劉曉春，余志武，金 城，賀 晨，盧朝輝

(1. 中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙 410075；2. 高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙 410075)

高速鐵路的軌道結(jié)構(gòu)必須滿足高速列車行車安全性和乘坐舒適性的要求。無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)憑借其高平順性、高穩(wěn)定性和少維修等優(yōu)勢(shì)[1]，在全世界范圍內(nèi)的高速鐵路線路中得到廣泛應(yīng)用[2]。2008年我國(guó)結(jié)合成灌線的建設(shè)開展了板式軌道體系的自主創(chuàng)新和優(yōu)化設(shè)計(jì)研究，研發(fā)了具有自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的新型無(wú)砟軌道形式——CRTSⅢ型板式軌道體系。這種由鋼軌、扣件系統(tǒng)、混凝土軌道板、SCC充填層和底座板組成的新型板式軌道結(jié)構(gòu)，通過軌道板底面預(yù)留的門形連接鋼筋(簡(jiǎn)稱門形筋)與其下充填層形成復(fù)合結(jié)構(gòu)，混凝土底座板上設(shè)置的一對(duì)限位凹槽與后灌注的充填層構(gòu)成水平限位構(gòu)造，利用聚丙烯土工布將底座板和充填層進(jìn)行隔離[3]。這種新型板式軌道體系先后在成綿樂城際鐵路、武漢城市圈城際鐵路、盤營(yíng)客運(yùn)專線、沈丹客運(yùn)專線、鄭徐高速鐵路、京沈高速鐵路等工程中得到了推廣應(yīng)用。

列車荷載反復(fù)作用下軌道板與SCC充填層所形成復(fù)合板的復(fù)合受力性能，對(duì)CRTSⅢ型板式軌道體系的靜動(dòng)力特性和行車安全的影響明顯。針對(duì)CRTSⅢ型板式軌道體系，中國(guó)鐵道科學(xué)研究院[4-5]、西南交通大學(xué)[6-7]、北京交通大學(xué)[8-9]、中南大學(xué)[10-11]、東南大學(xué)[12]等先后開展了有關(guān)的理論分析、數(shù)值模擬、現(xiàn)場(chǎng)綜合測(cè)試等研究工作，得到溫度及列車荷載作用下CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力變形規(guī)律及靜動(dòng)力特性。中國(guó)鐵道科學(xué)研究院開展了混凝土強(qiáng)度等級(jí)、界面粗糙度、層間連接鋼筋等因素對(duì)復(fù)合板形成機(jī)理及性能演化規(guī)律影響的理論研究和有限元分析[3]。文獻(xiàn)[13-14]分別通過有限元分析模型提出一種抑制軌道板與SCC離縫的門形筋加密方案。由于軌道結(jié)構(gòu)尺度較大，施工工藝復(fù)雜，目前除實(shí)際工程中綜合試驗(yàn)段聯(lián)調(diào)聯(lián)試外，關(guān)于CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)受力性能的試驗(yàn)研究不多，尚未見到關(guān)于CRTSⅢ型軌道板與充填層復(fù)合結(jié)構(gòu)橫向彎曲破壞性試驗(yàn)研究的報(bào)道。為驗(yàn)證理論分析及有限元分析結(jié)果，本文設(shè)計(jì)制作軌道板與SCC充填層復(fù)合板并開展疲勞及疲勞后靜載試驗(yàn)研究，探究CRTSⅢ型軌道板與SCC充填層的復(fù)合受力特性。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)試件制作以鄭徐高速鐵路的板式軌道為模板，采用與施工現(xiàn)場(chǎng)相同的材料及工藝制作一個(gè)足尺CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)模型，其中底座板的尺寸為5 650 mm×3 100 mm×300 mm(長(zhǎng)×寬×高)，選用5 600 mm×2 500 mm×200 mm(長(zhǎng)×寬×高)的標(biāo)準(zhǔn)P5600型先張預(yù)應(yīng)力混凝土軌道板；在軌道板中間的灌注孔灌入90 mm厚的SCC作為充填層，其長(zhǎng)寬與軌道板相同；采用4 mm公稱厚度的聚丙烯土工布作為隔離層。為了分析CRTSⅢ型板與SCC充填層所形成復(fù)合板的橫向力學(xué)行為，沿著橫向?qū)⑸鲜鲎愠哕壍澜Y(jié)構(gòu)模型切割成單承軌臺(tái)試件(FHB1～FHB3)和雙承軌臺(tái)試件(FHB4～FHB6)各3個(gè)。其中，F(xiàn)HB1～FHB3的對(duì)比試驗(yàn)用于研究層間界面疲勞損傷對(duì)復(fù)合受力性能的影響；FHB4～FHB6的對(duì)比試驗(yàn)用于研究界面黏結(jié)對(duì)復(fù)合受力性能的影響。足尺模型切割時(shí)切割面需要避開軌道板橫向預(yù)應(yīng)力筋的位置并考慮切割損耗，切分出來(lái)的復(fù)合板試件細(xì)部尺寸及設(shè)計(jì)參數(shù)如圖1和表1所示。

