馬昆林，龍廣成，謝友均

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

中國鐵路軌道系統(tǒng)(China railway track system，CRTS)Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)由鋼軌、扣件系統(tǒng)、軌道板、自密實(shí)混凝土充填層、混凝土底座等部分組成［1～4］。充填層位于軌道板與底座板之間，起到支撐、承力、傳力、填充和調(diào)整軌道板高度的作用，是軌道板與底座板之間調(diào)平減振的結(jié)構(gòu)層材料，是保證高速鐵路平順性的必要條件。充填層是整個(gè)板式無砟軌道結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位，因此，用于充填層的混凝土必須具有優(yōu)異的工程性能，包括良好的工作性能、較高的尺寸穩(wěn)定性、適度的彈韌性以及與服役環(huán)境相應(yīng)的耐久性能，從而確保整個(gè)結(jié)構(gòu)的服役壽命［3～5］。自密實(shí)混凝土充填層位于軌道板和底座板之間，因此，CRTSⅢ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)也被稱作“三明治”結(jié)構(gòu)，充填層混凝土就位于“三明治”結(jié)構(gòu)的中間。由于不同結(jié)構(gòu)層的材料組成和性能不同，無砟軌道“三明治”結(jié)構(gòu)在服役期間的力學(xué)性能變化將與單獨(dú)材料的力學(xué)性能變化不同，這些對軌道結(jié)構(gòu)的正常使用會產(chǎn)生較大影響，特別是板式無砟軌道結(jié)構(gòu)建成后將長期服役于大氣環(huán)境中，在長期服役環(huán)境下，混凝土材料將與大氣中的CO2氣體作用發(fā)生碳化反應(yīng)，混凝土碳化后脆性將增大，韌性將降低［6－7］，這些變化對 CRTSⅢ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)的整體變形協(xié)調(diào)和動力學(xué)性能造成影響，然而，關(guān)于該方面的研究還鮮見報(bào)道。目前，CRTSⅢ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)在我國高速鐵路中的應(yīng)用正逐漸展開。本文通過試驗(yàn)研究了CRTSⅢ型板式無砟軌道各結(jié)構(gòu)層材料，特別是摻入了不同韌性組分用于充填層的自密實(shí)混凝土的碳化性能，以及碳化作用下的該“三明治”結(jié)構(gòu)力學(xué)行為的變化，重點(diǎn)研究不同充填層混凝土材料在碳化作用下的抗壓應(yīng)力－應(yīng)變曲線、力學(xué)性能和破壞形式，以便為CRTSⅢ型板式無砟軌道充填層混凝土的制備提供理論支持。

1 原材料與試驗(yàn)方法

1.1 原材料及配合比

水泥(C)為湖南南方水泥廠生產(chǎn)的兆山新星牌P.O 42.5 水泥，28 d 抗壓強(qiáng)度為 48.0 MPa，表觀密度為3.10 g/cm3;粉煤灰(FA)為湖南湘潭電廠提供的I級粉煤灰，比表面積為465 m2/kg，燒失量為2.48%;砂(S):湖南湘江河砂，中砂，細(xì)度模數(shù)為2.5，Ⅱ區(qū)級配合格，表觀密度為2650 kg/m3;石(G):湖南長沙望城蓮花石場石灰石質(zhì)的粒徑為5～20 mm的連續(xù)級配的碎石，表觀密度為2680 kg/m3，含泥量為0.7%，壓碎指標(biāo)為7.4%;硅灰(SF):青海產(chǎn)硅灰，比表面積約為20000 m2/kg，SiO2含量 ≥92%;石灰石粉(LP)為湖南省益陽桃江縣石料廠產(chǎn)重質(zhì)石灰石粉，表觀密度2650 kg/m3;橡膠粉(RP)為粒徑為1.8～3.8 mm目的橡膠粉;乳化瀝青(EA)為殼牌SBS改性乳化瀝青;水(w)為自來水;減水劑(J)為萘系高效減水劑。

混凝土充填層設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C40，底座板混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C20，軌道板混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C60，各混凝土配合比見表1。底座板和軌道板混凝土配合比分別為C1和C2組，充填層混凝土配合比為S1～S3組，其中S1為基準(zhǔn)配合比，S2和S3組通過摻入橡膠粉等改性組分改善充填層混凝土的彈韌性，摻入的橡膠粉取代等體積的砂子。混凝土性能參數(shù)見表2。

