節(jié)段預(yù)制膠拼鐵路梁靜力試驗研究

楊樹民

(中鐵二十二局集團有限公司，北京 100043)

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節(jié)段預(yù)制膠拼鐵路梁靜力試驗研究

楊樹民

(中鐵二十二局集團有限公司，北京 100043)

摘要：為研究節(jié)段預(yù)制膠結(jié)拼裝結(jié)構(gòu)在正常使用階段和施工狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)行為，結(jié)合架梁工況，以模型試驗梁模擬其正常使用的荷載工況，測試試驗梁的主要靜力反應(yīng)和應(yīng)力狀況，從而驗證鐵路膠接縫節(jié)段拼裝結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)形式、構(gòu)造的受力可靠性、安全儲備、與相關(guān)規(guī)范的符合程度。此研究具有一定的理論意義和工程實踐應(yīng)用價值，對同類工程具有一定的借鑒意義。

關(guān)鍵詞：節(jié)段預(yù)制；膠結(jié)梁；模型試驗梁；靜力試驗

梁節(jié)段膠接拼裝結(jié)構(gòu)與整體澆筑結(jié)構(gòu)的區(qū)別在于節(jié)段拼裝接縫處縱向普通鋼筋和混凝土為非連續(xù)整體，接縫處依靠剪力鍵及預(yù)應(yīng)力提供的摩擦力傳遞剪力，依靠預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的壓應(yīng)力傳遞彎矩。預(yù)制的梁節(jié)段將通過預(yù)應(yīng)力及剪力鍵形成整體結(jié)構(gòu)。因此，節(jié)段預(yù)制膠接拼裝梁的構(gòu)造設(shè)計、設(shè)計參數(shù)取值等應(yīng)成為節(jié)段預(yù)制膠接拼裝技術(shù)首先要解決的問題，直接影響到梁的整體耐久性和結(jié)構(gòu)安全性。

節(jié)段預(yù)制膠接拼裝技術(shù)國外起步較早，始于上世紀五十年代。近年來，在國內(nèi)公路及城市軌道交通行業(yè)采用節(jié)段預(yù)制膠接拼裝技術(shù)修建了大量的公路及城市軌道交通橋梁，如杭州灣嘉紹大橋、南京長江第四大橋南北引橋、蘇通長江大橋、廣州地鐵4號線等[1]，積累了一定的設(shè)計和施工經(jīng)驗，但在鐵路行業(yè)目前還處于嚴重滯后的狀態(tài)。

1 試驗?zāi)康?/p>

通過時速160 kmⅠ級鐵路24 m節(jié)段拼裝(膠拼)工字梁的試制、試驗，從而達到驗證設(shè)計、檢驗施工工藝、完善設(shè)計和施工規(guī)范等目的，同時也為膠拼法施工的推廣使用提供科學(xué)依據(jù)，為鐵路領(lǐng)域大面積推廣應(yīng)用積累必要經(jīng)驗。

本文主要通過模型梁抗裂性試驗和破壞試驗，了解鐵路節(jié)段拼裝膠接橋梁的實際破壞形態(tài)和安全度，驗證設(shè)計采用的抗裂、抗彎及抗剪安全系數(shù)的安全性及采取的計算公式的合理性，檢驗節(jié)段梁的各項性能指標能否滿足設(shè)計及運營要求。

2 模型梁主要尺寸

模型梁全長24.9 m，計算跨度24 m，梁高2.1 m，腹板厚0.38 m，頂板寬2.35 m，底板寬1.42 m。梁體沿縱向分為11個節(jié)段，10個接縫面，接縫拼裝面采用環(huán)氧樹脂膠粘結(jié)。腹板剪力鍵采用密齒形式。模型梁立面和截面尺寸見圖1和圖2[2]。