圖1 典型CRTSⅢ型軌道板-SCC充填層復(fù)合板試件示意(單位：mm)

表1 軌道板與SCC充填層復(fù)合板試件參數(shù)

表1(續(xù))

注：粗糙度為采用灌砂法測(cè)定的軌道板板底粗糙度平均值。

2 原材料及試件制作

2.1 原材料

軌道板采用C60混凝土制作。混凝土的配合比為P.O 42.5水泥∶摻合料(TK-MA型) ∶中砂∶碎石(10～20 mm)∶碎石(5～10 mm)∶減水劑(AE-a型)∶水=1.000∶0.178∶1.953∶2.252∶0.967∶ 0.014∶0.351。實(shí)測(cè)軌道板混凝土拌合物的坍落度滿足100～140 mm的要求，28 d立方體的抗壓強(qiáng)度為65.7 MPa，劈拉強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為3.44 MPa。

軌道板的預(yù)應(yīng)力鋼筋采用直徑為10 mm的1570-WLR-H級(jí)鋼筋，其屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度分別為1 474 MPa和1 640 MPa，延伸率為6.0%；普通鋼筋采用公稱直徑為8 mm和12 mm的CRB500級(jí)鋼筋，橫向φR8鋼筋的屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度分別為560 MPa和705 MPa，延伸率為12.0%，縱向φR12鋼筋的屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度分別為583 MPa和705 MPa，延伸率為10.0%。

充填層采用強(qiáng)度等級(jí)為C40的SCC灌注，其配合比如下：P.O42.5水泥∶碎石(5～10 mm)∶碎石(10～20 mm)∶中砂∶Ⅰ級(jí)粉煤灰∶S95礦粉∶NU-Ⅱ膨脹劑∶ZTVM-1黏度增效劑∶RAWY-101減水劑∶水=1∶1.389∶0.926∶2.386∶0.057∶0.286∶0.114∶0.088∶0.019∶0.509。委托湖南志高混凝土有限公司制作SCC，其中黏度增效劑、膨脹劑、高性能減水劑等原材料從鄭徐高速鐵路施工現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)輸?shù)綌嚢枵尽＝?jīng)現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)，SCC拌合物的擴(kuò)展時(shí)間T500、坍落擴(kuò)展度等指標(biāo)滿足技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的灌注要求。SCC的28 d立方體抗壓強(qiáng)度為43.5 MPa。

SCC充填層內(nèi)配置鄭徐高速鐵路定制的φR10冷軋帶肋鋼筋焊接成的鋼筋網(wǎng)，實(shí)測(cè)縱向和橫向抗拉強(qiáng)度分別為600 MPa和585 MPa。

