郭帥杰,宋緒國,陳洪運

(1.中國鐵路設計集團有限公司,天津 300308； 2.城市軌道交通數(shù)字化建設與測評技術國家工程實驗室,天津 300308)

1 研究背景

TB 10621—2014《高速鐵路設計規(guī)范》對高速鐵路無砟軌道路基沉降提出了十分嚴格的要求，路基工后沉降最大不超過15 mm。為嚴格控制路基沉降變形，高速鐵路軟土、軟弱土路基普遍采用預應力管樁、灌注樁、CFG樁等較強的地基加固措施[1-2]。由于傳統(tǒng)的梯形路基結構占地面積大、地基處理范圍寬，地基處理工程量較大，工程造價高，工程中存在大量的“以橋帶路”現(xiàn)象。因此，研發(fā)一種節(jié)約用地、節(jié)省投資的懸臂U形路基結構，深入研究懸臂U形路基結構形式，提出結構內力分析以及結構沉降與穩(wěn)定性分析方法，并在實際工程中推廣，符合我國高速鐵路路基工程的未來發(fā)展趨勢[3-5]。國外研究方面，主要將U形槽結構應用于預應力混凝土槽形梁，在高鐵路基結構上應用相對較少[6-7]。國內研究中，主要將其應用于鄰近既有路基[8]、下穿高架橋梁[9]、填土路基[10-13]等特殊工點，結構形式相對單一，大多為封閉路塹形式。將U形槽作為一種特殊的高速鐵路路基結構，除少數(shù)高校、設計院等進行了部分先期論證外[14-17]，國內對于U形路基結構極限狀態(tài)設計方法、荷載組合以及工程應用推廣等缺少深入研究，制約了高速鐵路新型路基結構的工程化應用及推廣[18-20]。

針對高速鐵路懸臂U形路基結構設計及工程化應用中存在的問題，首先對懸臂U形路基的結構形式進行優(yōu)化，提出一種路基懸挑的路基結構，降低結構自重、減小占地面積；之后，以昌景黃鐵路某路橋過渡段為研究對象，應用極限狀態(tài)法進行高鐵路基結構設計，通過提出的荷載組合模式，完成懸挑板和懸臂墻的應力應變分析、配筋計算以及結構體抗疲勞驗算，并建立適用于懸臂U形路基結構內力分析計算的物理力學模型。

2 高速鐵路懸臂U形路基結構形式設計

2.1 昌景黃試驗段工程概況

新建鐵路南昌至景德鎮(zhèn)至黃山高速鐵路工程，跨洋墩洲昌江特大橋路橋過渡段不良地質為巖溶，屬淺覆蓋型、弱發(fā)育，6度抗震設防。為規(guī)避巖溶不良地質影響，過渡段擬采用U形槽路基結構，過渡段縱向長度約60 m，路基高度為6.5 m。

2.2 懸臂U形路基結構形式設計

昌景黃試驗段6.5 m高懸臂U形路基結構橫斷面以及三維效果如圖1所示。

圖1 懸臂U形路基結構示意(單位：m)

區(qū)別于路塹U形槽結構的墻外擋土受力模式，懸臂U形路基內部填土，懸臂墻在列車荷載、槽內填土及附屬荷載作用下，墻體沿墻腳產(chǎn)生“外翻”趨勢。為優(yōu)化懸臂U形路基結構形式，方便同橋梁段過渡，參照高速鐵路橋梁斷面，橫斷面尺寸為12.6 m。懸臂U形路基兩側路肩懸挑，懸挑板上布設接觸網(wǎng)立柱基礎、電纜槽、遮板欄桿、防撞墻、便道等設施；懸臂墻迎土面直立、臨空面坡度1∶10，槽內凈寬8.6 m，底板擱置于剛性樁復合地基或鉆孔灌注樁之上。相較于傳統(tǒng)路基，懸臂U形路基占地面積減少約60%，地基處理工程量降低為原來的1/3，路基本體自重降低1/2，技術經(jīng)濟優(yōu)勢突出。

3 懸臂U形路基荷載分類組合及計算

3.1 荷載分類方法

(1)懸挑板荷載

根據(jù)圖1懸臂U形路基結構形式，懸挑板主要承受懸挑板自重、遮板欄桿荷載(聲屏障)、電纜槽荷載、接觸網(wǎng)立柱基礎荷載以及便道活載等。上述荷載直接分布于懸挑板上表面，通過荷載等效方式確定相應位置的均布荷載。其中，懸臂U形路基表面外荷載類型、大小及分布如圖2所示。

