禹 雷 吳凱偉

(中鐵工程設(shè)計(jì)咨詢集團(tuán)有限公司，北京 100055)

1 概述

目前我國高速鐵路大量無砟軌道板均采用高強(qiáng)鋼筋和預(yù)應(yīng)力鋼絲配筋形式，但該種無砟軌道板中普遍采用的絕緣處理方法導(dǎo)致鋼筋與混凝土黏結(jié)力差和絕緣性能差。提出使用一種可替代HRB500鋼筋的材料——纖維金屬復(fù)合筋(簡稱FST)。該材料由外層樹脂浸潤的纖維纏繞包裹內(nèi)部鋼絲，外部具有一定高度螺旋肋，且具有較好的類似塑料的化學(xué)穩(wěn)定性和耐腐蝕性，具有較好的耐久性和絕緣性能，使用該材料制作的纖維金屬復(fù)合筋無砟軌道板可以有效解決握裹力和絕緣性差等問題［1－5］。為對比分析纖維金屬復(fù)合筋和HRB500鋼筋與混凝土的黏結(jié)性能，選用直徑均為8 mm的玄武巖纖維金屬復(fù)合筋、玻璃纖維金屬復(fù)合筋和HRB500鋼筋埋入混凝土的立方體試塊中進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，對比研究混凝土與纖維金屬復(fù)合筋的黏結(jié)性能。

2 試驗(yàn)方案

為充分對比研究纖維金屬復(fù)合筋在無砟軌道板內(nèi)部受力情況，課題組在專業(yè)軌道板預(yù)制工廠制作了2塊CRTSⅡ型板式無砟軌道板和若干纖維筋黏結(jié)錨固試塊，分別進(jìn)行了軌道板力學(xué)性能試驗(yàn)和黏結(jié)錨固試驗(yàn)。CRTSⅡ型軌道板內(nèi)橫向分別配置直徑8 mm的BFST(玄武巖纖維金屬復(fù)合筋)和GFST(玻璃纖維金屬復(fù)合筋)，縱向繼續(xù)采用強(qiáng)度為HRB500級鋼筋，橫向配置10 mm螺旋肋預(yù)應(yīng)力鋼絲不變。軌道板制作養(yǎng)護(hù)完成后，依據(jù)試驗(yàn)方案沿軌道板橫向預(yù)裂縫進(jìn)行切割，形成若干寬度為650 mm的板，取其中3根板進(jìn)行軌道板跨中靜載力學(xué)性能試驗(yàn)，用于對比分析纖維金屬復(fù)合筋軌道板受彎承載力。

目前國內(nèi)外纖維筋與混凝土的黏結(jié)性能試驗(yàn)一般參照鋼筋混凝土的黏結(jié)性能試驗(yàn)方法來設(shè)計(jì)，常用的試驗(yàn)方法主要有三種:

①立方體中心抗拔試驗(yàn)方法，②板式試驗(yàn)方法，③對拉試驗(yàn)方法。本文依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB50152—2012)［3］，采用立方體中心拔出試驗(yàn)裝置。FST筋放置在立方體的中心軸線上，在筋的伸出端施加拉力，通過承壓板將力傳至混凝土上?；炷猎噳K邊長為150 mm的立方體，黏結(jié)段和無黏結(jié)段均取75 mm，其中無黏結(jié)段采用PVC塑料套管套在筋材外側(cè)，以減小在拔出荷載作用下混凝土對加載端FST筋的局部擠壓作用，自由端總長度為30 mm，剝?nèi)ツ┒?0 mm的外裹纖維露出鋼絲內(nèi)芯。采用50 t手持式液壓千斤頂進(jìn)行張拉，底部支座為自行焊接的厚鋼板支座，上端采用筋材拉伸專用錨固夾頭，試驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖1 滑移測量加載裝置及示意

測量的內(nèi)容主要有:筋材的應(yīng)變，筋材自由端筋內(nèi)芯相對混凝土立方體的滑移量，加載端位移量及最終的荷載—位移曲線。因?yàn)槭遣捎猛慌紊a(chǎn)的筋材，所以其各自的力學(xué)性能參數(shù)和拉伸試驗(yàn)結(jié)果相同。為了更好模擬實(shí)際CRTSII型無砟軌道板中混凝土與筋材的黏結(jié)力，本次黏結(jié)滑移試驗(yàn)采用同等養(yǎng)護(hù)條件下的C55混凝土。表1為本次黏結(jié)滑移試驗(yàn)所采用的三種不同筋材材料力學(xué)性能對比。