2.2 試件制作

軌道板試件制作過程中，結(jié)合板場(chǎng)的施工工藝，在軌道板上下層鋼筋網(wǎng)片及鋼筋骨架綁扎完成后，按照試驗(yàn)方案在上下層鋼筋網(wǎng)片上的板中及軌下等關(guān)鍵測(cè)試部位埋設(shè)振弦式混凝土應(yīng)變計(jì)及鋼筋應(yīng)變計(jì)，導(dǎo)線沿著橫向鋼筋綁扎，穿過固定在鋼筋網(wǎng)片內(nèi)側(cè)的長(zhǎng)300 mm的φ20硬質(zhì)PVC套筒，導(dǎo)線接頭部分折入套筒內(nèi)并用膠帶密封，套筒出口緊貼軌道板側(cè)向模板，方便試驗(yàn)時(shí)傳感器導(dǎo)線從軌道板橫向端部引出，如圖2所示。測(cè)試元器件預(yù)埋完成后，將軌道板試件的鋼筋網(wǎng)片吊入標(biāo)準(zhǔn)的CRTSⅢ型軌道板模板，完成預(yù)應(yīng)力張拉及鎖定，然后利用布料機(jī)澆筑混凝土，待混凝土初凝后采用專用的拉毛工具對(duì)軌道板底面進(jìn)行人工拉毛處理，并按照軌道板標(biāo)準(zhǔn)生產(chǎn)工藝完成后續(xù)養(yǎng)護(hù)工作。養(yǎng)護(hù)至規(guī)定齡期后，將軌道板運(yùn)輸?shù)綄?shí)驗(yàn)室，并按設(shè)計(jì)方案對(duì)板底局部區(qū)域進(jìn)行機(jī)械鑿毛的粗糙度處理和門形筋的切割。處理前后板底典型位置的粗糙度采用灌砂法測(cè)定。

圖2 預(yù)制軌道板內(nèi)埋設(shè)的測(cè)試元件

為了使切割后的試件之間具有可比性，底座板上未設(shè)置限位凹槽。CRTSⅢ型軌道充填層的施工按照中鐵四局鄭徐高速鐵路充填層標(biāo)準(zhǔn)化生產(chǎn)工藝施工。其基本施工工藝如下：施工放線確定充填層四周模板的位置，并在底座板表面鋪設(shè)土工布，安裝SCC充填層加強(qiáng)鋼筋網(wǎng)片，進(jìn)行軌道板的吊裝、粗鋪并安裝精調(diào)器，進(jìn)行軌道板的精調(diào)直至符合要求；隨后開始安裝SCC充填層模板、兩側(cè)的限位裝置和板頂?shù)膲喉斞b置；最后使用噴霧器進(jìn)行軌道板板底的預(yù)濕，按照標(biāo)準(zhǔn)施工工藝采用漏斗通過軌道板灌注孔一次性灌入SCC，如圖3所示。當(dāng)灌注的充填層SCC強(qiáng)度達(dá)到3 MPa后，拆除兩側(cè)的精調(diào)器，進(jìn)行SCC的自然養(yǎng)護(hù)。SCC充填層施工前，按照試驗(yàn)方案預(yù)先在SCC充填層鋼筋網(wǎng)片上埋設(shè)振弦式混凝土應(yīng)變計(jì)及鋼筋應(yīng)變計(jì)，導(dǎo)線沿著橫向鋼筋綁扎，橫向引至SCC側(cè)模處從側(cè)模頂部引出，并采用土工布?jí)壕o密封防止灌注時(shí)砂漿溢出。當(dāng)SCC齡期達(dá)到28 d后，利用汽車吊起吊復(fù)合板，擱置在方木墊塊上，在設(shè)計(jì)預(yù)定的橫向切面位置采用臥式液壓繩鋸機(jī)進(jìn)行切割，將足尺復(fù)合板模型切分成表1中的6個(gè)節(jié)段試件，并依次吊裝到對(duì)應(yīng)的底座板上，開展復(fù)合板試件的疲勞加載和疲勞后倒置的三點(diǎn)橫向彎曲靜載試驗(yàn)研究。