表1 混凝土配合比Table 1 Mix proportion of concrete kg/m3

表2 混凝土性能參數(shù)Table 2 Parameters of concrete

1.2 試件制備及試驗(yàn)方法

按照表1配合比分別成型100 mm×100 mm×300 mm和100 mm×100 mm×100 mm的混凝土試件，按照圖8(a)所示將100 mm×100 mm×100 mm的混凝土試件進(jìn)行組合，試件分為2組:一組標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)至28 d，測試其應(yīng)力應(yīng)變曲線、力學(xué)性能和破壞形式;另外一組養(yǎng)護(hù)至28 d后進(jìn)行快速碳化試驗(yàn)，快速碳化試驗(yàn)結(jié)束后測試其碳化深度、應(yīng)力應(yīng)變曲線、力學(xué)性能和破壞形式。應(yīng)力應(yīng)變曲線采中南大學(xué)高速鐵路建造技術(shù)國家工程中心的電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī) SHT4305進(jìn)行，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)為SANS PowerTest V3.2中文版。在測試過程中，應(yīng)力應(yīng)變曲線上升段采用應(yīng)力控制，曲線下降段采用位移控制。力學(xué)性能按照《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 50081—2002)》方法進(jìn)行，混凝土碳化實(shí)驗(yàn)按照《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 50082—2009)》進(jìn)行。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 碳化深度測試

近年來，國內(nèi)外學(xué)者提出了多種碳化深度預(yù)測模型。目前，一致認(rèn)可混凝土碳化深度與碳化時(shí)間的平方根成正比［8－9］，即 x=kt1/2。其中 x 是混凝土碳化深度，mm;k是碳化系數(shù)，是反映混凝土碳化速度快慢的綜合參數(shù);t是碳化時(shí)間。本文采用快速碳化試驗(yàn)測試了不同碳化時(shí)間，各混凝土的碳化深度，采用回歸分析擬合各組混凝土在快速碳化作用下的碳化系數(shù)k，并進(jìn)行比較。

圖1 快速碳化試驗(yàn)結(jié)果Fig.1 Results of concrete carbonation

各組混凝土快速碳化試驗(yàn)結(jié)果見圖1。采用歸回分析得出的快速碳化試驗(yàn)條件下各混凝土碳化系數(shù)k及其相關(guān)系數(shù)見表3。由圖1和表3可知:在快速碳化試驗(yàn)中，各組混凝土早期的碳化深度發(fā)展較快，后期增速減緩;碳化系數(shù)k隨混凝土配合比的不同而不同，各組混凝土碳化系數(shù)相關(guān)程度均較高。作為充填層混凝土材料，S1組比摻入了橡膠粉的S2組混凝土碳化系數(shù)稍大，而摻入了橡膠粉和乳化瀝青的S3混凝土的碳化系數(shù)與S1和S2組相比有較大降低。

表3 碳化系數(shù)回歸擬合與相關(guān)性檢驗(yàn)Table 3 Regress simulation of concrete carbonation coefficient

2.2 單一試件應(yīng)力應(yīng)變曲線

底座板混凝土在碳化前后的力學(xué)性能變化見圖2。由圖2可知:碳化試驗(yàn)后，底座板混凝土的力學(xué)性能呈現(xiàn)如下變化:(1)峰值應(yīng)力增大，由28.6 MPa增加至 31.7MPa，增加 10.8%，而所對應(yīng)的峰值應(yīng)變則由0.432%降低至0.412%，降低了4.7%;(2)應(yīng)力應(yīng)變曲線在壓應(yīng)力超過15 MPa后，上升段的斜率明顯增大，說明碳化使底座板混凝土的彈性模量增大;(3)應(yīng)力應(yīng)變曲線的下降段變陡，說明底座板混凝土的韌性降低。以上表明:底座板混凝土在碳化作用下，彈性模量將增大，變形性能降低，韌性降低，脆性增大。圖3所示為軌道板混凝土在碳化前后力學(xué)性能變化。由圖3可知碳化后軌道板混凝土力學(xué)性能呈現(xiàn)如下變化:(1)材料的峰值應(yīng)力有較大增加，由58.6 MPa增加到79.1 MPa，增加34.9%，對應(yīng)的峰值應(yīng)變由0.401%增加至0.591%，增加了47.4%;(2)應(yīng)力應(yīng)變曲線的上升段斜率增大，下降段曲線變得更陡，幾乎與橫坐標(biāo)軸垂直，這說明碳化后材料的彈性模量增大，呈現(xiàn)典型的脆性破壞特征，韌性非常低。以上說明:軌道板混凝土材料在碳化作用后，材料的峰值應(yīng)變和峰值應(yīng)力均顯著增大，破壞時(shí)為典型脆性破壞。

圖2 軌道底座板混凝土應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.2 Stress strain curve of base slab concrete

