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    基于極限狀態(tài)法的板式無砟軌道結(jié)構(gòu)檢算與優(yōu)化

    2022-04-07 03:51:40岳朝陽趙坪銳江萬紅李秋義
    鐵道建筑 2022年3期
    關(guān)鍵詞:檢算板式彎矩

    岳朝陽 趙坪銳 江萬紅 李秋義

    1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都 610031;2.中國中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司,成都 610031;3.鐵路軌道安全服役湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,武漢 430063

    20世紀(jì)60年代中期,世界各國對無砟軌道的設(shè)計(jì)研究進(jìn)入了一個(gè)新階段,針對不同無砟軌道結(jié)構(gòu)形式提出了不同的設(shè)計(jì)方法并進(jìn)行了大量試驗(yàn),取得了較大進(jìn)展[1-2]。我國的CRTS系列無砟軌道充分吸收了國外無砟軌道的設(shè)計(jì)理念,根據(jù)我國鐵路建設(shè)實(shí)際情況進(jìn)行了再創(chuàng)新和原始創(chuàng)新[3],最終形成了以CRTSⅠ、CRTSⅡ、CRTSⅢ型板式軌道及CRTSⅠ、CRTSⅡ型雙塊式軌道為主的高速鐵路無砟軌道體系。CRTSⅠ型板式軌道已成功應(yīng)用在哈大高速鐵路、海南東環(huán)線等線路上,顯示出較強(qiáng)的適應(yīng)性。在再創(chuàng)新研究及前期日本板式軌道設(shè)計(jì)中均采用了容許應(yīng)力法進(jìn)行設(shè)計(jì)。為便于與國際接軌,有必要采用極限狀態(tài)法對CRTSⅠ型板式軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行驗(yàn)算。

    鐵路軌道設(shè)計(jì)方法正在由容許應(yīng)力法向極限狀態(tài)法[4]轉(zhuǎn)變。容許應(yīng)力法采用單一的安全系數(shù),對軌道結(jié)構(gòu)相應(yīng)點(diǎn)的應(yīng)力進(jìn)行限制。安全系數(shù)多根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)得到,若取值不當(dāng)將會(huì)影響到結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟(jì)性和安全性。極限狀態(tài)法以概率統(tǒng)計(jì)為基礎(chǔ),采用可靠度設(shè)計(jì)理念,將荷載、材料、結(jié)構(gòu)與工作狀態(tài)的相關(guān)指標(biāo)以分項(xiàng)系數(shù)的形式加以考慮,可以更好地處理結(jié)構(gòu)安全性和經(jīng)濟(jì)性之間的矛盾[5]。

    一些學(xué)者采用極限狀態(tài)法對無砟軌道進(jìn)行設(shè)計(jì)檢算。張東陽[5]采用極限狀態(tài)法對普通鋼筋混凝土CRTSⅢ型板式軌道進(jìn)行了配筋優(yōu)化。尹銀艷等[6]采用極限狀態(tài)法對板式軌道底座進(jìn)行了配筋設(shè)計(jì),并將設(shè)計(jì)結(jié)果與容許應(yīng)力法、通用參考圖進(jìn)行了對比,發(fā)現(xiàn)既有配筋數(shù)目可適當(dāng)減少。梁爽等[7]基于極限狀態(tài)法對復(fù)合道床板進(jìn)行了配筋優(yōu)化。以上研究主要針對非預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu),對預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)考慮較少。CRTS 系列板式軌道在已開通的無砟軌道線路中的占比超過50%,根據(jù)極限狀態(tài)法對預(yù)應(yīng)力混凝土進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。雖然CRTS 系列軌道結(jié)構(gòu)中應(yīng)用了預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)如預(yù)應(yīng)力軌道板等[8-10],但是相應(yīng)的預(yù)應(yīng)力配筋設(shè)計(jì)與檢算多依據(jù)工程經(jīng)驗(yàn),定性介紹內(nèi)容較多,定量計(jì)算內(nèi)容較少。

    本文參照Q∕CR 9130—2018《鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范(極限狀態(tài)法)》,以通用參考圖為基準(zhǔn),對路基上CRTSⅠ型板式軌道的軌道板進(jìn)行設(shè)計(jì)檢算,重點(diǎn)考慮預(yù)應(yīng)力配筋的影響,同時(shí)對預(yù)應(yīng)力軌道板的配筋檢算流程加以梳理,并根據(jù)檢算結(jié)果對配筋進(jìn)行優(yōu)化。配筋檢算均以全截面對稱配筋為原則。

    1 結(jié)構(gòu)形式及力學(xué)參數(shù)