3 混凝土強度和彈性模量

為測試試驗?zāi)Ｐ突炷恋膶嶋H抗壓強度和彈性模量，在試件預(yù)制過程中預(yù)留了強度和彈性模量試塊。

圖1 模型梁立面圖(單位：cm)

模型梁混凝土試塊抗壓強度實測值在62.8～83.7 MPa，其平均值m=72.1 MPa，標準差S=3.8 MPa，95%保證率下的混凝土抗壓強度值為65.8 MPa，滿足鐵路設(shè)計規(guī)范C60混凝土強度要求。

圖2 模型梁截面(單位：cm)

混凝土試塊彈性模量實測值在31.1～44.5 GPa之間，試塊中實測值≥36.5 GPa的占57.5%，實測值<36.5 GPa的占42.5%。所有實測值的平均值m=37.2 GPa，標準差S=3.0 GPa，95%保證率下的混凝土試塊彈性模量值為32.3 GPa，小于鐵路設(shè)計規(guī)范C60混凝土彈性模量要求(36.5 GPa)，偏小約11.5%。

4模型梁靜載試驗

模型梁靜載彎曲試驗按《預(yù)應(yīng)力混凝土鐵路梁靜載彎曲試驗方法及評定標準》(TB2092—2003)規(guī)定的方法進行。試驗等效集中荷載采用5點法加載，跨中設(shè)1點集中荷載，其余4點左右對稱布置，各加載點沿梁縱向間距為4 m，均作用于工字梁腹板頂面中心。靜載彎曲試驗加載圖式見圖3。

為了使試驗加載數(shù)值準確，靜載彎曲試驗采用5組門形反力鋼架和油壓千斤頂來施加豎向荷載，加載反力裝置見圖4。

圖3 模型梁彎曲試驗加載圖(單位：cm)

圖4 模型梁靜載試驗

4.1 測點布置

(1)靜載試驗過程中，在梁底緣布置5個撓度測點(百分表)，測試梁體在試驗荷載作用下的豎向變形，分別布在跨中、L/4和支點截面底緣。測點布置見圖5。

(2)靜載彎曲試驗中，在接縫1、1′、2、2′、3、3′截面底板下緣橫向布置6個百分表，測試接縫處裂縫的開展寬度。測點布置見圖6。

圖5 靜載彎曲試驗撓度測點布置

圖6 靜載彎曲試驗底板下緣裂縫寬度測點布置

(3)靜載彎曲試驗中，在跨中底板下緣沿梁體縱向7.6 m范圍內(nèi)布置外貼振弦式應(yīng)變傳感器，測點編號自東往西為55#～110#，測點間距為0.13 m，應(yīng)變測試區(qū)覆蓋跨中區(qū)域最關(guān)鍵的4條接縫(接縫1、1′、2、2′)。測點布置見圖7。

(4)靜載彎曲試驗中，在跨中截面布置外貼振弦式應(yīng)變傳感器。測點布置見圖8。

(5)靜載彎曲破壞試驗中，在距兩端支座中心線4 m范圍內(nèi)的腹板上布置外貼振弦式應(yīng)變傳感器，監(jiān)測支點附近區(qū)域腹板斜裂縫的出現(xiàn)。測點布置見圖9。

(6)在張拉預(yù)應(yīng)力束之前，在跨中節(jié)段內(nèi)選取底板的N2束(南)和N3束(北)各安裝1個磁通量傳感器，靜載試驗時進行預(yù)應(yīng)力束拉力的測試。

(7)靜載試驗過程中，采用5個壓力傳感器測試加載力，以保證試驗荷載的準確施加。

圖7 靜載彎曲試驗底板下緣應(yīng)變測點布置(單位：cm)

圖8 靜載試驗跨中截面應(yīng)變測點布置(單位：cm)

4.2 加載循環(huán)

模型梁靜載彎曲試驗共進行了6個加載循環(huán)：

圖9 靜載彎曲試驗支點附近區(qū)域腹板斜裂縫應(yīng)變測點布置圖(單位：cm)

