群釘連接裝配式組合軌道梁受力特性研究

周 帥，聶建國(guó)，方 聰，羅桂軍

（1.中國(guó)建筑集團(tuán)有限公司，北京 100013；2.中國(guó)建筑第五工程局有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410004；3.清華大學(xué) 土木水利學(xué)院，北京 100084）

發(fā)展軌道交通是解決城市交通擁堵、實(shí)現(xiàn)節(jié)能環(huán)保的主要方式之一。地鐵建設(shè)投資大（＞6 億元·km-1）、運(yùn)輸能力強(qiáng)（＞單向6 萬(wàn)人次·h-1）、運(yùn)營(yíng)成本高，主要用于人流集中的一線特大型城市。在廣大的二三線中小城市，客流需求相對(duì)較小、地方財(cái)政相對(duì)較弱，以跨座式單軌為代表的中運(yùn)量軌道交通可滿足客運(yùn)需求，且建設(shè)投資只有地鐵的1/3～1/4，是合理的軌道交通制式選擇[1-2]。

跨座式單軌交通是一種車輛騎跨在軌道梁上走行的交通制式，如圖1所示。目前在全球范圍內(nèi)運(yùn)營(yíng)里程不足600 km，技術(shù)研發(fā)尚顯不足。這類軌道交通制式的顯著特點(diǎn)是“梁軌合一”，軌道梁既是承重結(jié)構(gòu)，也是走行軌道，毫米級(jí)的線形精度是關(guān)鍵技術(shù)之一?；炷淋壍懒航ㄔ斐杀镜停\(yùn)營(yíng)平穩(wěn)性好，卻面臨著毫米級(jí)成橋線形精度的重大質(zhì)量風(fēng)險(xiǎn)，已經(jīng)通車的重慶軌道交通2，3號(hào)線和在建的廣西柳州軌道2號(hào)線均有體現(xiàn)；全鋼結(jié)構(gòu)軌道梁線形精度易于保障、建設(shè)工期短，但經(jīng)濟(jì)成本高、運(yùn)營(yíng)噪聲大、走行面耐候問(wèn)題突出。因此，采用大跨徑鋼-混凝土組合軌道梁結(jié)構(gòu)形式，揚(yáng)長(zhǎng)避短，是技術(shù)突破的方向之一。

圖1 廣西柳州跨座式單軌交通

采用剪力群釘?shù)姆绞?，可以?shí)現(xiàn)組合軌道梁的下部鋼箱和上部混凝土板均在工廠預(yù)制，現(xiàn)場(chǎng)裝配化施工，縮短建設(shè)工期，降低預(yù)制梁廠費(fèi)用，緩解混凝土板材料收縮徐變引起的質(zhì)量風(fēng)險(xiǎn)。聶建國(guó)等建立和發(fā)展了鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的等效剛度理論，對(duì)滿鋪剪力釘、開(kāi)孔鋼板、型鋼等組合結(jié)構(gòu)連接件做了大量的研究，并取得了很好的實(shí)踐應(yīng)用效果[3-4]。當(dāng)前，關(guān)于群釘連接鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的研究和應(yīng)用則相對(duì)較少，葉梅新等對(duì)蕪湖長(zhǎng)江大橋群釘組合鋼-混凝土主梁極限承載力開(kāi)展了研究[5]；李成君對(duì)裝配式鋼-混凝土組合梁群釘構(gòu)造及受力開(kāi)展了相關(guān)研究[6]；項(xiàng)貽強(qiáng)等對(duì)復(fù)雜應(yīng)力條件下快速施工鋼-混組合梁群釘性能進(jìn)行了分析[7]；邵旭東等對(duì)群釘鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)層間剪切性能進(jìn)行了研究[8-9]。組合梁群釘連接不同于剪力釘均勻滿鋪，平截面假定適用性問(wèn)題、等效剛度折減等問(wèn)題需要進(jìn)一步研究[10-11]。

本文基于實(shí)際的工程參數(shù)，按照1∶3的縮尺比設(shè)計(jì)制作群釘連接裝配式組合軌道梁模型，全過(guò)程模擬構(gòu)件預(yù)制、裝配施工等主要過(guò)程，分別測(cè)試裝配前、裝配后的靜動(dòng)力特性，研究群釘連接裝配式組合軌道梁的受力特性。