圖2 懸臂U形路基外部荷載類型、大小及分布示意

(2)懸臂板

懸臂板荷載受力更為復雜，除懸挑板傳遞至懸臂板的內力荷載外，另需承擔槽內填土側向土壓力，軌道板、列車或運梁車動載引起的側向動土壓力。其中，槽內填土應用庫倫主動土壓力理論計算側向土壓力，軌道自重荷載、運梁車荷載、列車荷載以及線間荷載引起的懸臂墻土壓力由式(1)確定。

(1)

式中，σhi為水平土壓力，kPa；b為荷載內邊緣至懸臂墻的距離，m；hi為墻背距路肩的垂直距離，m；q為分布荷載，kPa；l0為荷載換算寬度，m。

列車或運梁車荷載引起的水平動土壓力參照式(2)確定，計算深度取路基表層以下3 m范圍內。

σvd=σhi×ξ×x-0.96

(2)

式中，σvd為考慮列車動力作用的動土壓力，kPa；x為土壓力作用點至震源(軌底)的距離，m；ξ為速度系數(shù)，當v≤100 km/h時，ξ=1.0；當v>100 km/h時，ξ=(v/100)0.25；v為列車運行速度，km/h。

3.2 荷載組合方式

根據(jù)TB 10025—2019《鐵路路基支擋結構設計規(guī)范》，在不考慮地震、洪水等偶然效應影響時，設計驗算主要圍繞承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)進行荷載組合，荷載組合工況及適用范圍列于表1。

表1 懸臂U形路基結構荷載組合工況

3.3 懸臂墻土壓力荷載及內力計算

根據(jù)圖1中昌景黃試驗段懸臂U形路基設計斷面，懸臂U形路基槽內填土、軌道荷載、列車荷載、列車振動荷載、運梁車荷載以及搖擺力荷載引起的立臂墻土壓力分布計算結果如圖3(a)所示。不同荷載組合情形下，單位寬度上的懸臂墻彎矩、剪力以及軸力分析結果分別如圖3(b)、圖3(c)、圖3(d)所示。其中，懸臂墻內力除含有土壓力荷載作用外，也包含懸挑板上荷載傳遞至懸臂墻引起的內力作用。

圖3 懸臂U形路基懸臂墻土壓力荷載及內力分布

4 承載能力極限狀態(tài)分析

懸臂U形路基結構承載能力極限狀態(tài)分析主要基于基本組合Ⅰ、短暫組合Ⅱ以及疲勞組合Ⅳ，根據(jù)懸臂墻內力分析結果，運梁車作用效果均小于正常運營狀態(tài)基本組合Ⅰ，故僅需根據(jù)基本組合Ⅰ進行懸臂墻截面的偏心受壓承載力以及抗剪承載力分析，依分析結果確定懸臂墻截面配筋。

4.1 懸臂墻正截面受壓承載力驗算

懸臂墻同時承擔彎矩、剪力以及軸力作用，屬于典型的壓彎構件。首先根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》進行正截面承載力驗算，受壓鋼筋及受拉鋼筋面積分別采用式(3)和式(4)確定。

(4)

e=M/N+ea+h/2-a

(5)

4.2 懸臂墻斜截面承載力驗算

懸臂墻斜截面承載力驗算同樣可以確定箍筋配置數(shù)量，采用式(6)計算確定。

Asv/s=(V-αcvftbh0)/fyvh0

(6)

式中，Asv為同一截面內箍筋各肢截面積總和；s為箍筋沿構件長度方向間距；V為截面剪力設計值；αcv為斜截面混凝土受剪承載力系數(shù)；ft為混凝土抗拉強度設計值；fyv為箍筋抗拉強度。

4.3 懸臂墻截面配筋

4.4 抗疲勞驗算

列車動載作用下，U形路基結構懸臂墻的抗疲勞驗算主要涉及截面受壓區(qū)混凝土以及受拉鋼筋，其中，受壓區(qū)邊緣混凝土壓應力應滿足式(7)，受拉鋼筋應力幅應滿足式(8)，采用疲勞組合Ⅳ1和Ⅳ2。

(7)

(8)

(9)

根據(jù)圖3中U形路基結構懸臂墻疲勞驗算組合Ⅳ1和Ⅳ2分析結果，對懸臂墻墻頂、墻中以及墻根3個位置進行疲勞驗算，驗算分析結果列于表2。經(jīng)計算驗證，懸臂U形路基結構懸臂墻不同位置處的混凝土及鋼筋抗疲勞驗算均滿足設計要求。

表2 懸臂墻抗疲勞驗算分析結果

5 正常使用極限狀態(tài)分析

懸臂U形路基結構正常使用極限狀態(tài)主要基于標準組合Ⅲ以及列車動荷載組合Ⅴ。包括裂縫計算和懸臂墻撓度變形驗算。

5.1 裂縫寬度驗算

對于混凝土壓彎構件，采用荷載標準組合下的結構最大裂縫寬度wmax按照式(10)計算。

wmax=αcrψσs(1.9cs+0.08deq/ρte)/Es

(10)