圖3 SCC充填層的施工

3 試驗(yàn)方案

3.1 試驗(yàn)布置及加載裝置

復(fù)合板試件疲勞試驗(yàn)時(shí)，底座板下設(shè)置厚度為80 mm的橡膠墊板模擬路基的彈性支承，將復(fù)合板試件置于相應(yīng)的底座板上。在軌道板上安裝扣件和鋼軌，鋼軌上設(shè)置橫向分配梁，采用PMS500脈動(dòng)式疲勞試驗(yàn)機(jī)施加疲勞荷載，疲勞加載裝置如圖4、圖5所示。疲勞加載的荷載水平對(duì)應(yīng)1.5Pj、2.0Pj、2.5Pj(其中Pj為靜輪載，按170 kN考慮)分級(jí)施加，累計(jì)疲勞作用次數(shù)為500萬(wàn)次，疲勞加載的頻率為3 Hz，復(fù)合板疲勞試驗(yàn)過程及結(jié)果見文獻(xiàn)[15]。實(shí)際工程中除非極端條件下路基剛度大幅度退化，路基上連續(xù)支承條件下板式軌道結(jié)構(gòu)難以達(dá)到極限破壞狀態(tài)，實(shí)驗(yàn)室模擬連續(xù)支承條件下板式軌道結(jié)構(gòu)的極限破壞難度較大。為便于加載，靜載試驗(yàn)時(shí)將倒置的復(fù)合板試件支承在軌道板的一對(duì)承軌臺(tái)上，在板中位置處的土工布上放置厚度為40 mm的鋼墊板，采用電動(dòng)油泵控制的液壓千斤頂進(jìn)行加載，靜載試驗(yàn)布置和試驗(yàn)加載裝置如圖6、圖7所示。國(guó)內(nèi)外關(guān)于板式軌道結(jié)構(gòu)的破壞性試驗(yàn)研究中大多將連續(xù)支承簡(jiǎn)化為簡(jiǎn)支，簡(jiǎn)支加載模式下復(fù)合板受力明確，便于分析和比較，且試驗(yàn)結(jié)果能比較直觀地反映軌道板與SCC的復(fù)合受力性能，因此本文也采用簡(jiǎn)支加載模式。由于支承條件及加載方式的差異，本文試驗(yàn)中復(fù)合板的受力狀態(tài)與實(shí)際工程中的復(fù)合板有明顯不同，二者之間沒有直接的對(duì)應(yīng)關(guān)系。

3.2 測(cè)點(diǎn)布置

復(fù)合板試件靜載試驗(yàn)加載過程中，采用壓力傳感器讀取液壓千斤頂上施加的荷載；軌道板、SCC充填層側(cè)面及復(fù)合板表面粘貼混凝土應(yīng)變計(jì)，采用DH3818靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試儀測(cè)量試驗(yàn)過程中復(fù)合板跨中位置的應(yīng)變； 在跨中及支座位置布置千分表測(cè)量支座和跨中位置的位移， 在復(fù)合板橫向左右兩端布置千分表測(cè)量加載過程中軌道板與SCC充填層之間的相對(duì)滑移，測(cè)點(diǎn)布置如圖6所示。

圖4 復(fù)合板疲勞試驗(yàn)示意(單位：mm)

圖5 復(fù)合板疲勞試驗(yàn)裝置

圖6 復(fù)合板靜載試驗(yàn)示意(單位：mm)

圖7 復(fù)合板靜載試驗(yàn)加載裝置

3.3 加載過程及試驗(yàn)現(xiàn)象

本次靜載試驗(yàn)采用分級(jí)加載。理論計(jì)算和有限元數(shù)值模擬結(jié)果表明，不考慮層間界面黏結(jié)滑移時(shí)，單承軌臺(tái)和雙承軌臺(tái)復(fù)合板試件極限承載力約為200 kN和400 kN。試驗(yàn)過程中，對(duì)這兩類試件分級(jí)加載的初步設(shè)定荷載步為20 kN和40 kN，加載至接近破壞荷載時(shí)，荷載步調(diào)整為每級(jí)10 kN和20 kN。

