高速鐵路無砟軌道結構與下部基礎摩擦系數(shù)研究

尹銀艷，劉玉濤，3，趙云哲

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，武漢 430063；2.鐵路軌道安全服役湖北省重點實驗室，武漢 430063；3.西南交通大學土木工程學院，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)的結構設計規(guī)范，采用以概率論為基礎的極限狀態(tài)法，極限狀態(tài)設計方法是工程結構設計方法的發(fā)展趨勢[1-7]。為適應鐵路軌道技術的不斷發(fā)展，實現(xiàn)與國際接軌，進一步提高鐵路軌道設計的科學性，規(guī)范的計算理論從容許應力法向極限狀態(tài)法轉軌是十分必要的[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構設計標準由容許應力法向極限狀態(tài)法轉軌的基礎研究工作，于2015年頒布了Q/CR 9130—2015《鐵路軌道極限狀態(tài)法設計暫行規(guī)范》[8](以下稱“《暫規(guī)》”)。2017年完成了《暫規(guī)》的試設計工作，并于2018年正式發(fā)布Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設計規(guī)范(極限狀態(tài)法)》[9]。規(guī)范發(fā)布后，為國內鐵路軌道結構極限狀態(tài)法設計相關研究及應用工作提供了重要的依據[10-16]。

Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設計規(guī)范(極限狀態(tài)法)》因編制時間較短，部分無砟軌道設計參數(shù)缺乏試驗研究。其中對于整體溫度和混凝土收縮作用下分段軌道結構軸向力計算公式中底座板與路基基床或隧道底板的摩擦系數(shù)，主要通過參考相關行業(yè)規(guī)范[17-18]中摩擦系數(shù)的取值，結合試設計成果，目前在規(guī)范條文說明中給出暫時的建議取值：路基地段取1.0，隧道地段取0.6。摩擦系數(shù)作為無砟軌道設計中不可或缺的基礎數(shù)據之一，其正確或合理與否將影響極限狀態(tài)法表達式中分項系數(shù)與組合系數(shù)的取值，影響無砟軌道的設計配筋結果。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以及進一步深化研究。

本文對現(xiàn)澆混凝土與鑿毛混凝土層間結合作用和靜摩擦力開展試驗研究，并結合摩擦系數(shù)對無砟軌道結構配筋結果的影響分析，提出《鐵路軌道設計規(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構底座板軸向力計算公式摩擦系數(shù)的取值建議，研究成果可為鐵路軌道極限狀態(tài)法設計標準的完善和推廣應用提供數(shù)據支撐。

1 混凝土與混凝土層間摩擦系數(shù)試驗

1.1 試驗概況

在試驗室室內試驗槽內劃分6 m(長)×5 m(寬)的范圍作為本次試驗區(qū)域。試驗區(qū)平面布置如圖1所示。利用試驗槽兩側墻壁作為反力頂推裝置，用千斤頂向試塊中心逐級加載推力直至試塊與鑿毛混凝土面層間結合失效，此時最大推力F1為試塊與鑿毛混凝土面層間結合力，即黏結力與靜摩擦力之和。卸載，然后進行第二次加載，逐級緩慢加載至頂推力F2達到峰值，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。試塊距離試驗槽壁0.5 m。將混凝土泵送到模板中并進行人工振搗密實，養(yǎng)護7 d后拆模，養(yǎng)護21 d后進行了相關試驗。如圖2所示。

圖2 混凝土試塊的立模、養(yǎng)護和加載

頂推設備為2臺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)顯儀實時讀取，位移采用電子位移計實時讀取，并拍攝視頻記錄試驗過程。試驗時加載方式采用逐級加載：在測試結合力時，采用2臺千斤頂加載，單個千斤頂按照每級荷載20 kN進行加載，即每級總推力40 kN，示數(shù)穩(wěn)定3 min后進行下一級加載，逐級加載，直至試件與混凝土面之間的結合失效為止；在測試摩擦力時，采用單個千斤頂加載，按照每級荷載1 kN進行加載，示數(shù)穩(wěn)定3 min后進行下一級加載，逐級加載，直至頂推力數(shù)值基本穩(wěn)定不上升。

1.2 試驗結果分析

當對試塊的頂推力達到結合力F1的90%～95%時，位移計開始有讀數(shù)0.01 mm，緩慢變化，試塊與混凝土面層間發(fā)生瞬時破壞的瞬間位移計讀數(shù)由0.06 mm驟變至4～12 mm，至此結合失效。試驗結果顯示，1 m2混凝土與鑿毛混凝土面層間結合力為401～474 kN，混凝土與鑿毛混凝土面層間結合力與試件的重力無明顯關系。

試塊與鑿毛混凝土面層間結合失效后，分別對每個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，頂推力-試塊位移之間呈線性關系，試塊與鑿毛混凝土面間開始發(fā)生微小滑動，當位移達到0.08～0.18 mm時，頂推力F2達到最大值，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系。由于大試塊③層間破壞界面處出現(xiàn)混凝土破損，不計大試塊③的摩擦測試值時，其他5個試塊的靜摩擦系數(shù)測試值為0.51～0.96，具有一定離散性。一方面是因為混凝土與混凝土之間接觸面本身的離散性，另一方面人工鑿毛導致試塊與混凝土面接觸面有差別。

