成灌鐵路跨度32 m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁腹板豎向受力性能試驗研究

蘇永華,馬 林

(中國鐵道科學(xué)研究院鐵道建筑研究所,北京 100081)

成灌鐵路跨度32 m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁腹板豎向受力性能試驗研究

蘇永華,馬 林

(中國鐵道科學(xué)研究院鐵道建筑研究所,北京 100081)

我國客運專線各種標(biāo)準(zhǔn)梁型在實際應(yīng)用之初均進(jìn)行了實體箱梁的試驗研究工作,以掌握結(jié)構(gòu)的實際受力性能,對于保證箱梁的正常、安全使用起到了重要作用。以新建成灌鐵路跨度32m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁為研究對象,對梁端變截面處腹板在預(yù)施應(yīng)力條件下的受力狀態(tài)進(jìn)行了計算分析和測試,對跨中等截面段腹板在模擬運梁車運梁通過工況下的受力性能進(jìn)行了計算分析和靜載試驗。根據(jù)箱梁腹板受力性能試驗研究結(jié)果,對箱梁的截面構(gòu)造和預(yù)應(yīng)力束布置進(jìn)行了設(shè)計優(yōu)化、完善,改善了腹板的豎向受力性能,靜載試驗結(jié)果表明在運梁、運營工況下箱梁能滿足正常使用要求。

箱梁腹板；豎向受力性能；靜載試驗；混凝土應(yīng)力；極限抗拉強(qiáng)度；裂縫

整孔簡支箱梁由于具有受力簡單明確、形式簡潔、外形美觀、抗扭剛度大等優(yōu)點，在許多國家高速和客運專線鐵路建設(shè)中得到了廣泛應(yīng)用[1]。我國客運專線橋梁主要采用跨度32 m的雙線預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁，并根據(jù)行車速度分別設(shè)計了標(biāo)準(zhǔn)梁型[2]。根據(jù)既有客運專線箱梁的使用情況，各種標(biāo)準(zhǔn)梁型在實際應(yīng)用之初均進(jìn)行了實體箱梁的試驗研究工作，以掌握結(jié)構(gòu)的實際受力性能[3]。試驗研究過程中，根據(jù)發(fā)現(xiàn)的問題對結(jié)構(gòu)進(jìn)行了適當(dāng)調(diào)整，對于保證箱梁的正常、安全使用起到了重要作用。

以新建成都至都江堰鐵路(成灌鐵路)跨度32 m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁為研究對象，通過開展理論計算分析和實體箱梁試驗測試等工作，對箱梁腹板在預(yù)施應(yīng)力條件和模擬施工、運營荷載作用下的受力性能進(jìn)行了試驗研究，并通過結(jié)構(gòu)調(diào)整解決了箱梁腹板的豎向受力問題。

1 概述

成灌鐵路跨度32 m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁的設(shè)計吸取了已有客運專線箱梁結(jié)構(gòu)的經(jīng)驗，并考慮沿線對橋梁景觀的要求，主要設(shè)計特點如下。(1)設(shè)計活載：列車豎向活載縱向計算采用ZC(0.6UIC)標(biāo)準(zhǔn)活載，橋面橫向計算采用ZC(0.6UIC)特種活載，活載圖示見圖1[4，5]。(2)橋面構(gòu)造寬度首次采用11.4 m。(3)國內(nèi)首次在雙線單箱單室簡支箱梁上采用斜率2∶1的斜腹板，腹板與翼板、底板均以較大直徑圓弧順接，圓弧半徑分別為1.0 m和1.5 m。(4)箱梁跨中截面腹板中心處梁高為2.35 m，梁高較小，高跨比為1/13.6[6]。

圖1 ZC(0.6UIC)活載圖示(單位:m)

根據(jù)箱梁試驗研究和設(shè)計、施工進(jìn)展情況，本項目共制作了2孔全尺寸實體試驗梁，第1孔梁根據(jù)初步設(shè)計方案制作，第2孔梁根據(jù)調(diào)整后的設(shè)計方案制作。本試驗研究的主要目的如下。