1 工程背景

龐巴迪車輛制式跨座式單軌雙線車輛-軌道梁幾何相對(duì)關(guān)系示意如圖2所示。雙線線間距4.6 m，簡(jiǎn)支50 m跨徑雙線鋼-混凝土組合軌道梁梁高3.1 m，上部混凝土板厚度32 cm，寬度69 cm，下部鋼箱高度278 cm，單片軌道梁寬高比達(dá)到1∶4.5，高跨比1∶16。

圖2 車輛-軌道梁幾何關(guān)系（單位：mm）

組合軌道梁上部混凝土板尺寸如圖3所示，剪力預(yù)留槽尺寸為21 cm×90 cm，縱向中心距270 cm，橫向錯(cuò)位布置，以降低“無(wú)釘區(qū)”長(zhǎng)度。混凝土板在工廠預(yù)制、養(yǎng)生完成后運(yùn)抵現(xiàn)場(chǎng)，與下部鋼箱梁群釘對(duì)孔裝配，后澆剪力預(yù)留槽高性能混凝土，實(shí)現(xiàn)鋼箱-混凝土板組合。

圖3 預(yù)制混凝土板群釘槽口平面布置圖（單位：mm）

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

依據(jù)鋼-混凝土組合軌道梁原型尺寸，按照1∶3的幾何縮尺比設(shè)計(jì)制作鋼-混凝土組合軌道梁試驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>

試驗(yàn)梁下部鋼箱（簡(jiǎn)稱鋼梁）和上部混凝土板獨(dú)立、分開(kāi)預(yù)制，分別如圖4和圖5所示。剪力群釘在設(shè)計(jì)指定位置與鋼箱焊接，混凝土板按設(shè)計(jì)位置及尺寸預(yù)留剪力預(yù)留槽。

圖4 鋼梁

圖5 預(yù)制混凝土板

預(yù)制混凝土板養(yǎng)生完成后，運(yùn)至鋼梁位置吊裝與剪力群釘對(duì)孔裝配，如圖6所示，后澆群釘預(yù)留槽高性能混凝土，形成鋼-混凝土組合軌道梁（簡(jiǎn)稱組合梁）。

圖6 預(yù)制裝配組合梁

集中荷載作用下簡(jiǎn)支梁的撓度計(jì)算式為

式中：S為組合梁跨中豎向撓度；P為簡(jiǎn)支組合梁跨中集中荷載；L為組合梁計(jì)算跨徑；EI為組合梁截面剛度。

由式（1）得到組合梁等效豎彎剛度P/S為

鋼梁、混凝土板連接界面無(wú)滑移和平截面假定是組合梁等效豎彎剛度理論建模的前提條件，傳統(tǒng)均勻滿鋪剪力釘組合結(jié)構(gòu)基本能滿足基本假設(shè)，剪力釘集中非均勻布置條件下的組合梁群釘連接存在無(wú)釘區(qū)受力問(wèn)題，傳統(tǒng)理論適應(yīng)性將通過(guò)有限元計(jì)算和試驗(yàn)實(shí)測(cè)進(jìn)行驗(yàn)證。

3 組合梁動(dòng)力特性

3.1 試驗(yàn)方案

鋼梁、組合梁梁體放置于實(shí)驗(yàn)室平整地坪上，梁端底部通過(guò)臨時(shí)滾軸支座支撐于地面，梁端可以有扭轉(zhuǎn)自由度，約束3向平動(dòng)自由度，模擬簡(jiǎn)支邊界條件。測(cè)試所用傳感器為拾振器，采樣頻率為1 000 Hz。

由于梁體較重，且加載位置空間與技術(shù)受限，動(dòng)力測(cè)試采用人體跳躍方式對(duì)梁體進(jìn)行激振，以獲取結(jié)構(gòu)上多點(diǎn)的自由衰減時(shí)程曲線，而后通過(guò)自由振動(dòng)法，即采用FFT（快速傅里葉變換法）以及對(duì)數(shù)衰減率法，完成對(duì)該軌道梁的頻率與阻尼比獲取[12]。