充填層混凝土材料在碳化前后力學(xué)變化見圖4。由圖4(a)可知碳化后S1組材料的力學(xué)性能呈現(xiàn)如下變化:(1)材料的峰值應(yīng)力由61.6MPa增加至 63.5MPa，峰值應(yīng)變由0.393% 降低至0.369%;(2)應(yīng)力應(yīng)變曲線上升段與碳化前相比無明顯變化，但下降段明顯變陡。說明S1組材料在碳化作用下，峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變和彈性模量等力學(xué)參數(shù)變化不顯著，但材料的韌性降低，脆性增強(qiáng)。

圖3 軌道板混凝土應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.3 Stress strain curve of track slab concrete

圖4 充填層混凝土應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.4 Stress strain curve of SCC used in filling layer

由圖4(b)可知碳化后S2組材料的力學(xué)性能呈現(xiàn)如下變化:(1)材料的峰值應(yīng)力由49.0 MPa增至50.4 MPa，峰值應(yīng)變由 0.423%降低至0.406%;(2)應(yīng)力應(yīng)變曲線上升段和下降段與碳化前相比均無明顯變化。這說明S2組材料在碳化作用下，各項(xiàng)力學(xué)性能與碳化前相比未發(fā)生顯著變化，從圖4(b)可知:在碳化作用下該材料仍具有一定的韌性。

由圖4(c)可知碳化后S3組材料力學(xué)性能呈現(xiàn)如下變化:(1)材料峰值應(yīng)力45.5MPa增加至49.9MPa，峰值應(yīng)變由 0.433% 降低至 0.397%;(2)應(yīng)力應(yīng)變曲線上升段和下降段與碳化前相比未發(fā)生顯著變化。說明S3組材料在碳化作用下，峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變和彈性模量等力學(xué)參數(shù)變化不顯著，但S3組材料應(yīng)力應(yīng)變曲線下降段平緩，碳化實(shí)驗(yàn)前后均具有較好韌性。

由圖4還可知:標(biāo)養(yǎng)28 d時(shí)測試得到S1，S2和S3組混凝土材料的峰值應(yīng)變分別為0.393%，0.423%和0.433%，說明摻入橡膠粉等韌性組分可以提高充填層自密實(shí)混凝土材料的峰值應(yīng)變?？焖偬蓟囼?yàn)后，S1，S2和S3組混凝土材料的峰值應(yīng)變分別為0.369%，0.406%和0.397%，各組混凝土峰值應(yīng)變均有所降低，但是摻入橡膠粉等彈性組分的混凝土峰值應(yīng)變?nèi)匀淮笥诳瞻捉M;S1組應(yīng)力應(yīng)變曲線的下降段曲線較S2和S3組陡，說明S1組材料的韌性較S2和S3組的差，脆性較大。在充填層混凝土中摻入橡膠粉和乳化瀝青可以有效提高充填層混凝土的變形性能和韌性。

2.3 組合試件應(yīng)力應(yīng)變曲線

底座板、充填層和軌道板混凝土組合結(jié)構(gòu)在碳化作用下力學(xué)性能的變化見圖5所示。由圖5(a)可知碳化后(C1+S1+C2)組合試件力學(xué)性能變化如下:(1)峰值應(yīng)力由32.9 MPa增加至33.2 MPa，峰值應(yīng)變由0.479%降低至0.427%;(2)應(yīng)力應(yīng)變曲線上升段斜率增大，在碳化前后，應(yīng)力應(yīng)變曲線的下降段均較陡，幾乎與橫軸垂直。以上說明:采用S1組材料作為充填層材料后，碳化作用下該組合結(jié)構(gòu)的峰值應(yīng)力增大，峰值應(yīng)變降低，彈性模量增大，在外力作用下的韌性較差，脆性較大。

由圖5(b)可知碳化后(C1+S2+C2)組合試件的力學(xué)性能變化如下:(1)峰值應(yīng)力由26.0MPa增加至 32.2MPa，峰值應(yīng)變由 0.498% 降低至0.442%;(2)應(yīng)力應(yīng)變曲線上升段的斜率增大，在碳化前后，應(yīng)力應(yīng)變曲線的下降段均較緩，顯示出一定韌性。以上說明:采用S2組材料作為充填層材料后，在碳化作用下該結(jié)構(gòu)材料的彈性模量和峰值應(yīng)力增加，峰值應(yīng)變減低，但仍具有一定的韌性。

由圖5(c)可知碳化后(C1+S3+C2)組合試件的力學(xué)性能變化如下:(1)峰值應(yīng)力由24.6 MPa增加至 34.3 MPa，峰值應(yīng)變由 0.511% 降低至0.436%;(2)應(yīng)力應(yīng)變曲線上升段的斜率增大，在碳化前后，應(yīng)力應(yīng)變曲線的下降段仍然顯示一定的韌性。以上說明:采用S3組材料作為充填層材料后，碳化作用下該結(jié)構(gòu)材料的彈性模量和峰值應(yīng)力增加，峰值應(yīng)變降低，仍有一定的韌性。