ψ=1.1-0.65ftk/(ρteσs)

(11)

式中，αcr為構件受力特征系數(shù)，對于混凝土壓彎構件取1.0；ψ為裂縫間縱向受拉鋼筋應變不均勻系數(shù)；σs為荷載標準組合下的鋼筋拉應力；Es為鋼筋彈性模量；cs為最外層縱向受拉鋼筋外邊緣至受拉區(qū)外緣距離；ρte為按有效混凝土受拉截面計算的受拉鋼筋配筋率；deq為縱向受拉鋼筋等效直徑；ftk為混凝土軸心抗拉強度標準值。

根據(jù)懸臂U形路基結構懸臂墻的結構形式、截面配筋及標準組合荷載內力分析結果，得到表3中懸臂墻不同位置處的裂縫分析數(shù)值。其中，懸臂墻根部彎矩最大，裂縫寬度最大值為0.08 mm，小于0.2 mm的混凝土裂縫控制標準，能滿足設計要求。

表3 懸臂墻裂縫寬度分析結果

5.2 懸臂墻撓度變形驗算

懸臂U形路基結構的懸臂墻撓度變形檢算分為正常運營工況和列車動載單獨作用工況兩種，其中，正常運營工況采用標準組合Ⅲ，列車動載單獨作用工況采用列車動荷載組合Ⅴ。根據(jù)圖3中懸臂墻彎矩、剪力及軸力分析結果，懸臂墻內力表現(xiàn)為明顯的非線性分布特征，且懸臂墻截面沿墻高方向連續(xù)變化。懸臂墻撓度變形計算時，需要應用分段圖乘法確定懸臂墻任意位置處的撓度變形。其中，懸臂墻任意位置處豎向及水平單位力Fpk=1作用下的彎矩如圖4所示。

圖4 單位荷載作用下的懸臂U形路基懸臂墻彎矩

利用圖4以及圖3(b)，忽略墻體截面剪切變形影響，考慮構件軸向變形，由式(12)得到任意位置處懸挑板和懸臂墻水平及豎向位移。其中，懸臂墻墻頂、墻中以及墻根部位移分析結果列于表4。

表4 懸臂墻水平及豎向位移分析結果 mm

(12)

根據(jù)TB 10025—2019《鐵路路基支擋結構設計規(guī)范》，對于高速鐵路路基結構，懸臂式和扶壁式擋土墻墻頂總位移限值為60 mm，懸臂墻墻中位移限值為墻高的1/200、列車荷載產(chǎn)生的位移為10 mm；嚴格限制墻頂位移時，槽型擋土墻墻頂水平位移限值為墻高的1/200。綜合表4中懸臂墻墻頂及墻中位移分析結果，采用4.3節(jié)中懸臂墻截面配筋方式，懸臂U形路基結構的墻頂、墻中以及列車荷載單獨作用引起的結構變形均能滿足規(guī)范要求。相較于標準組合Ⅲ，列車荷載單獨作用引起的懸臂墻最大水平位移達到9 mm，接近于規(guī)范規(guī)定的10 mm限值，說明正常條件下，列車動荷載組合Ⅴ成為制約懸臂墻截面配筋、截面尺寸、材料選擇等參數(shù)的關鍵性控制指標。

6 結論

本研究針對懸臂U形路基結構設計分析中存在的關鍵技術問題，嚴格按照TB 10025—2019《鐵路路基支擋結構設計規(guī)范》和GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》進行新型路基結構的設計檢算，提出了可行的設計思路，確定了制約懸臂U形路基結構設計的關鍵影響因素和荷載組合，研發(fā)成果有益于懸臂U形路基結構的應用推廣。通過系列研究，主要得到以下結論。

(1)懸臂U形路基結構相較于傳統(tǒng)梯形路基結構，路基占地面積降低約60%，地基加固工程量大幅降低，具有明顯的技術經(jīng)濟優(yōu)勢。

(2)提出懸臂U形路基結構的極限狀態(tài)設計分析方法，能夠滿足實際工程的設計需求；確定了適用于運營和施工階段結構極限狀態(tài)的荷載組合方式，新提出的結構設計分析方法為懸臂U形路基結構優(yōu)化奠定了基礎。

(3)列車荷載是影響懸臂U形路基結構工作性能關鍵指標，能夠顯著影響懸臂墻混凝土和受拉鋼筋的抗疲勞性能以及結構撓度變形，在懸臂U形路基結構設計中，應重點檢算列車動荷載對懸臂墻抗疲勞性能以及結構體撓度變形的影響。