3.2 實(shí)測(cè)結(jié)果與討論

裝配前鋼梁和裝配后組合梁實(shí)測(cè)時(shí)程曲線和頻譜分別如圖7—圖10所示。由圖7—圖10可見(jiàn)：時(shí)程曲線呈現(xiàn)“拍現(xiàn)象”；FFT頻譜分析得到鋼梁、組合梁的1階豎向彎曲固有頻率分別為29.9 和32.2 Hz。

圖7 裝配前鋼梁跨中加速度時(shí)程曲線

圖8 裝配前鋼梁跨中頻譜

圖9 裝配后組合梁跨中加速度時(shí)程曲線

圖10 裝配后組合梁跨中頻譜

表1給出了3種方法得到的鋼梁、組合梁豎向彎曲固有頻率結(jié)果。其中，實(shí)測(cè)值為根據(jù)傳感器實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析得到的結(jié)果，計(jì)算值為根據(jù)有限元方法計(jì)算結(jié)果，理論值為界面無(wú)滑移鋼-混凝土組合等效剛度理論結(jié)果[13-14]。

表1 豎彎固有頻率結(jié)果對(duì)比

鋼梁為規(guī)則的鋼結(jié)構(gòu)，實(shí)測(cè)值29.9 Hz 與計(jì)算值29.6 Hz 基本一致?；炷涟迮c鋼梁組合以后，提高了整體豎彎剛度，也增加了等效質(zhì)量，組合梁實(shí)測(cè)固有頻率為32.2 Hz，略高于鋼梁29.9 Hz。值得注意的是，組合梁實(shí)測(cè)值高于計(jì)算值，也高于理論值，原因可歸結(jié)于激振方式和梁體剛度的非線性。由于組合梁剛度較大，人體跳躍對(duì)梁體的激振幅度相對(duì)較小，沒(méi)有能夠真實(shí)反映在大振幅作用下，群釘連接裝配式組合梁等效剛度的折減效應(yīng)，甚至由于預(yù)制混凝土板與鋼梁的表面接觸、摩擦等因素作用提高了梁體剛度的非線性，小幅荷載激勵(lì)無(wú)法消除這一影響，使得實(shí)測(cè)結(jié)果偏大。

4 組合梁靜力性能

4.1 試驗(yàn)方案

如圖6所示，雙線組合梁簡(jiǎn)支支撐于地面臺(tái)座，通過(guò)試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單側(cè)加載，梁底設(shè)置接觸式位移計(jì)與千分表，測(cè)試梁底的豎向位移值，沿組合梁長(zhǎng)度方向梁端（A1和A5）、四分點(diǎn)（A2和A4）、跨中（A3），雙線組合梁左右2幅共布設(shè)20個(gè)測(cè)量點(diǎn)。位移計(jì)量程有50和100 mm 2種，千分表量程有12 和25 mm 2種，靈敏度為0.002 mm。作用于梁體的加載點(diǎn)采用滾軸支撐的方式，減小與梁體表面的摩擦。

混凝土板與鋼梁之間設(shè)置傳感器，采用量程為12 mm的千分表，分別測(cè)量荷載作用下跨中、支座處、預(yù)制板濕接縫連接處、2側(cè)剪力槽邊緣處混凝土板與鋼梁界面滑移值。沿組合梁截面高度設(shè)置應(yīng)變片，測(cè)量截面高度應(yīng)變數(shù)據(jù)，研究荷載作用下下部鋼梁和上部混凝土板在同一截面的變形協(xié)調(diào)特征。

4.2 實(shí)測(cè)結(jié)果

不同荷載作用下，加載側(cè)軌道梁的撓度曲線如圖11所示。圖中：A1—A5分別對(duì)應(yīng)支點(diǎn)、四分點(diǎn)及跨中的平面位置。由圖11可見(jiàn)：軌道梁的撓度隨荷載的增加而增加，跨中撓度大于四分點(diǎn)撓度；梁底最大豎向撓度達(dá)到27.5 mm。