(1)第1循環(huán)加載至1.0倍設(shè)計彎矩，最大荷載為753 kN。

(2)第2循環(huán)加載至1.2倍設(shè)計彎矩，最大荷載為938 kN。

(3)第3循環(huán)加載至1.7倍設(shè)計彎矩(梁體下緣開裂)，最大荷載為1 406 kN。

(4)第4循環(huán)加載至1.5倍設(shè)計彎矩(梁體下緣重裂)，最大荷載為1 223 kN。

(5)第5循環(huán)加載至1.8倍設(shè)計彎矩(梁體下緣重裂)，最大荷載為1 498 kN。

(6)第6循環(huán)加載至2.3倍設(shè)計彎矩(超過設(shè)計強度)，最大荷載為1 955 kN。

4.3 試驗荷載

靜載彎曲試驗按跨中彎矩模擬進行加載。模型梁設(shè)計跨中彎矩為16 800 kN·m，自重跨中彎矩為2 851 kN·m，梁頂實際配重和試驗裝置自重產(chǎn)生的跨中彎矩為385 kN·m。試驗加載前，實際跨中彎矩為3 236 kN·m，支點剪力為591 kN。

通過實測加載值和計算加載值的對比，實際荷載與計算荷載最大相對誤差僅為0.9%，說明彎曲試驗所加荷載非常準確，滿足試驗要求。

4.4 撓度結(jié)果

模型梁計算撓度時彈性模量取值為36.5 GPa。第1循環(huán)加載時，由于梁端節(jié)段底板非常不平整，梁底和橡膠板式支座之間存在較大間隙，導(dǎo)致?lián)隙葘崪y值比計算值偏大很多。從第2循環(huán)開始，支座板和梁底之間間隙基本壓合，故實測結(jié)果和計算結(jié)果比較接近。從第3循環(huán)到第6循環(huán)，跨中撓度計算值只計算到消壓荷載之前。從荷載撓度曲線看出，跨中撓度實測值大于計算值。隨著試驗荷載的增大，計算值和實測值的偏差也在增大。

模型梁各加載循環(huán)由靜活載產(chǎn)生的跨中撓度值為：第2～第6加載循環(huán)實測靜活載下跨中撓度值的平均值為7.98 mm，計算值為7.40 mm，二者比值為1.078；實測平均撓跨比為1/3 008，計算撓跨比為1/3 243，均小于鐵路設(shè)計規(guī)范1/800要求[3]；梁體實測豎向抗彎剛度比理論計算剛度偏小約7.2%。

4.5 應(yīng)變結(jié)果

模型梁在跨中截面下緣兩側(cè)各2 m范圍內(nèi)共布置了應(yīng)變測點32個，測點編號為6#，20#，30#，68#～96#。

第3循環(huán)開裂試驗跨中區(qū)域下緣應(yīng)變測點的應(yīng)變隨荷載變化得出：梁體第1條裂縫出現(xiàn)在跨中截面西側(cè)的混凝土實體段上，距離跨中截面為0.91 m的位置(89#測點位置)，對應(yīng)的開裂荷載FKL=1 160 kN，開裂彎矩為24 116 kN·m，開裂荷載等級(抗裂系數(shù))為1.435。

第4循環(huán)重裂試驗跨中區(qū)域下緣應(yīng)變測點的應(yīng)變隨荷載變化得出：梁體第1條重裂裂縫出現(xiàn)在跨中截面西側(cè)的混凝土實體段上，距離跨中截面0.39 m的位置(85#測點位置)，對應(yīng)的重裂荷載FCL=990 kN。