(1)在預(yù)施應(yīng)力條件下對梁端變截面處腹板應(yīng)力情況進(jìn)行測試，掌握該部位的受力情況。

(2)在模擬運梁、運營荷載作用下測試腹板的豎向受力情況，分析箱梁腹板受力性能能否滿足使用要求。

2 箱梁結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.1 第1孔試驗梁

試驗梁為雙線預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁，采用單箱單室截面(圖2)，主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：梁長32.6 m，計算跨度31.5 m；線間距4.4 m，頂板寬度11.4 m，底板寬度5.8 m；箱梁截面中心線處梁高2.272 m，腹板中心處梁高2.3554 m；頂板厚0.30 m，底板厚0.28 m，腹板厚0.28 m；支座中心橫向間距為4.9 m；箱梁C50混凝土體積245.6 m3，梁重644.2t；預(yù)施應(yīng)力采用后張法。為增強(qiáng)梁端受力性能，距梁端4.1～1.1 m內(nèi)腹板厚度逐漸增加至0.70 m，頂板向下加厚至0.40 m，底板向上加厚至0.70 m；腹板、頂板、底板加厚的變化長度均為3.00 m[7]。

圖2 第1孔試驗梁構(gòu)造(單位：mm)

2.2 第2孔試驗梁

針對第1孔試驗梁存在的腹板薄弱和局部應(yīng)力偏大問題，設(shè)計調(diào)整之后的第2孔試驗梁主要結(jié)構(gòu)參數(shù)變化如下：腹板厚度從下向上由0.28 m逐漸變化至0.55 m，腹板預(yù)應(yīng)力束位置進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整；箱梁C50混凝土體積增加至256.6 m3，梁重增加至667.2 t；斷面布置見圖3[8]。

圖3 第2孔試驗梁構(gòu)造(單位：mm)

3 箱梁計算分析模型

從結(jié)構(gòu)形式上來看，試驗梁的腹板厚度較小，屬于薄腹空間結(jié)構(gòu)，在預(yù)施應(yīng)力、運梁和運營荷載作用下的受力特征較為復(fù)雜，使用框架梁單元模型進(jìn)行計算已不能滿足實際要求。為掌握復(fù)雜作用特征下的結(jié)構(gòu)受力情況，箱梁計算采用空間有限元程序Midas FEA，通過建立三維空間實體模型(圖4)來模擬箱梁施工和運營過程中的各工況。

計算模型信息如下：(1)混凝土實體單元192 340個、節(jié)點252 464個，預(yù)應(yīng)力筋一維桿單元7 068個、節(jié)點14 158個；(2)C50混凝土彈性模量3.55×104MPa，預(yù)應(yīng)力筋彈性模量1.95×105MPa[9]；(3)C50混凝土容重25 kN/m3，預(yù)應(yīng)力筋容重78.5 kN/m3[10]；(4)C50混凝土泊松比0.2，預(yù)應(yīng)力筋泊松比0.3。

計算模型中荷載施加方式如下：(1)梁體自重由程序自動施加，預(yù)施應(yīng)力根據(jù)張拉力施加于預(yù)應(yīng)力筋單元；(2)各種橋面荷載按照實際作用位置和接觸面積采用等效面壓力的方式施加，單線軌道板重46.1 kN/m，作用寬度2.8 m；模擬活載采用設(shè)計值，作用寬度2.8 m；DCY900型運梁車走行工況下軸重P=135.9 kN，單輪作用面積為0.5 m×0.6 m，軸載分布情況見圖5[11]。

圖4 試驗梁三維空間實體模型

圖5 運梁車軸載分布(單位：m)

4 梁端變截面處腹板豎向受力性能計算及測試分析

4.1 第1孔試驗梁計算分析

第1孔試驗梁空間分析結(jié)果表明，預(yù)應(yīng)力張拉完成后，距梁端4.1 m變截面腹板內(nèi)側(cè)的豎向應(yīng)力偏大，局部主拉應(yīng)力P1最大值為3.6 MPa，超過C50混凝土抗拉強(qiáng)度(fct=3.10 MPa)，可能會導(dǎo)致混凝土開裂、腹板出現(xiàn)縱向水平裂縫；腹板內(nèi)側(cè)應(yīng)力分布情況見圖6。