圖5 無砟軌道組合結(jié)構(gòu)材料應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.5 Stress－strain curve of ballastless track concrete compound structure

2.4 破壞形式

各混凝土破壞形式見圖6。由圖6(a)可知:在碳化前后，底座板混凝土C1在加載過程中均是沿縱向逐漸出現(xiàn)1條貫穿的斜裂縫和數(shù)條細(xì)小裂縫，然后，隨著荷載的增加，試件逐漸破壞。由圖6(b)可知:在碳化前后，軌道板混凝土C2在破壞前沿試件縱向出現(xiàn)斜裂縫，繼續(xù)加載到極限荷載時(shí)，試件突然炸裂破壞，破壞聲音脆而響，軌道板混凝土為明顯的脆性破壞。結(jié)合圖3和圖4所示的C1和C2組材料的應(yīng)力應(yīng)變曲線圖可見:碳化前后，混凝土底座板和軌道板的破壞形式無顯著變化，破壞過程中均表現(xiàn)為較大的脆性破壞特征。

圖6 混凝土底座板和軌道板的破壞形式Fig.6 Damage forms of concrete base slab and track slab

充填層混凝土碳化試驗(yàn)后的破壞形式見圖7。從圖7可見:對于充填層混凝土S1，破壞時(shí)表面出現(xiàn)數(shù)條粗大豎向貫穿裂縫，隨著壓力的增大，試件崩裂(見圖7(a))。摻入了橡膠粉和乳化瀝青的混凝土S2和S3破壞時(shí)混凝土表面的出現(xiàn)細(xì)小的貫穿裂縫，混凝土未發(fā)生崩裂，破壞的形式較緩和(見圖7(b)和圖7(c))。這表明橡膠粉和乳化瀝青摻入作為韌性組分摻入混凝土后，混凝土的韌性得到了提到，混凝土脆性破壞得到顯著改善。

圖7 無砟軌道充填層混凝土碳化后破壞形式Fig.7 Damage form of filling layer concrete after carbonation

組合材料碳化后的破壞形式見圖8。由圖8(a)可知:(C1+S1+C2)組合試件破壞時(shí)，首先C1組混凝土被壓碎，然后試件表面中部出現(xiàn)1條與縱向傾斜的貫穿主裂縫;(C1+S2+C2)組合試件破壞時(shí)，首先是C1組混凝土被壓碎，然后，在試件表面出現(xiàn)2條斜向的貫穿裂縫;(C1+S3+C2)組合試件破壞時(shí)，首先是C1組混凝土被壓碎，然后，在試件表面出現(xiàn)3條斜向的貫穿裂縫?？焖偬蓟囼?yàn)結(jié)束后對組合試件進(jìn)行的抗壓破壞試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，與(C1+S1+C2)組合結(jié)構(gòu)材料相比，其他2試件均具有一定的韌性，破壞形式較為緩和。

圖8 無砟軌道混凝土組合結(jié)構(gòu)碳化試驗(yàn)后的破壞形式Fig.8 Damage form of ballastless track concrete compound structure after carbonation

通過以上分析可知，在充填層自密實(shí)混凝土中摻入適量韌性組分，如橡膠粉或乳化瀝青可以使無砟軌道的組合結(jié)構(gòu)在大氣碳化作用下仍具有較好的韌性，有效改善了CRTSⅢ 型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)的動力學(xué)性能。

3 結(jié)論

(1)摻入橡膠粉和乳化瀝青的自密實(shí)混凝土碳化系數(shù)顯著降低。普通自密實(shí)混凝土作為充填層材料在碳化后脆性顯著增大，摻入橡膠粉和乳化瀝青的自密實(shí)混凝土充填層材料碳化前后抗壓應(yīng)力－應(yīng)變曲線變化不顯著，材料的韌性得到改善。

(2)CRTSⅢ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)中的混凝土底座板和軌道板在碳化后峰值應(yīng)力增大，脆性增大。采用底座板混凝土、不同充填層自密實(shí)混凝土和軌道板混凝土制作的3種軌道結(jié)構(gòu)試件，在碳化后均呈現(xiàn)彈性模量增大、峰值應(yīng)力增大、峰值應(yīng)變降低的特點(diǎn)。

(3)與采用普通自密實(shí)混凝土作為充填層材料相比，采用橡膠粉等韌性組分配制的自密實(shí)混凝土作為充填層材料后，組合結(jié)構(gòu)試件在碳化前后均具有較好的韌性，為CRTSⅢ型板式無砟軌道充填層混凝土的制備提供了相應(yīng)的理論支持。

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