第5循環(huán)重裂試驗跨中區(qū)域下緣應(yīng)變測點的應(yīng)變隨荷載變化得出：梁體第1條重裂裂縫出現(xiàn)在跨中截面西側(cè)的混凝土實體段上，距離跨中截面0.39 m的位置(85#測點位置)，對應(yīng)的重裂荷載FCL=970 kN。2次重裂試驗得到的平均重裂荷載FCL=980 kN，重裂彎矩為20 876 kN·m，重裂荷載等級(預(yù)應(yīng)力度)為1.243，大于計算值(1.189)，偏大約4.5%。

由開裂和重裂彎矩差計算可得γ×fct=4.39 MPa，其中塑性修正系數(shù)γ=1.46(按凈截面計算)，由此推算出的實際fct=3.01 MPa。鐵路規(guī)范提供的C60混凝土軸心抗拉極限強度值fct=3.50 MPa[3]，實測與設(shè)計值的比值為0.86，比設(shè)計值偏小14%。

由重裂荷載試驗跨中區(qū)域重裂裂縫位置測點(85#)對應(yīng)的重裂荷載(980 kN)推算可得：試驗加載前跨中截面下緣壓應(yīng)力為23.90 MPa。此階段理論計算值為22.68 MPa，實測與計算之比為1.054，相對誤差為5.4%，說明實測與計算比較接近。

加載開始前，模型梁跨中截面上緣受到的壓應(yīng)力為0.15 MPa，幾乎接近零應(yīng)力狀態(tài)。故加載到2.3倍設(shè)計彎矩時，跨中截面頂板上緣實測的壓應(yīng)變變化值即為混凝土的絕對壓應(yīng)變值。第6加載循環(huán)加載至設(shè)計極限強度荷載時，跨中截面的主裂縫沿腹板表面向上延伸最高，該截面受壓區(qū)面積最小，頂板上緣壓應(yīng)變變化也最大。加載至1.5倍設(shè)計彎矩之前，跨中截面上緣的壓應(yīng)變隨荷載呈線性變化。加載至2.3倍設(shè)計彎矩時，實測跨中截面上緣壓應(yīng)變?yōu)? 078 με，較小于混凝土抗壓極限強度對應(yīng)的應(yīng)變(一般在2 000～2 500 με之間)?？缰薪孛嫔暇壔炷廉斍笆軌籂顟B(tài)并未達到真正極限狀態(tài)，說明該梁體抗彎極限承載力仍有一定的安全儲備。

梁端腹板斜向應(yīng)變測點應(yīng)變隨荷載變化曲線見圖10。加載至1.7倍設(shè)計彎矩時，東梁端區(qū)域腹板表面在靠近接縫5的位置(114#測點位置)出現(xiàn)斜向裂縫；加載至1.83倍的設(shè)計彎矩時，西梁端區(qū)域腹板表面在靠近接縫5′的位置(119#測點位置)也出現(xiàn)斜向裂縫。斜裂縫見圖11和圖12。

圖10 第6循環(huán)梁端區(qū)域斜向應(yīng)變測點應(yīng)變變化

圖11 破壞試驗東側(cè)斜裂縫

圖12 破壞試驗西側(cè)斜裂縫

4.6 梁體彈性模量

由荷載彎矩和應(yīng)力關(guān)系推算得出，模型梁跨中節(jié)段混凝土彈性模量E=24.4K(K為加載力與跨中截面下緣應(yīng)變變化值的線性回歸斜率)。根據(jù)第1、2、3、4、5加載循環(huán)推算出的梁體跨中節(jié)段混凝土彈性模量分別為36.0 GPa、36.3 GPa、35.9 GPa、36.3 GPa、36.4 GPa，平均彈性模量為36.2 GPa，鐵路設(shè)計規(guī)范提供值為36.5 GPa，二者之比為0.992，基本一致。

4.7 極限承載力

模型梁計算抗彎極限承載力為2.2倍設(shè)計彎矩(36.92 MN·m)，試驗最大荷載加載至2.3倍設(shè)計彎矩(38.43 MN·m)，梁體實際的抗彎承載力大于計算值。