2 混凝土與下部基礎間摩擦系數(shù)取值分析

2.1 靜摩擦系數(shù)取值方案

Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設計規(guī)范(極限狀態(tài)法)》中規(guī)定分段結構的整體溫度、混凝土收縮作用效應可按式(1)進行計算

(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)的連接筋加強作用。

摩擦系數(shù)一般在測試值范圍內取值，且取值越大，作用效應越大，設計結果更偏安全。考慮到摩擦系數(shù)會因結構表面狀態(tài)變化，其變異性較大，因此在分析摩擦系數(shù)對結構配筋設計的影響時，在測試值的基礎上擴大摩擦系數(shù)取值范圍，考慮表2所列的8個靜摩擦系數(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)法配筋設計

采用極限狀態(tài)設計法分別對CRTSⅠ、CRTSⅢ型板式無砟軌道底座板進行配筋計算，并將結果與相應的通用參考圖中的配筋進行對比。

2.2.1 結構計算參數(shù)

CRTS Ⅲ型板式無砟軌道：鋼軌采用CHN60鋼軌，扣件采用WJ-8型；底座混凝土強度等級采用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板縫時對應的底座長度為對象，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板縫時對應的底座長度為對象，即長為16 990 mm。底座為分段結構，底座縱、橫向截面上下層均按對稱布筋布置。對于底座板與下部基礎的連接筋加強作用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；底座板混凝土強度等級采用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板縫時對應的底座板長度為對象，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板縫時對應的底座板長度為對象，即長為10 044 mm。對于底座板與下部基礎的連接筋加強作用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)法配筋設計

對于承載力極限狀態(tài)，底座板按受彎構件考慮[19]，根據GB50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》[20]中規(guī)定進行正截面受彎承載力的檢算

(2)

α1fcbx=fyAs,x≤ξbh0,x≥2a′

(3)

式中，M為荷載效應設計值，對于路基地段底座板可取基本組合和偶爾組合中最不利者，對于隧道地段取基本組合。具體荷載效應計算及組合按Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設計規(guī)范(極限狀態(tài)法)》進行。

按正常使用極限狀態(tài)法進行配筋設計時，要求無砟軌道鋼筋混凝土結構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，鋼筋保護層厚度為30 mm時，室外環(huán)境下裂紋寬度限值為0.2 mm，當保護層厚度變化時，裂紋寬度限值按0.2·c/30進行換算。w為按作用的標準組合或準永久組合并考慮長期作用影響計算的裂縫寬度，將CRTSⅠ、CRTSⅢ型板式無砟軌道底座板作為鋼筋混凝土受彎構件考慮，按式(5)計算，式中參數(shù)含義見混凝土結構設計原理[19]。

2.3 摩擦系數(shù)對無砟軌道結構配筋的影響

采用極限狀態(tài)設計法對底座板進行配筋，將結果與通用參考圖中的配筋進行對比。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果匯總于表3和表4中，CRTSⅠ型板式無砟軌道底座板配筋結果匯總于表5和表6中。

表3 CRTSⅢ型板式無砟軌道底座配筋結果匯總一

表4 CRTSⅢ型板式無砟軌道底座配筋結果匯總二

表5 CRTSⅠ型板式無砟軌道底座配筋結果匯總一

表6 CRTSⅠ型板式無砟軌道底座配筋結果匯總二

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較小，因而出現(xiàn)采用同一個摩擦系數(shù)取值時，CRTSⅠ型板式無砟軌道隧道地段(距離洞口<200 m)的理論計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的可能性較小，而根據近年來CRTSⅢ型板式無砟軌道的鋪設運營經驗，對于溫暖地區(qū)隧道地段(距離洞口<200 m)，其運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)地段底座板配筋結果。從表3～表6可以得出如下結論。

(1)對于方案1～方案5，即隧道地段摩擦系數(shù)取值≥0.9時，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：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際縱向筋相差4.2%。

(3)采用方案7按(Q/CR 9130—2018《鐵路軌道設計規(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際縱向筋相差4.2%。

(4)摩擦系數(shù)一般在測試值范圍內取值，且取值越大，作用效應越大，設計結果更偏安全。但考慮到目前按通用參考圖配筋的無砟軌道運營狀況良好，摩擦系數(shù)取值應使底座板配筋盡可能接近通用參考圖配筋。結合上述分析，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 結論

(1)1 m2混凝土與鑿毛混凝土面層間結合力為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合力和摩擦系數(shù)與試件的重力關系不明顯。

(2)隧道地段摩擦系數(shù)取值≥0.9時，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，底座板配筋比采用現(xiàn)行規(guī)范建議取值時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無砟軌道結構配筋的影響，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)法設計標準的完善和推廣應用提供數(shù)據支撐。