圖11 不同荷載作用下梁體加載側(cè)撓度曲線

單側(cè)加載作用下，雙線軌道梁撓度橫向分布如圖12所示，圖中：A2，B2為加載側(cè)梁體左四分點(diǎn)測(cè)點(diǎn)；C2，D2為非加載側(cè)梁體左四分點(diǎn)測(cè)點(diǎn)。由圖12可見(jiàn)，加載側(cè)梁體撓度顯著大于非加載側(cè)，橫向約束作用有限，以下將以加載側(cè)梁體撓度為例進(jìn)行等效剛度評(píng)價(jià)。

圖12 不同荷載作用下跨中梁體雙側(cè)撓度橫向分布

采用單側(cè)加載的方式，集中荷載作用在組合梁跨中位置頂面，提取加載側(cè)軌道梁梁底豎向位移作為組合梁最大撓度，荷載等級(jí)以100 kN為間隔，加載到800 kN，作用點(diǎn)混凝土局部壓碎破壞，組合梁?jiǎn)适f(xié)同變形能力。

3種方法得到的組合梁的荷載-最大豎向撓度曲線如圖13所示。圖中，計(jì)算值為根據(jù)組合梁模型實(shí)際尺寸進(jìn)行有限元建模計(jì)算得到的結(jié)果，理論值是根據(jù)界面無(wú)滑移鋼-混凝土組合等效剛度理論得到的結(jié)果。由圖13可見(jiàn)：有限元和理論計(jì)算得到的荷載-最大豎向撓度曲線呈線性關(guān)系，而試驗(yàn)實(shí)測(cè)得到荷載-撓度曲線呈現(xiàn)非線性特征；同一等級(jí)荷載作用下，豎向撓度計(jì)算值總體大于理論值。

圖13 組合梁荷載-最大豎彎撓度曲線

根據(jù)式（2）和圖13荷載-豎向撓度關(guān)系，可以得到基于有限元計(jì)算、試驗(yàn)實(shí)測(cè)、理論計(jì)算3種不同方法的鋼梁、組合梁等效豎彎剛度，結(jié)果見(jiàn)表3。由表3可知：鋼梁材質(zhì)單一，結(jié)構(gòu)規(guī)則，所得等效豎彎剛度較為穩(wěn)定，計(jì)算值和理論值一致，均為21.4 kN·mm-1，試驗(yàn)實(shí)測(cè)值為21.1 kN·mm-1，偏差在2%以內(nèi)；由于考慮了混凝土板和鋼梁界面的滑移，等效豎彎剛度有所折減，組合梁等效豎彎剛度計(jì)算值為31.5 kN·mm-1，小于不考慮界面滑移的理論值32.5 kN·mm-1。由圖13可知，組合梁實(shí)測(cè)豎向撓度并非隨著荷載的增加呈現(xiàn)線性關(guān)系，以500 kN荷載為界，小幅荷載作用下（＜500 kN），組合梁實(shí)測(cè)豎向撓度小于理論值，大幅荷載作用下（＞500 kN），組合梁實(shí)測(cè)豎向撓度大于理論值，因此，組合梁實(shí)測(cè)等效豎彎剛度并非恒定值，而表現(xiàn)出區(qū)間非線性效應(yīng)，實(shí)測(cè)組合梁最小、最大等效豎彎剛度分別為29.1和35.9 kN·mm-1，分別對(duì)應(yīng)理論值32.5 kN·mm-1的0.9和1.1倍。

表3 組合梁等效豎彎剛度對(duì)比

綜上所述，在本研究工況中，以500 kN 荷載為界，小幅荷載作用下（＜500 kN），群釘連接裝配式鋼-混凝土組合梁實(shí)測(cè)等效豎彎剛度高于無(wú)滑移等效剛度理論值，提高幅度達(dá)到10%，因而可以合理解釋本文3.2節(jié)組合梁固有頻率研究中，組合梁等效質(zhì)量一致的情況下，固有頻率實(shí)測(cè)值32.2 Hz 高于理論值29.0 Hz的現(xiàn)象；大幅荷載作用下（＞500 kN），組合梁實(shí)測(cè)等效豎彎剛度低于理論值，并且隨著荷載等級(jí)的提高，差距逐步增大，等效豎彎剛度進(jìn)一步折減，折減幅度達(dá)到10%。因此，組合梁等效豎彎剛度表現(xiàn)出隨著荷載增加而逐步降低的非線性特征。