梁端斜裂縫都出現(xiàn)在最外側(cè)加載點到支點之間的4 m區(qū)段內(nèi)，從最外側(cè)加載點截面到變截面起點截面區(qū)段內(nèi)的抗剪承載力基本一致。從變截面起點到支點截面，由于截面積在增大，抗剪承載力也隨之增加，抗剪承載力增加幅度大于剪力增加幅度。從梁端斜裂縫實際分布情況看，變截面起點截面基本處于斜裂縫分布區(qū)域的中間。綜合考慮截面抗剪承載力和實際剪力之間的關(guān)系，及斜裂縫分布情況，取變截面起點截面為抗剪承載力計算截面，該截面計算抗剪承載力為5.347 MN。加載至2.3倍設(shè)計彎矩時，變截面起點截面所受的剪力為5.352 MN，梁體實際的抗剪承載力大于計算值。加載至2.3倍設(shè)計彎矩時，梁體跨中和梁端都未發(fā)生破壞，結(jié)構(gòu)抗彎和抗剪極限承載力仍有一定安全儲備。

4.8 破壞形態(tài)

模型梁破壞試驗加載至1.25倍設(shè)計彎矩時，底板下緣開始出現(xiàn)橫向裂縫；1.7倍設(shè)計荷載時，梁端區(qū)域腹板表面出現(xiàn)斜向裂縫。加載至2.3倍設(shè)計彎矩時，從跨中截面往東6 m范圍底板出現(xiàn)28條橫向貫通裂縫，從跨中截面往西6 m范圍內(nèi)底板出現(xiàn)25條橫向貫通裂縫，裂縫分布比較均勻。東梁端0～6 m范圍內(nèi)南側(cè)腹板出現(xiàn)20條斜裂縫，北側(cè)腹板出現(xiàn)11條斜裂縫。西梁端18～24 m范圍內(nèi)南側(cè)腹板出現(xiàn)19條斜裂縫，北側(cè)腹板出現(xiàn)7條斜裂縫。梁體裂縫分布情況見圖13、圖14。

圖13 南側(cè)腹板破壞試驗裂縫分布

圖14 北側(cè)腹板破壞試驗裂縫分布

接縫1～4和接縫1′～4′下緣均出現(xiàn)開裂，接縫5和5′未開裂，見圖15。接縫1～3下緣張開寬度分別為2.74 mm、1.99 mm、0.72 mm；接縫1′～3′下緣張開寬度為3.08 mm、1.91 mm、0.77 mm。接縫1′下緣裂縫張開寬度為全梁最大。

模型梁極限狀態(tài)中間節(jié)段出現(xiàn)的主要是豎向裂縫，且大部分豎向裂縫都向上已發(fā)展到重心軸附近。豎向主裂縫出現(xiàn)在中間節(jié)段的跨中截面位置，腹板兩側(cè)位置基本對稱，且延伸高度一致。2.3倍設(shè)計彎矩時豎向主裂縫向上延伸到距離頂板和腹板交點為25 cm的位置，主裂縫見圖16。梁端區(qū)域出現(xiàn)少量斜裂縫，主要集中在重心軸下方，裂縫長度都比較短，裂縫上緣只延伸到重心軸附近，斜裂縫見圖11、圖12。從裂縫分布圖看，模型梁表現(xiàn)為彎曲破壞的特征，且接近整體梁的破壞形態(tài)。梁體卸載以后，梁端區(qū)域腹板斜裂縫未全部閉合，中間區(qū)域節(jié)段底板橫向貫通裂縫和腹板豎向、斜向裂縫均出現(xiàn)閉合，結(jié)構(gòu)具有較好的裂后性能。

圖15 破壞試驗梁體張開裂縫

圖16 破壞試驗跨中主梁裂縫

5 結(jié)論

(1)靜活載下實測撓跨比為1/3 008，計算值為1/3 243，實測值大于計算值；實測和計算撓跨比均小于鐵路設(shè)計規(guī)范1/800要求。梁體實測豎向抗彎剛度比計算剛度偏小約7.2%。