    CRTSⅠ型板式軌道結(jié)構(gòu)(圖1)路基上軌道結(jié)構(gòu)高度為787 mm,軌道板標(biāo)準(zhǔn)長度為4 962 mm,寬度為2 400 mm,厚度為190 mm;砂漿層厚度為50 mm;底座板厚度為300 mm,寬度為3 000 mm[11]??奂瓜騽偠葹?0 kN∕mm,地基面剛度為76 MPa∕m。其他主要力學(xué)參數(shù)見表1。

    圖1 CRTSⅠ型板式軌道結(jié)構(gòu)(單位:mm)

    表1 CRTSⅠ型板式軌道結(jié)構(gòu)主要力學(xué)參數(shù)

    2 荷載效應(yīng)計(jì)算

    2.1 列車豎向荷載

    列車豎向荷載作用下的軌道板彎矩采用梁板模型(圖2)計(jì)算得到,其中鋼軌選用梁結(jié)構(gòu)來模擬,軌道板、底座選用薄板結(jié)構(gòu)來模擬,扣件、砂漿層、地基選用彈簧結(jié)構(gòu)來模擬[12]。參照Q∕CR 9130—2018,列車豎向荷載標(biāo)準(zhǔn)值取2P(P為靜輪重)。計(jì)算得到單位長度軌道板縱向正、負(fù)彎矩分別為14.73、1.85 kN·m,橫向正、負(fù)彎矩分別為11.50、0.81 kN·m。

    圖2 CRTSⅠ型板式軌道有限元模型

    2.2 列車橫向荷載

    參照Q∕CR 9130—2018,列車橫向荷載標(biāo)準(zhǔn)值取0.8P,即68 kN。列車橫向荷載作用下的軌道板橫向彎矩Mh計(jì)算公式為

    式中:Q為列車橫向標(biāo)準(zhǔn)荷載;h為軌道板頂面至鋼軌頂面的距離。

    計(jì)算可得,列車橫向荷載作用下,單位長度軌道板橫向彎矩為0.89 kN·m。

    2.3 溫度梯度

    軌道結(jié)構(gòu)在外界溫度變化時(shí)會(huì)產(chǎn)生溫度梯度現(xiàn)象,從而產(chǎn)生翹曲彎矩。根據(jù)TB 10082—2017《鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范》,正溫度梯度(上熱下冷)取90 ℃∕m,負(fù)溫度梯度(上冷下熱)取45 ℃∕m。板厚修正系數(shù)取1.08。參照Q∕CR 9130—2018,溫度梯度作用下的軌道板彎矩Mtdk計(jì)算公式為

    式中:W為彎曲截面系數(shù);ΔT為軌道板上下表面溫差;αt、Ec、ν分別為軌道板混凝土的線膨脹系數(shù)、彈性模量、泊松比。

    計(jì)算可得,溫度梯度作用下,單位長度軌道板縱向正、負(fù)彎矩分別為25.00、12.50 kN·m,橫向正、負(fù)彎矩分別為25.00、12.50 kN·m。

    2.4 路基不均勻沉降

    路基不均勻沉降的形狀取半波余弦型曲面,取每20 m 不均勻沉降15 mm。路基不均勻沉降所引起的軌道板基礎(chǔ)變形作用彎矩Mcjk的計(jì)算公式為

    式中:EI為軌道板抗彎剛度;κ為基礎(chǔ)變形曲線曲率,分別為基礎(chǔ)變形的變形幅值和波長。

    計(jì)算可得,路基不均勻沉降所引起的單位長度軌道板縱向彎矩為7.61 kN·m。

    3 荷載作用效應(yīng)組合

    根據(jù)Q∕CR 9130—2018,承載能力極限狀態(tài)分為基本組合和偶然組合,分別按式(4)和式(5)計(jì)算承載能力極限狀態(tài)軌道板的荷載作用效應(yīng)組合彎矩M。

    式中:Mdk為列車荷載彎矩標(biāo)準(zhǔn)值;γd為分項(xiàng)系數(shù),取1.5;ψtd為組合系數(shù),取0.5;γtd為分項(xiàng)系數(shù),取1.0;Mnqk為梁體撓曲變形作用彎矩標(biāo)準(zhǔn)值;γnq為分項(xiàng)系數(shù),取1.0(在路基段中本項(xiàng)不納入計(jì)算,下同)。

    式中:γd為分項(xiàng)系數(shù),取1.0;ψtd為準(zhǔn)永久值系數(shù),取0.5;γcj為分項(xiàng)系數(shù),取1.0。

    承載能力極限狀態(tài)單位長度軌道板的荷載作用效應(yīng)組合彎矩計(jì)算結(jié)果見表2??梢钥闯觯v向正負(fù)彎矩受偶然組合的控制,橫向正負(fù)彎矩受基本組合的控制。

