ型板式無砟軌道隧道地段(距離洞口<200 m)的理論計(jì)算配筋與通用參考圖的配筋均存在較大差異。

考慮到今后CRTSⅠ型板式無砟軌道鋪設(shè)的可能性較小，而根據(jù)近年來CRTSⅢ型板式無砟軌道的鋪設(shè)運(yùn)營經(jīng)驗(yàn)，對(duì)于溫暖地區(qū)隧道地段(距離洞口<200 m)，其運(yùn)營狀況相比隧道地段(距離洞口>200 m)并無特別惡化情況，因此本文首要考慮CRTSⅢ型板式無砟軌道底座板配筋結(jié)果，兼顧考慮CRTSⅠ型板式無砟軌道路基地段、隧道(距離洞口>200 m)地段底座板配筋結(jié)果。從表3～表6可以得出如下結(jié)論。

(1)對(duì)于方案1～方案5，即隧道地段摩擦系數(shù)取值≥0.9時(shí)，CRTSⅢ型板式無砟軌道隧道地段(距離洞口>200 m)的底座板縱向配筋結(jié)果大于通用參考圖配筋。

(2)摩擦系數(shù)采用方案6，路基地段取為1.2，隧道地段取為0.8時(shí)：CRTSⅢ型板式無砟軌道路基地段底座板縱向筋比通用圖少5.6%，隧道(距離洞口<200 m)地段底座板比通用參考圖少7.7%，隧道(距離洞口>200 m)地段底座板與通用參考圖配筋相同。CRTSⅠ型板式無砟軌道路基地段底座板配筋比寧安鐵路實(shí)際縱向筋少5%，隧道地段(距離洞口>200 m)底座板縱向筋與寧安鐵路實(shí)際縱向筋相差4.2%。

(3)采用方案7按(Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范(極限狀態(tài)法)》建議取值)，CRTSⅢ型板式無砟軌道路基地段底座板縱向筋比通用圖少5.6%，隧道(距離洞口<200 m)地段底座板比通用參考圖少15.4%，隧道(距離洞口>200 m)地段底座板與通用參考圖配筋相同。CRTSⅠ型板式無砟軌道路基地段底座板配筋比寧安鐵路實(shí)際縱向筋少10%，隧道地段(距離洞口>200 m)底座板縱向筋與寧安鐵路實(shí)際縱向筋相差4.2%。

(4)摩擦系數(shù)一般在測試值范圍內(nèi)取值，且取值越大，作用效應(yīng)越大，設(shè)計(jì)結(jié)果更偏安全。但考慮到目前按通用參考圖配筋的無砟軌道運(yùn)營狀況良好，摩擦系數(shù)取值應(yīng)使底座板配筋盡可能接近通用參考圖配筋。結(jié)合上述分析，建議摩擦系數(shù)取值可采取方案6：路基地段取為1.2，隧道地段取為0.8。

3 結(jié)論

(1)1 m2混凝土與鑿毛混凝土面層間結(jié)合力為401～474 kN，靜摩擦系數(shù)測試值為0.51～0.96，混凝土與鑿毛混凝土面層間結(jié)合力和摩擦系數(shù)與試件的重力關(guān)系不明顯。

(2)隧道地段摩擦系數(shù)取值≥0.9時(shí)，CRTSⅢ型板式無砟軌道隧道地段(距離洞口>200 m)的底座板縱向配筋>通用參考圖配筋。摩擦系數(shù)采用方案6(路基地段1.2，隧道地段0.8)時(shí)，底座板配筋比采用現(xiàn)行規(guī)范建議取值時(shí)的配筋更接近通用參考圖配筋。

(3)綜合考慮摩擦系數(shù)測試值范圍及其值對(duì)無砟軌道結(jié)構(gòu)配筋的影響，建議摩擦系數(shù)取值可優(yōu)化為：路基地段取1.2，隧道地段取0.8。

研究成果可為鐵路軌道極限狀態(tài)法設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的完善和推廣應(yīng)用提供數(shù)據(jù)支撐。