單承軌臺(tái)復(fù)合板試件FHB3分級(jí)加載過程中，加載至80 kN左右時(shí)，跨中處軌道板出現(xiàn)第一條裂縫；荷載增大到200 kN的過程中，軌道板側(cè)面裂縫逐漸向上發(fā)展；加載到160 kN時(shí)，復(fù)合板橫向兩端處SCC充填層由于與軌道板層產(chǎn)生了層間滑移而向外凸出；加載到200 kN時(shí)，軌道板與SCC充填層之間出現(xiàn)了肉眼可見的離縫，離縫寬約0.1 mm，軌道板底部裂縫寬度增加到0.7 mm，且SCC充填層底部出現(xiàn)了裂縫；加載到280 kN時(shí)，軌道板與SCC充填層間離縫寬度增大到約0.3 mm，跨中處復(fù)合板裂縫發(fā)展迅速，豎向裂縫幾乎貫穿整個(gè)截面，最大裂縫寬度達(dá)到2 mm；加載到290 kN時(shí)，千斤頂下壓力傳感器的示數(shù)已不再增大，跨中處軌道板下部完全開裂貫通，結(jié)構(gòu)撓度和軌道板板底裂縫寬度急劇增大，最大裂縫寬度達(dá)到4 mm，軌道板底部受拉縱筋屈服強(qiáng)化并被拉斷，復(fù)合板結(jié)構(gòu)破壞。

雙承軌臺(tái)復(fù)合板試件FHB6分級(jí)加載過程中，加載至200 kN左右時(shí)，跨中處軌道板出現(xiàn)第一條裂縫；加載至240 kN時(shí)，軌道板與SCC充填層出現(xiàn)約0.25 mm的離縫；加載至320 kN時(shí)，軌道板開始出現(xiàn)大量裂縫，復(fù)合板橫向兩端處SCC充填層由于與軌道板產(chǎn)生了層間滑移而向外凸出，實(shí)測(cè)離縫最大寬度為0.3 mm，復(fù)合板側(cè)面軌道板和SCC充填層豎向裂縫發(fā)展高度約為層高的2/3；加載到460 kN時(shí)，層間滑移繼續(xù)增大，離縫寬度增加到0.65 mm，板中位置處側(cè)面裂縫幾乎貫通軌道板厚度方向，最大裂縫寬度達(dá)到1.4 mm；加載到500 kN時(shí)，SCC充填層新增若干條貫通厚度方向的豎向裂縫，跨中撓度明顯增大；加載到530 kN時(shí)，千斤頂下壓力傳感器的示數(shù)已不再增大，結(jié)構(gòu)撓度和軌道板板底裂縫寬度急劇增加，最大寬度達(dá)到4.8 mm，復(fù)合板結(jié)構(gòu)達(dá)到軌道板底部受拉縱筋被拉斷的破壞狀態(tài)。

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

復(fù)合板橫向彎曲試驗(yàn)結(jié)果見表2。比較FHB1～FHB3單承軌臺(tái)試件的試驗(yàn)結(jié)果可見，疲勞作用對(duì)復(fù)合板中軌道板層開裂荷載影響不大，軌道板混凝土的疲勞損傷幾乎可以忽略不計(jì)；疲勞反復(fù)作用對(duì)三點(diǎn)彎曲狀態(tài)下復(fù)合板中充填層的開裂荷載及層間滑移荷載的影響較明顯，峰值2.5Pj的荷載作用500萬(wàn)次后疲勞損傷復(fù)合板試件出現(xiàn)層間滑移的荷載較未疲勞的對(duì)比試件低25%以上，滑移荷載與極限荷載的比值也出現(xiàn)了明顯的降低。事實(shí)上，疲勞加載過程中，復(fù)合板四周側(cè)面上層間界面處一般已出現(xiàn)肉眼可見的離縫，可見較大的疲勞荷載反復(fù)作用能夠明顯降低復(fù)合板層間界面的黏結(jié)性能，從而影響復(fù)合板的層間協(xié)同工作性能。對(duì)比分析雙承軌臺(tái)試件FHB4～FHB6的靜載試驗(yàn)結(jié)果， FHB5試件中充填層的開裂荷載明顯高于FHB4及FHB6試件的相應(yīng)值，疲勞作用后FHB5試件的受彎極限承載力也明顯高于FHB4試件，可見采取工程措施提高預(yù)制軌道板底面的粗糙度，能夠明顯改善復(fù)合板界面黏結(jié)和層間的協(xié)同工作性能。

