節段預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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節段預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：為研究節段預制膠結拼裝結構在正常使用階段和施工狀態下的結構行為，結合架梁工況，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和應力狀況，從而驗證鐵路膠接縫節段拼裝結構的結構形式、構造的受力可靠性、安全儲備、與相關規范的符合程度。此研究具有一定的理論意義和工程實踐應用價值，對同類工程具有一定的借鑒意義。

關鍵詞：節段預制；膠結梁；模型試驗梁；靜力試驗

梁節段膠接拼裝結構與整體澆筑結構的區別在于節段拼裝接縫處縱向普通鋼筋和混凝土為非連續整體，接縫處依靠剪力鍵及預應力提供的摩擦力傳遞剪力，依靠預應力產生的壓應力傳遞彎矩。預制的梁節段將通過預應力及剪力鍵形成整體結構。因此，節段預制膠接拼裝梁的構造設計、設計參數取值等應成為節段預制膠接拼裝技術首先要解決的問題，直接影響到梁的整體耐久性和結構安全性。

節段預制膠接拼裝技術國外起步較早，始于上世紀五十年代。近年來，在國內公路及城市軌道交通行業采用節段預制膠接拼裝技術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]，積累了一定的設計和施工經驗，但在鐵路行業目前還處于嚴重滯后的狀態。

1 試驗目的

通過時速160 kmⅠ級鐵路24 m節段拼裝(膠拼)工字梁的試制、試驗，從而達到驗證設計、檢驗施工工藝、完善設計和施工規范等目的，同時也為膠拼法施工的推廣使用提供科學依據，為鐵路領域大面積推廣應用積累必要經驗。

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

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個節段，10個接縫面，接縫拼裝面采用環氧樹脂膠粘結。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

為測試試驗模型混凝土的實際抗壓強度和彈性模量，在試件預制過程中預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，滿足鐵路設計規范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，小于鐵路設計規范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《預應力混凝土鐵路梁靜載彎曲試驗方法及評定標準》(TB2092—2003)規定的方法進行。試驗等效集中荷載采用5點法加載，跨中設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范圍內布置外貼振弦式應變傳感器，測點編號自東往西為55#～110#，測點間距為0.13 m，應變測試區覆蓋跨中區域最關鍵的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范圍內的腹板上布置外貼振弦式應變傳感器，監測支點附近區域腹板斜裂縫的出現。測點布置見圖9。

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

(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變測點布置(單位：cm)

圖8 靜載試驗跨中截面應變測點布置(單位：cm)

4.2 加載循環

模型梁靜載彎曲試驗共進行了6個加載循環：

圖9 靜載彎曲試驗支點附近區域腹板斜裂縫應變測點布置圖(單位：cm)

(1)第1循環加載至1.0倍設計彎矩，最大荷載為753 kN。

(2)第2循環加載至1.2倍設計彎矩，最大荷載為938 kN。

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

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

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

(6)第6循環加載至2.3倍設計彎矩(超過設計強度)，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 撓度結果

模型梁計算撓度時彈性模量取值為36.5 GPa。第1循環加載時，由于梁端節段底板非常不平整，梁底和橡膠板式支座之間存在較大間隙，導致撓度實測值比計算值偏大很多。從第2循環開始，支座板和梁底之間間隙基本壓合，故實測結果和計算結果比較接近。從第3循環到第6循環，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。

模型梁各加載循環由靜活載產生的跨中撓度值為：第2～第6加載循環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，均小于鐵路設計規范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 應變結果

模型梁在跨中截面下緣兩側各2 m范圍內共布置了應變測點32個，測點編號為6#，20#，30#，68#～96#。

第3循環開裂試驗跨中區域下緣應變測點的應變隨荷載變化得出：梁體第1條裂縫出現在跨中截面西側的混凝土實體段上，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)為1.435。

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

第5循環重裂試驗跨中區域下緣應變測點的應變隨荷載變化得出：梁體第1條重裂裂縫出現在跨中截面西側的混凝土實體段上，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(預應力度)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γ=1.46(按凈截面計算)，由此推算出的實際fct=3.01 MPa。鐵路規范提供的C60混凝土軸心抗拉極限強度值fct=3.50 MPa[3]，實測與設計值的比值為0.86，比設計值偏小14%。