圖6 預(yù)施應(yīng)力后腹板內(nèi)側(cè)應(yīng)力圖

4.2 第1孔試驗梁測試

預(yù)施應(yīng)力過程中，在變截面附近的腹板內(nèi)側(cè)混凝土表面布置了振弦式應(yīng)變測點(圖7)，以掌握該部位的實際受力情況。

圖7 梁端變截面處測點布置示意

實測混凝土應(yīng)變與預(yù)施應(yīng)力順序的關(guān)系(圖8)表明：

(1)張拉底板束對腹板內(nèi)側(cè)豎向應(yīng)力影響不大，張拉腹板束的影響較大；

(2)實測預(yù)應(yīng)力張拉完成后腹板表面混凝土最大豎向應(yīng)力為5.33 MPa(彈模取設(shè)計值3.55×104MPa)。

經(jīng)檢查，梁端變截面處腹板內(nèi)側(cè)出現(xiàn)了縱向水平裂縫(圖9)，長度在40～70 cm，寬度在0.10 mm左右。

圖8 預(yù)施應(yīng)力過程中腹板內(nèi)側(cè)應(yīng)變曲線

圖9 預(yù)施應(yīng)力后腹板內(nèi)側(cè)裂縫示意(單位：mm)

經(jīng)分析，梁端變截面處腹板內(nèi)側(cè)出現(xiàn)縱向水平裂縫的主要原因如下：

(1)試驗梁腹板斜率較大，腹板與底板順接圓弧的半徑也較大，預(yù)應(yīng)力束在變截面附近起彎位置比較集中，豎彎和平彎組合后在空間形成一個向腹板外側(cè)凸出的弧面，張拉過程中產(chǎn)生的徑向力致使腹板內(nèi)側(cè)產(chǎn)生較大的豎向拉應(yīng)力；

(2)變截面處腹板厚度為28 cm，抵抗面外作用力的能力偏弱；

(3)腹板的大弧面構(gòu)造形式導(dǎo)致管道定位困難，管道偏差局部偏大的情況下導(dǎo)致變截面處腹板內(nèi)側(cè)受力更為不利。

試驗研究結(jié)果顯示，第1孔試驗梁的梁端變截面處有待設(shè)計完善，應(yīng)對腹板厚度和預(yù)應(yīng)力束布置進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整，避免施工過程中產(chǎn)生局部裂縫，以保證箱梁的正常使用和耐久性。

4.3 第2孔試驗梁計算分析

經(jīng)過設(shè)計調(diào)整截面構(gòu)造和預(yù)應(yīng)力束布置，第2孔試驗梁預(yù)應(yīng)力張拉后變截面處腹板內(nèi)側(cè)計算主拉應(yīng)力P1最大值已降至2.49 MPa，小于C50混凝土極限抗拉強(qiáng)度，腹板應(yīng)力狀態(tài)得到了明顯改善；腹板內(nèi)側(cè)應(yīng)力分布情況見圖10。通過對第2孔試驗梁進(jìn)行檢查，預(yù)應(yīng)力張拉后梁端變截面處腹板內(nèi)側(cè)未發(fā)現(xiàn)裂縫。

圖10 預(yù)施應(yīng)力后腹板內(nèi)側(cè)應(yīng)力圖

5 箱梁等截面段腹板豎向受力性能計算及試驗分析

5.1 第1孔試驗梁計算分析

第1孔試驗梁在運梁、運營工況作用下，計算結(jié)果顯示沿梁長較大范圍內(nèi)腹板外側(cè)豎向拉應(yīng)力偏大(圖11)，超過C50混凝土極限抗拉強(qiáng)度，腹板外側(cè)將會出現(xiàn)縱向水平裂縫，影響箱梁的運營安全和耐久性。對比運梁、運營兩種工況計算結(jié)果(表1)，運梁工況下腹板拉應(yīng)力比運營工況更大，因此第1孔試驗梁靜載試驗主要模擬運梁工況來檢驗腹板的豎向受力狀態(tài)。

圖11 腹板外側(cè)主拉應(yīng)力P1應(yīng)力圖

工況荷載組合計算結(jié)果(最大主拉應(yīng)力P1)運梁車運梁通過(1)自重;(2)預(yù)施應(yīng)力效應(yīng);(3)運梁車軸重:P=14kN(1)腹板外側(cè):8.09MPa;(2)腹板內(nèi)側(cè):-9.75MPa運營工況(1)自重;(2)預(yù)施應(yīng)力效應(yīng);(3)二期恒載;(4)活載(1)腹板外側(cè):5.89MPa;(2)腹板內(nèi)側(cè):-7.13MPa