表2 復(fù)合板橫向彎曲試驗(yàn)結(jié)果

注：Pts,cr和Pfl,cr分別為軌道板和充填層開裂荷載，開裂荷載為相應(yīng)結(jié)構(gòu)層側(cè)面出現(xiàn)第一條可見裂縫時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載；Ps為滑移荷載，滑移荷載為復(fù)合板出現(xiàn)層間滑移時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載，以兩端的千分表讀數(shù)發(fā)生明顯變化為標(biāo)志；Pu為極限荷載，極限荷載為復(fù)合板達(dá)到極限受彎承載力時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載。

4.1 應(yīng)力應(yīng)變測(cè)試結(jié)果分析

根據(jù)復(fù)合板試件板中位置側(cè)面不同高度處粘貼電阻應(yīng)變計(jì)采集的數(shù)據(jù)，繪制加載過程中典型試件各層的應(yīng)變分布，如圖8所示。將疲勞損傷的試件與對(duì)比無(wú)損傷的復(fù)合板試件列在一起以便于對(duì)比分析。

由圖8(a)、圖8(c)可以看出，疲勞損傷后，橫向彎矩作用下的單承軌臺(tái)和雙承軌臺(tái)復(fù)合板試件充填層SCC以受壓為主，軌道板上層受壓、下層受拉，層間界面處充填層SCC受拉，而軌道板混凝土受壓，層間界面處從開始加載便出現(xiàn)了變形不協(xié)調(diào)的現(xiàn)象。由圖8(b)、圖8(d)可以看出，未經(jīng)過疲勞加載的單承軌臺(tái)和雙承軌臺(tái)的無(wú)損復(fù)合板試件，當(dāng)荷載P≤0.5Pu時(shí)SCC受壓而軌道板混凝土受拉，復(fù)合截面的應(yīng)變分布滿足平截面假定，軌道板和充填層處于良好的協(xié)同工作狀態(tài)；當(dāng)荷載P>0.5Pu時(shí)，層間界面處開始出現(xiàn)應(yīng)變不協(xié)調(diào)的現(xiàn)象，接著出現(xiàn)層間滑移并最終出現(xiàn)與疲勞損傷復(fù)合板試件相同的破壞形態(tài)。比較圖8(a)～圖8(d)可以看出，疲勞荷載引起的復(fù)合板損傷和層間離縫對(duì)軌道板和充填層的協(xié)同工作性能產(chǎn)生明顯的不利影響。

圖8 復(fù)合板試件加載過程中混凝土應(yīng)變沿厚度的分布

4.2 變形測(cè)試結(jié)果分析

4.2.1 荷載-撓度曲線

利用安裝在復(fù)合板跨中及支座處的千分表讀數(shù)記錄，繪制加載過程中典型試件的荷載撓度曲線，如圖9所示。從圖9可以看出，靜力加載初期，當(dāng)荷載P≤0.5Pu時(shí)，跨中撓度與復(fù)合板的荷載呈現(xiàn)近似線性變化；隨著荷載的繼續(xù)增加，復(fù)合板的剛度逐漸降低，跨中撓度與荷載逐漸呈現(xiàn)非線性變化。門形筋未減少的復(fù)合板剛度退化較平緩，門形筋減少了的復(fù)合板FHB4其剛度退化較劇烈，可見門形筋對(duì)控制復(fù)合板的剛度退化、增強(qiáng)復(fù)合板的延性發(fā)揮了明顯的作用。