相比于鋼梁，由于預(yù)制混凝土板的疊合，組合梁截面慣性矩增大，等效豎彎剛度理論上提高幅度應(yīng)為52%。由表3可知：在不同等級(jí)的荷載作用下，組合梁實(shí)測(cè)等效豎彎剛度為29.1～35.9 kN·mm-1，分別為鋼梁實(shí)測(cè)等效豎彎剛度21.1 kN·mm-1的138%～170%，提高幅度為38%～70%，鋼-混凝土組合梁疊合共同受力程度隨著外加荷載量值的變化而表現(xiàn)出非線性效應(yīng)。

在不同荷載等級(jí)作用下，組合梁跨中截面沿截面高度鋼梁、混凝土板的應(yīng)變?nèi)鐖D14所示，試驗(yàn)梁整體梁高1 033 mm，上部預(yù)制混凝土板厚度107 mm，下部鋼梁厚度926 mm，中性軸位置距離梁底583 mm。由圖14可見(jiàn)：中性軸以上的鋼梁和全部混凝土板均受壓，中性軸以下均為鋼梁，全部受拉，混凝土板最大壓應(yīng)力＜13.8 MPa，鋼梁最大拉應(yīng)力＜73.5 MPa，均處于彈性受力階段。

圖14 跨中截面變形協(xié)同曲線

由圖14還可見(jiàn)：在100 kN荷載作用下，鋼-混凝土組合梁界面以下（截面高度＜926 mm）鋼梁的應(yīng)變沿截面高度方向呈線性關(guān)系，所有測(cè)點(diǎn)均在同一直線上，組合界面以上（截面高度＞926 mm）混凝土板上緣應(yīng)變（―162×10-6）顯著大于等高度鋼梁應(yīng)變值（―64×10-6），比值為2.5；在200 kN 荷載作用下，鋼梁和混凝土板的應(yīng)變均大幅增加，而組合界面處混凝土板和鋼梁同樣存在應(yīng)變突變的現(xiàn)象，混凝土板上緣應(yīng)變（―367×10-6）顯著大于等高度鋼梁應(yīng)變（―132×10-6），比值為2.8，上部混凝土板與下部鋼梁存在變形不協(xié)調(diào)的受力特征。小幅荷載作用下（＜500 kN），混凝土板提前介入受力，在組合梁等效豎彎剛度中發(fā)揮了更多的作用，這在一定程度上可以解釋上述剛度非線性的問(wèn)題，由于混凝土板對(duì)組合截面的提前貢獻(xiàn)，使得群釘連接裝配式組合梁實(shí)測(cè)等效豎彎剛度大于理論值。

5 結(jié) 論

（1）群釘連接裝配式鋼-混凝土組合軌道梁呈現(xiàn)出隨著作用荷載變化的非線性受力特征，荷載-撓度曲線存在1個(gè)反彎點(diǎn)，本試驗(yàn)組合梁剛度非線性反彎點(diǎn)對(duì)應(yīng)跨中集中荷載500 kN，小幅荷載作用下（＜500 kN）等效豎彎剛度大，且大于理論值，隨著作用荷載的增大，等效豎彎剛度逐步減小，經(jīng)過(guò)反彎點(diǎn)后將折減到理論值以下，變化幅度在理論值的0.9～1.1倍。

（2）在鋼梁和混凝土板共同受力的過(guò)程中，下部鋼梁和上部混凝土板在同一截面的變形不協(xié)調(diào)，混凝土板的應(yīng)變顯著增大，偏離鋼梁線性應(yīng)變關(guān)系值，不滿足平截面假定。

（3）在小幅設(shè)計(jì)荷載條件下，群釘連接裝配式組合軌道梁等效剛度設(shè)計(jì)值可以按無(wú)滑移等效剛度理論取值，無(wú)須折減，組合梁固有頻率也有提高；大幅設(shè)計(jì)荷載條件下應(yīng)考慮群釘效應(yīng)帶來(lái)的剛度折減。