(2)實測開裂荷載等級(抗裂系數(shù))為1.435，重裂荷載等級為1.243。重裂荷載等級比計算值(1.189)偏大約4.5%。

(3)由開裂和重裂彎矩差推算出的混凝土實際軸心抗拉極限強度值fct=3.01 MPa，與規(guī)范設(shè)計值(3.50 MPa)之比為0.86，實測值比設(shè)計值偏小14%。 (4)試驗加載前，跨中截面下緣推算的壓應(yīng)力為23.90 MPa，計算值為22.68 MPa，實測與計算之比為1.054，相對偏差為5.4%，實測與計算比較接近。 (5)2.3倍設(shè)計彎矩時，實測跨中截面上緣壓應(yīng)變?yōu)? 078 με，較小于混凝土抗壓極限強度對應(yīng)的應(yīng)變(一般在2 000～2 500 με之間)，跨中截面上緣混凝土受壓狀態(tài)并未達到真正極限狀態(tài)，該梁體抗彎極限承載力仍有一定的安全儲備。

(6)模型梁彈性階段跨中截面混凝土應(yīng)變變化符合平截面假定。跨中截面重心軸高度推算值為1.170 m，與計算值1.213 m相差-3.5%，梁體跨中截面各部位結(jié)構(gòu)尺寸控制比較好。

(7)模型梁推算的混凝土彈性模量為36.2 GPa，與設(shè)計值36.5 GPa基本一致。

(8)模型梁實際抗彎和抗剪承載力都大于計算值，極限強度計算時不需要折減，規(guī)范計算值是偏于安全的。

(9)模型梁極限狀態(tài)表現(xiàn)為彎曲破壞的特征，且接近整體梁的破壞形態(tài)。

6 結(jié)束語

由于接縫混凝土界面的處理好壞程度對環(huán)氧膠和混凝土表面的粘結(jié)抗拉極限強度影響比較明顯，施工時應(yīng)注意節(jié)段接縫截面的處理情況。節(jié)段預(yù)制時，相鄰節(jié)段接頭區(qū)段內(nèi)預(yù)應(yīng)力管道的平順性應(yīng)注意加強。

梁體實際抗彎和抗剪承載力均大于規(guī)范理論計算值，規(guī)范計算公式是合理的，且偏于安全，強度計算時不需要折減。梁體實測豎向抗彎剛度比計算剛度偏小約7.2%，計算抗彎剛度時應(yīng)適當折減。梁體實際撓跨比、梁端轉(zhuǎn)角、自振頻率都能滿足設(shè)計規(guī)范要求值。

參考文獻

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A Static-Test-Based Study of the Segment-Precast Glue-Jointed Railway Box Girder

Yang Shumin

(The 22nd Bureau Group of China Railway,Beijing 100043,China)

Abstract:To study the structural behavior of the section-assembled glue-jointed structures both at the normally-used stage and in the state of construction,the true loading condition of it in normal use is simulated,upon the basis of considering the erection construction conditions, with the help of a test model girder,with the main static response and stress condition of the test model girder tested to testify the structural forms of the section-assembled railway glue-jointed structure, the mechanical reliability and the safe reserve of the structure,and the degree of its conformity to the relevant specifications.The research of ours is of certain theoretical and practical engineering importance and may serve as a useful reference for other similar projects.

Key words:precast segments;glue-jointed girder;test beam model；static test

收稿日期：2016-02-23

作者簡介：楊樹民(1975—)，男，高級工程師，主要從事土木工程施工技術(shù)管理工作antcavalier@163.com

DOI：10.13219/j.gjgyat.2016.03.001

中圖分類號：U441.5

文獻標識碼：A

文章編號：1672-3953(2016)03-0001-06