圖9 復(fù)合板試件的荷載-位移曲線

4.2.2 荷載-滑移曲線

根據(jù)復(fù)合板橫向左右兩端布置的千分表讀數(shù)，繪制加載過程中典型試件的荷載-滑移曲線，如圖10所示。

圖10 復(fù)合板試件的荷載-滑移曲線

從圖10可以看出，除FHB2R千分表讀數(shù)異常外，靜力加載初期當(dāng)荷載P≤0.5Pu時(shí)，軌道板與SCC充填層之間基本無(wú)層間滑移，隨著荷載的繼續(xù)增加，軌道板與SCC充填層開始沿著界面產(chǎn)生相對(duì)滑移，且界面的剪切剛度隨著滑移量的增加而逐漸降低。復(fù)合板的荷載-位移曲線與荷載-層間滑移曲線的形狀幾乎完全相同，剛度明顯退化的荷載與滑移荷載水平也幾乎完全一致。分析其原因：復(fù)合板的整體受力和復(fù)合剛度是依靠層間界面的黏結(jié)實(shí)現(xiàn)的，荷載較小時(shí)界面黏結(jié)良好，剛度較大；隨著荷載的增加，當(dāng)界面應(yīng)力超過其黏結(jié)強(qiáng)度時(shí)，界面出現(xiàn)滑移且其抵抗剪切變形的能力逐漸降低，復(fù)合板逐漸由一個(gè)整體受力的結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)化為兩個(gè)獨(dú)立受力的層疊板。

4.3 裂縫觀測(cè)結(jié)果

在跨中集中荷載引起的橫向彎矩作用下，復(fù)合板裂縫的發(fā)生發(fā)展過程如下：(1)倒置軌道板的底部混凝土最先開裂，裂縫主要分布在跨中純彎段和彎剪段，未受疲勞荷載的試件未產(chǎn)生界面滑移；(2)軌道板下層混凝土裂縫開始迅速向上發(fā)展，裂縫寬度不斷增大；(3)界面處出現(xiàn)較明顯的層間滑移，且滑移速度越來(lái)越快；(4)界面處SCC充填層出現(xiàn)豎向裂縫；(5)隨著界面處層間離縫的增加，兩層混凝土中豎向裂縫繼續(xù)向上發(fā)展直至貫通厚度方向，裂縫寬度急劇增大，最終出現(xiàn)軌道板中鋼筋拉斷破壞。試驗(yàn)過程中，觀測(cè)到的各級(jí)荷載作用下典型復(fù)合板試件側(cè)面的裂縫發(fā)展如圖11所示，圖中數(shù)字表示荷載大小，單位為kN。

圖11 復(fù)合板試件側(cè)面裂縫

5 結(jié)論

(1)橫向彎矩作用下無(wú)損傷軌道板與SCC充填層復(fù)合板試件的受力破壞表現(xiàn)出明顯的兩階段特征：層間界面黏結(jié)滑移之前二者能整體協(xié)同受力和變形；隨著荷載及層間滑移的逐步增加，軌道板與SCC充填層表現(xiàn)出各自變形、疊合受力的特征，最終復(fù)合板試件上下兩層裂縫發(fā)展貫通，軌道板因鋼筋屈服拉斷而破壞。

(2)疲勞損傷后復(fù)合板試件層間界面處存在可見的離縫，橫向彎矩作用下上下兩層出現(xiàn)了變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象，可見復(fù)合板試件的疲勞損傷和層間離縫會(huì)對(duì)軌道板與充填層的協(xié)同工作性能產(chǎn)生不利影響，但門形筋的拉結(jié)和層間界面的摩擦仍然能夠使二者保持一定的協(xié)同受力能力，復(fù)合板的承載能力仍有一定的安全儲(chǔ)備。

(3)軌道板板底粗糙度、門形筋數(shù)量對(duì)軌道板與SCC充填層界面的黏結(jié)和復(fù)合受力性能的影響明顯，隨著軌道板板底粗糙度的增大和門型筋數(shù)量的增加，層間界面的黏結(jié)性能增強(qiáng)，復(fù)合板協(xié)同工作性能發(fā)揮得更好。