注：混凝土應(yīng)力以受拉為正，受壓為負(fù)。

5.2 第1孔試驗梁試驗

為檢驗第1孔試驗梁腹板的實際受力狀況，驗證計算結(jié)果，進(jìn)行了腹板豎向受力性能靜載試驗。試驗采用縱向10點加載模擬運梁工況(圖12)，最大加載力P=180 kN，模擬達(dá)到運梁車運梁通過時軸重的32%，此時腹板外側(cè)主拉應(yīng)力計算值為3.50 MPa。靜載試驗測點布置見圖13，加載分級情況見表2。

圖12 腹板上部豎向受力測試加載位置示意(單位：mm)

圖13 腹板豎向受力靜載試驗測點布置(單位：mm)

第1加載循環(huán)P/kN第2加載循環(huán)P/kNP1P2P3P4P5P6P7P8408012016018060120180

注：加載力已扣除加載設(shè)備的重力。

實測腹板豎向應(yīng)力分布情況(圖14、圖15)表明：

(1)腹板內(nèi)外側(cè)豎向應(yīng)力的分布趨勢與計算結(jié)果基本一致，跨中附近的應(yīng)力水平較大；

(2)最大試驗荷載(P=180 kN)作用下，跨中范圍腹板外側(cè)混凝土最大拉應(yīng)力為2.39 MPa(混凝土彈模取實測值3.99×104MPa)，理論計算值為2.21 MPa；跨中截面腹板內(nèi)側(cè)最大壓應(yīng)力為-2.99 MPa，理論計算值為-2.55 MPa，實測應(yīng)力與理論值接近，理論計算結(jié)果得到了試驗驗證；

(3)推算當(dāng)加載力P達(dá)到運梁車運梁通過時軸重的100%時，并考慮自重和預(yù)施應(yīng)力效應(yīng)，腹板外側(cè)最大拉應(yīng)力為8.68 MPa，大于C50混凝土極限抗拉強(qiáng)度，運梁車運梁通過時腹板外側(cè)將在較大范圍內(nèi)出現(xiàn)縱向水平裂縫。

試驗研究結(jié)果顯示，第1孔試驗梁腹板與翼緣板過渡部位較為薄弱，為保證箱梁施工、運營階段的使用安全及耐久性，應(yīng)對箱梁截面構(gòu)造和預(yù)應(yīng)力束布置等進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整。

圖14 腹板外側(cè)混凝土應(yīng)力分布曲線

圖15 腹板外側(cè)混凝土應(yīng)力分布曲線

5.3 第2孔試驗梁計算分析

根據(jù)第1孔試驗梁的計算分析和靜載試驗結(jié)果，第2孔試驗梁在截面構(gòu)造、預(yù)應(yīng)力束布置等方面進(jìn)行了設(shè)計調(diào)整。為驗證設(shè)計調(diào)整后箱梁腹板的受力性能，對第2孔試驗梁進(jìn)行了計算分析。對比運梁、運營兩種工況計算結(jié)果，運梁工況腹板外側(cè)拉應(yīng)力大于運營工況，因此靜載試驗主要模擬運梁工況。運梁車運梁通過時跨中范圍腹板外側(cè)主拉應(yīng)力P1最大值為3.03 MPa(圖16)，小于C50混凝土極限抗拉強(qiáng)度。

圖18 腹板外側(cè)混凝土應(yīng)力分布曲線

圖16 腹板外側(cè)主拉應(yīng)力P1應(yīng)力圖(運梁工況：自重+預(yù)應(yīng)力效應(yīng)+運梁車軸重)

5.4 第2孔試驗梁試驗

第2孔試驗梁靜載試驗加載圖示與第1孔試驗梁相同，加載力P模擬達(dá)到運梁車運梁通過軸重的100%。靜載試驗測點布置見圖17，加載分級情況見表3。

圖17 腹板豎向受力靜載試驗測點布置(單位：mm)