表1 各種筋材材料力學(xué)性能

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

本次黏結(jié)拉伸試驗(yàn)中，假設(shè)黏結(jié)應(yīng)力沿筋材埋置深度均勻分布，三種筋材的黏結(jié)應(yīng)力和有效錨固長度采用下列公式

式中，τ為筋材與混凝土的黏結(jié)應(yīng)力，d，l，lm，F(xiàn)，σmax分別為筋材的有效直徑、有效黏結(jié)長度、錨固長度、試驗(yàn)所測有效拉力和極限拉伸應(yīng)力。

拉拔黏結(jié)試驗(yàn)測得三種筋材自由端滑移與黏結(jié)應(yīng)力之間關(guān)系曲線(如圖2～圖4所示)，各三根試件。

圖2 BFST筋滑移－應(yīng)力曲線

圖3 GFST筋滑移－應(yīng)力曲線

圖4 HRB500筋滑移－應(yīng)力曲線

根據(jù)上述黏結(jié)試驗(yàn)的滑移—應(yīng)力曲線結(jié)果可以看出，纖維筋試件的滑移—應(yīng)力曲線的殘余段部分近似呈正弦曲線，鋼筋試件滑移—應(yīng)力曲線的殘余段部分呈緩慢降低的趨勢。整個(gè)曲線大致可以分為三個(gè)階段:微滑移階段，滑移階段和下降段(拔出階段)。微滑移階段即從0－0.2τ階段，此階段從開始加載到初始滑移，筋材與混凝土之間只有極其微小滑移，近似為0，可以等效為依靠化學(xué)吸附力抵抗拉拔力;滑移階段即0.3－1.0τ階段，隨著拉拔荷載不斷增大，滑移值不斷增大，呈現(xiàn)非線性關(guān)系，此時(shí)筋材與混凝土之間產(chǎn)生摩擦力和機(jī)械咬合力共同抵抗拉拔力，筋材與界面混凝土的機(jī)械咬合作用產(chǎn)生斜向作用力，不僅在筋材表面產(chǎn)生切向分力，并且產(chǎn)生沿徑向的環(huán)向分力，使黏結(jié)混凝土處于受拉狀態(tài)，如果環(huán)向拉應(yīng)力超過混凝土的抗拉強(qiáng)度，混凝土試件會產(chǎn)生內(nèi)部和徑向微裂縫，當(dāng)發(fā)展至構(gòu)件表面，即形成自加載端至自由端的縱向劈裂裂縫;下降段，即拔出階段，隨著荷載進(jìn)一步增加，筋材與界面混凝土之間產(chǎn)生局部剪切破壞和相對滑移，筋材迅速滑出，黏結(jié)應(yīng)力急劇下降。

由于BFST筋和GFST筋彈性模量較HRB500筋低，且螺旋肋與混凝土黏結(jié)性能較HRB500筋月牙肋好，因此在拉伸荷載作用下，在三種筋材曲線圖滑移階段中，BFST筋和GFST筋斜率較為接近，HRB500筋斜率相對較大。三組拉拔試件結(jié)果如表2所示。

表2 黏結(jié)滑移試驗(yàn)結(jié)果對比

從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，BFST筋和GFST筋極限荷載和最大黏結(jié)力比HRB500筋均較大，這種現(xiàn)象可以從筋材表面形狀方面解釋，由于纖維筋采用的是螺旋肋，肋突起的高度和與混凝土接觸面積均比HRB500筋月牙肋好，因此纖維筋機(jī)械咬合力要大于HRB500筋。

3.2 黏結(jié)強(qiáng)度和錨固長度設(shè)計(jì)建議

基本錨固長度實(shí)際上是筋材拉拔出現(xiàn)極限強(qiáng)度破壞時(shí)所需的最小埋深。根據(jù)筋材表面黏結(jié)力與其極限強(qiáng)度之間力的平衡關(guān)系可以建立如下方程