    表2 承載能力極限狀態(tài)單位長度軌道板的荷載作用效應(yīng)組合彎矩計(jì)算結(jié)果 kN·m

    正常使用極限狀態(tài)分為標(biāo)準(zhǔn)組合、頻遇組合和準(zhǔn)永久組合,配筋驗(yàn)算中利用標(biāo)準(zhǔn)組合進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)上述各荷載作用效應(yīng)計(jì)算正常使用極限狀態(tài)軌道板的荷載作用效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合彎矩MQ,表達(dá)式為

    式中:ψd為組合系數(shù),取0.75;ψtd為組合系數(shù),取0.5。

    標(biāo)準(zhǔn)組合下,正常使用極限狀態(tài)單位長度軌道板的荷載作用效應(yīng)組合彎矩計(jì)算結(jié)果見表3。

    表3 正常使用極限狀態(tài)單位長度軌道板的荷載作用效應(yīng)組合彎矩計(jì)算結(jié)果 kN·m

    4 配筋驗(yàn)算

    4.1 材料參數(shù)

    采用等級(jí)為HRB335、直徑為12 mm 的環(huán)氧樹脂鋼筋,抗拉、抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值均為300 MPa;預(yù)應(yīng)力鋼筋采用直徑為13 mm 的無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼棒,屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 420 MPa。C60 混凝土抗壓、抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值分別為27.50、2.04 MPa,軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為2.85 MPa。配筋情況見圖3,考慮對稱性,左側(cè)為預(yù)應(yīng)力鋼筋,右側(cè)為普通鋼筋。下文均采用單位長度軌道板的彎矩進(jìn)行計(jì)算。

    圖3 CRTSⅠ型軌道板鋼筋布置

    4.2 承載能力極限狀態(tài)配筋檢算

    參照Q∕CR 9130—2018,承載能力極限狀態(tài)下軌道板作用彎矩應(yīng)滿足

    式中:γ0為結(jié)構(gòu)重要性系數(shù),正線無砟軌道取1.0;MR為軌道板彎矩抗力。

    如圖4 所示,將軌道板視為預(yù)應(yīng)力混凝土矩形截面構(gòu)件,其正截面承載力計(jì)算見式(8)—式(10)。

    圖4 預(yù)應(yīng)力混凝土正截面承載力計(jì)算示意

    由于配筋采用對稱布置,縱向正彎矩起控制作用,因此以縱向下層配筋為例進(jìn)行計(jì)算??v向下層配置4 根無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼棒,距截面邊緣63 mm;15 根HRB335 普通鋼筋,距截面邊緣48 mm。將相關(guān)數(shù)據(jù)代入式(8)—式(10),計(jì)算可得:x =17.4 mm <ξh0=53.6 mm,MR=60.05 kN·m >γ0M=34.60 kN·m,其中ξ為相對受壓區(qū)高度系數(shù)??芍?,承載力滿足要求。由于采取對稱配筋,可知縱向上層配筋也滿足要求。

    類似地,對橫向下層配筋進(jìn)行計(jì)算。橫向中性軸處配置16 根無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼棒,距截面邊緣95 mm;28 根HRB335 普通鋼筋,距截面邊緣36 mm。將相關(guān)數(shù)據(jù)代入式(8)—式(10)計(jì)算可得:x =25.6 mm <ξh0=49.8 mm,MR=78.71 kN·m >γ0M=31.09 kN·m。可知,承載力滿足要求。由于采取對稱配筋,可知橫向上層配筋也滿足要求。

    4.3 正常使用極限狀態(tài)配筋檢算

    參照Q∕CR 9130—2018,預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的正常使用極限狀態(tài)須進(jìn)行受拉邊緣應(yīng)力或截面裂縫寬度的檢算。對預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu),在荷載標(biāo)準(zhǔn)組合下,受拉邊緣應(yīng)力應(yīng)滿足

    式中:σck為作用標(biāo)準(zhǔn)組合下抗裂檢算邊緣的混凝土法向應(yīng)力;σpc為扣除全部預(yù)應(yīng)力損失后在抗裂檢算邊緣混凝土的預(yù)壓應(yīng)力;ftk為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

    無開裂時(shí),處于彈性工作狀態(tài)的軌道板邊緣法向應(yīng)力表達(dá)式為

    根據(jù)相關(guān)規(guī)范,張拉控制應(yīng)力σcon取0.50fpyk~0.85fpyk(fpyk為屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值),計(jì)算時(shí)取0.70fpyk,同時(shí)預(yù)應(yīng)力損失取0.4σcon,與文獻(xiàn)[13]較為吻合。軌道板邊緣混凝土預(yù)壓應(yīng)力計(jì)算公式為