第1加載循環(huán)P/kN第2加載循環(huán)P/kNP1P2P3P4P5P6P7P8P9100200300400500557200400557

注：加載力已扣除加載設(shè)備的重力。

計算分析及靜載試驗實測結(jié)果(圖18、圖19)表明：

(1)在最大試驗荷載(P=557.3kN)作用下，腹板外側(cè)混凝土最大拉應(yīng)力為2.39MPa(混凝土彈模采用實測值4.50×104MPa)，理論值為2.17MPa；腹板內(nèi)側(cè)混凝土最大壓應(yīng)力為-3.33MPa，理論值為-3.05MPa，實測應(yīng)力與理論值接近，理論計算結(jié)果得到了試驗驗證；

(2)試驗荷載作用下腹板外側(cè)表面最大拉應(yīng)力為2.39MPa，自重和預(yù)施應(yīng)力效應(yīng)理論計算產(chǎn)生的拉應(yīng)力為0.29MPa，兩者合計為2.68MPa，小于C50混凝土極限抗拉強(qiáng)度，檢查也未發(fā)現(xiàn)裂縫。

綜上，第2孔試驗梁經(jīng)過設(shè)計調(diào)整，改善了腹板的受力性能，能夠滿足箱梁在運梁、運營工況下的正常使用要求。

圖19 腹板內(nèi)側(cè)混凝土應(yīng)力分布曲線

6 結(jié)論

通過對成灌鐵路2孔跨度32m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁進(jìn)行腹板受力性能試驗研究，得出結(jié)論如下[12]。

(1)第1孔試驗梁預(yù)施應(yīng)力后，梁端變截面腹板內(nèi)側(cè)實測應(yīng)力超過混凝土極限抗拉強(qiáng)度，并出現(xiàn)了縱向水平裂縫。設(shè)計調(diào)整后第2孔試驗梁變截面處受力狀態(tài)得到改善，理論計算主拉應(yīng)力最大值為2.49MPa，小于混凝土極限抗拉強(qiáng)度，預(yù)施應(yīng)力后檢查未發(fā)現(xiàn)裂縫。

(2)第1孔試驗梁腹板靜載試驗實測應(yīng)力與理論值接近，推算運梁車通過時腹板外側(cè)最大拉應(yīng)力為8.68MPa，大于混凝土極限抗拉強(qiáng)度，腹板將開裂。設(shè)計調(diào)整后第2孔試驗梁模擬加載至運梁車軸載，腹板外側(cè)最大拉應(yīng)力為2.68MPa，小于混凝土極限抗拉強(qiáng)度，檢查未發(fā)現(xiàn)裂縫。

(3)經(jīng)過對試驗梁的截面構(gòu)造和預(yù)應(yīng)力束布置進(jìn)行設(shè)計優(yōu)化、完善，改善了腹板的豎向受力性能，在運梁、運營工況下箱梁能滿足正常使用要求。

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Experiment Research on Vertical Mechanical Performance of Web Plate of 32 m Simply-surpported Prestressed Concrete Box Girder on Chengdu-Dujiangyan Railway

SU Yong-hua, MA Lin

(Railway Engineering Research Institute, China Academy of Railway Sciences, Beijing 100081, China)

In China, experiment research on a new box girder structure is always carried out at the beginning of its practical application, so as to ascertain the actual mechanical performances of various standard girder types used on passenger dedicated lines; and this practice plays a important role in ensuring normal and safe use of the box girders. This article took the 32m simply-supported prestressed concrete box girder on newly-built Chengdu-Dujiangyan Railway as the research object. And then the calculation analysis and mechanical performance test of the web plate of variable cross-section at the girder end were conducted under the pre-stressing condition. Furthermore, calculation analysis and static load test of the mechanical performance of the web plate of uniform cross-section at the mid-span were also conducted when simulating the girder transporter passing through. Subsequently, according to the results of experiment research of vertical performance of box girder web plate, the box cross-section structure design and the layout design of prestressed steel tendon were optimized and perfected, so that the vertical performance of the web plate was able to be improved. The result of static load test indicates that under the conditions of girder transporting or railway operation, the box girder can meet the requirements of normal use.

web plate of box girder; vertical mechanical performance; static load test; concrete stress; ultimate tensile strength; cracking

2013-08-15

蘇永華(1980—)，男，助理研究員，2004年畢業(yè)于西南交通大學(xué)土木工程專業(yè)，工學(xué)學(xué)士，E-mail：syh20000392@163.com。

1004-2954(2014)02-0052-06

U448.21+3

：A

10.13238/j.issn.1004-2954.2014.02.013