式中，ldb為基本錨固長度;ffu筋材拉伸極限強(qiáng)度;τu界面黏結(jié)強(qiáng)度。

可以轉(zhuǎn)化為

目前國內(nèi)外學(xué)者對纖維筋黏結(jié)錨固長度和黏結(jié)強(qiáng)度進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究［6－12］，提出了一系列建議公式，美國ACI委員會ACI440規(guī)范中對于纖維筋拔出破壞提出了一些具體公式

式中，K2為修正系數(shù)，是常量，可以通過試驗(yàn)確定，其他參數(shù)同上。Ehsani，Saadatmanesh andTao(1996)通過GFRP筋的48根梁式和18根拔出試驗(yàn)，建議K2為1/21.3;Tighiouart，Benmokrane and Gao(1998)通 過GFRP筋的45根梁式試驗(yàn)，建議K2為1/5.6。對于拔出破壞而非混凝土劈裂破壞，Ehsani，Saadatmanesh，Tao(1996)和 Gao，Benmokrane，Tighiouart(1998)建議用下列等式(K3約2 850)

ACI440規(guī)范中對于純纖維筋拔出破壞錨固長度推薦公式為

以上計(jì)算公式和參數(shù)均是基于純纖維筋的，對于本文中的纖維金屬復(fù)合筋黏結(jié)強(qiáng)度和錨固長度計(jì)算公式需要進(jìn)行修正，根據(jù)拉拔黏結(jié)試驗(yàn)結(jié)果明顯要大于普通鋼筋和純纖維筋，因此對于黏結(jié)應(yīng)力系數(shù)K偏保守的取25.0，即

代入基本黏結(jié)錨固長度公式，可得

4 結(jié)論

(1)兩種纖維金屬復(fù)合筋試件的滑移—應(yīng)力曲線和HRB500筋試件類似，同樣分為三個(gè)階段，微滑移階段，滑移階段和下降段。

(2)兩種纖維金屬復(fù)合筋錨固拉伸極限荷載和最大黏結(jié)力均比HRB500筋較大，纖維金屬復(fù)合筋與混凝土黏結(jié)性能要優(yōu)于HRB500筋。

(3)建議在纖維金屬復(fù)合筋黏結(jié)強(qiáng)度和錨固長度計(jì)算公式中黏結(jié)應(yīng)力系數(shù)K取偏保守的25.0。

［1］TB100822—2005 鐵路軌道設(shè)計(jì)規(guī)范［S］．北京:中國鐵道出版社，2005

［2］TB10002.3—2005 鐵路橋涵鋼筋混凝土和預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范［S］

［3］GB50152—2012 混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)［S］

［4］何華武．無砟軌道技術(shù)［M］．北京:中國鐵道出版社，2005

［5］趙國堂．高速鐵路無砟軌道結(jié)構(gòu)［M］．北京:中國鐵道出版社，2006

［6］Cai Z ＆ Raymond G P．Theoretical model for dynamic wheel/rail and track interaction．Proceedings of 10th International Wheelset Congress，Sydney，Australia，September．1992，127－131

［7］Newton SG，Clark R A．An investigation into the dynamic effects on the track of wheel flats on railway vehicles．Journal of Mechanical Engineering Science，1979，21(4):287－297

［8］C．Esveld，Developments in high－speed track design，keynote lecture at:Structures for High-Speed Railway Transportation－IABSE Symposium，Antwerp，27－29 August 2003．

［9］禹雷，張繼文，趙國堂，等．雙孔預(yù)應(yīng)力非對稱無砟軌道板設(shè)計(jì)與分析［J］．鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2009，6(4):22－27

［10］陸達(dá)飛．雙塊式無砟軌道裂縫形式及控制標(biāo)準(zhǔn)研究［J］．鐵道勘察，2011(3):89－92

［11］趙坪銳，章元愛，劉學(xué)毅．無砟軌道彈性地基板板模型［J］．中國鐵道科學(xué)，2009，30(3):1－4

［12］孫繼成．CRTSⅠ型預(yù)應(yīng)力無砟軌道板高精度制造技術(shù)［J］．鐵道勘察，2011(3):40－42