由重裂荷載試驗跨中區域重裂裂縫位置測點(85#)對應的重裂荷載(980 kN)推算可得：試驗加載前跨中截面下緣壓應力為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力為0.15 MPa，幾乎接近零應力狀態。故加載到2.3倍設計彎矩時，跨中截面頂板上緣實測的壓應變變化值即為混凝土的絕對壓應變值。第6加載循環加載至設計極限強度荷載時，跨中截面的主裂縫沿腹板表面向上延伸最高，該截面受壓區面積最小，頂板上緣壓應變變化也最大。加載至1.5倍設計彎矩之前，跨中截面上緣的壓應變隨荷載呈線性變化。加載至2.3倍設計彎矩時，實測跨中截面上緣壓應變為1 078 με，較小于混凝土抗壓極限強度對應的應變(一般在2 000～2 500 με之間)?？缰薪孛嫔暇壔炷廉斍笆軌籂顟B并未達到真正極限狀態，說明該梁體抗彎極限承載力仍有一定的安全儲備。

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

圖10 第6循環梁端區域斜向應變測點應變變化

圖11 破壞試驗東側斜裂縫

圖12 破壞試驗西側斜裂縫

4.6 梁體彈性模量

由荷載彎矩和應力關系推算得出，模型梁跨中節段混凝土彈性模量E=24.4K(K為加載力與跨中截面下緣應變變化值的線性回歸斜率)。根據第1、2、3、4、5加載循環推算出的梁體跨中節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，鐵路設計規范提供值為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倍設計彎矩(36.92 MN·m)，試驗最大荷載加載至2.3倍設計彎矩(38.43 MN·m)，梁體實際的抗彎承載力大于計算值。

梁端斜裂縫都出現在最外側加載點到支點之間的4 m區段內，從最外側加載點截面到變截面起點截面區段內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域的中間。綜合考慮截面抗剪承載力和實際剪力之間的關系，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倍設計彎矩時，梁體跨中和梁端都未發生破壞，結構抗彎和抗剪極限承載力仍有一定安全儲備。

4.8 破壞形態

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

圖13 南側腹板破壞試驗裂縫分布

圖14 北側腹板破壞試驗裂縫分布

接縫1～4和接縫1′～4′下緣均出現開裂，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。

模型梁極限狀態中間節段出現的主要是豎向裂縫，且大部分豎向裂縫都向上已發展到重心軸附近。豎向主裂縫出現在中間節段的跨中截面位置，腹板兩側位置基本對稱，且延伸高度一致。2.3倍設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。梁端區域出現少量斜裂縫，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，模型梁表現為彎曲破壞的特征，且接近整體梁的破壞形態。梁體卸載以后，梁端區域腹板斜裂縫未全部閉合，中間區域節段底板橫向貫通裂縫和腹板豎向、斜向裂縫均出現閉合，結構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計規范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)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，與規范設計值(3.50 MPa)之比為0.86，實測值比設計值偏小14%。 (4)試驗加載前，跨中截面下緣推算的壓應力為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倍設計彎矩時，實測跨中截面上緣壓應變為1 078 με，較小于混凝土抗壓極限強度對應的應變(一般在2 000～2 500 με之間)，跨中截面上緣混凝土受壓狀態并未達到真正極限狀態，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構尺寸控制比較好。

(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，規范計算值是偏于安全的。

(9)模型梁極限狀態表現為彎曲破壞的特征，且接近整體梁的破壞形態。

6 結束語

由于接縫混凝土界面的處理好壞程度對環氧膠和混凝土表面的粘結抗拉極限強度影響比較明顯，施工時應注意節段接縫截面的處理情況。節段預制時，相鄰節段接頭區段內預應力管道的平順性應注意加強。

梁體實際抗彎和抗剪承載力均大于規范理論計算值，規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%，計算抗彎剛度時應適當折減。梁體實際撓跨比、梁端轉角、自振頻率都能滿足設計規范要求值。

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