    式中:Np為構(gòu)件預(yù)加力;An為靜截面面積;epn為預(yù)加力作用點(diǎn)至靜截面重心的距離;In為靜截面慣性矩;yn為計(jì)算處至靜截面重心的距離;σp2為由預(yù)應(yīng)力次應(yīng)力所引起的法向應(yīng)力。

    以縱向下層配筋為例進(jìn)行檢算。計(jì)算可得σck=3.91 MPa,σpc= 1.40 MPa。σck-σpc= 2.51 MPa <ftk=2.85 MPa,檢算合格。

    類似地,對橫向下層配筋進(jìn)行檢算。計(jì)算可得σck=3.62 MPa,σpc=1.34 MPa。σck-σpc=2.28 MPa <ftk=2.85 MPa,檢算合格。

    5 配筋優(yōu)化

    由承載能力極限狀態(tài)與正常使用極限狀態(tài)的檢算可知,既有設(shè)計(jì)均滿足規(guī)范要求和構(gòu)造要求。針對承載能力極限狀態(tài),無論是縱向下層還是橫向下層,其正截面承載力均有較大富余量,與正截面承載力的比值分別為42.4%和60.5%。對結(jié)構(gòu)配筋起控制作用的是正常使用極限狀態(tài),縱向下層與橫向下層混凝土邊緣拉應(yīng)力均未超限,但富余量較小,與抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的比值分別為11.9%和20.0%。

    正常使用極限狀態(tài)下軌道板縱向下層、橫向下層預(yù)應(yīng)力鋼筋數(shù)量與混凝土邊緣拉應(yīng)力的關(guān)系見圖5??芍侯A(yù)應(yīng)力鋼筋數(shù)量與混凝土邊緣拉應(yīng)力呈線性關(guān)系;縱向下層配置3 根預(yù)應(yīng)力鋼筋時(shí)軌道板正截面邊緣拉應(yīng)力不滿足要求,縱向下層配置4 根預(yù)應(yīng)力鋼筋時(shí)已達(dá)到最優(yōu),無需再優(yōu)化;當(dāng)橫向下層配置9根預(yù)應(yīng)力鋼筋時(shí)混凝土邊緣拉應(yīng)力才超過限值,因此通用參考圖的設(shè)計(jì)具有較大富余量。綜上,對于荷載較小、速度較低的軌道來說,可以在滿足最小配筋率的前提下適當(dāng)降低橫向預(yù)應(yīng)力配筋數(shù)量,提高經(jīng)濟(jì)性。

    圖5 正常使用極限狀態(tài)下軌道板預(yù)應(yīng)力鋼筋數(shù)量與混凝土邊緣拉應(yīng)力的關(guān)系

    在承受正彎矩的預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)中,預(yù)應(yīng)力鋼筋一般布置在受拉區(qū),從而充分發(fā)揮抵消荷載拉應(yīng)力的作用。偏心距越大,預(yù)加力越大,則抵消效果越好。但是對于軌道板結(jié)構(gòu),其截面高度較其他工程結(jié)構(gòu)小,預(yù)加應(yīng)力過大可能會(huì)在軌道板上層造成拉應(yīng)力過大的現(xiàn)象從而發(fā)展成裂縫,因此在軌道板中布置的預(yù)應(yīng)力鋼筋均靠近截面中部,從而預(yù)應(yīng)力鋼筋的作用會(huì)在一定程度上被減弱。即使如此,通用參考圖的配置仍然滿足要求,而且在橫向上還有較大富余量。可以看出容許應(yīng)力法與極限狀態(tài)法相比是較為保守的,采用極限狀態(tài)法對結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)和檢算擁有較優(yōu)的可行性與經(jīng)濟(jì)性。

    6 結(jié)論

    1)承載能力極限狀態(tài)下,基于通用參考圖進(jìn)行驗(yàn)算,軌道板橫向正、負(fù)彎矩受基本組合控制,縱向正、負(fù)彎矩受偶然組合控制,其正截面承載力均滿足規(guī)范要求。

    2)正常使用極限狀態(tài)下進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)組合的驗(yàn)算,軌道板混凝土受拉邊緣應(yīng)力均滿足規(guī)范要求。

    3)承載能力極限狀態(tài)下,軌道板正截面承載力均有較大富余量,配筋數(shù)量受標(biāo)準(zhǔn)組合控制。縱向配筋數(shù)量已達(dá)最優(yōu),橫向配筋數(shù)量富余較大,可以根據(jù)線路狀況適當(dāng)減少,最多可降低37.5%。

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