無(wú)砟軌道U型梁破壞性試驗(yàn)研究

王 誠(chéng)

（中鐵西北科學(xué)研究院有限公司，甘肅 蘭州 730000）

1 概述

預(yù)應(yīng)力混凝土槽形梁與傳統(tǒng)箱形、T形預(yù)應(yīng)力混凝土梁、板梁相比，具有建筑高度低、引橋長(zhǎng)度短、降噪效果好等較多優(yōu)點(diǎn)，在軌道交通中得到了廣泛應(yīng)用[1-7]，為此我國(guó)許多專(zhuān)家和學(xué)者進(jìn)行了大量的研究，并取得了較為豐富的研究成果[8-10]。盡管各專(zhuān)家對(duì)該梁型的分析研究較多，但對(duì)高速鐵路無(wú)砟軌道簡(jiǎn)支槽型梁破壞性試驗(yàn)研究較少，為此本文依托蘭新高速鐵路對(duì)16m預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支槽型梁進(jìn)行足尺模型破壞性試驗(yàn)研究。

圖1 梁體橫斷面圖 單位（mm）

2 梁體概況

橋梁全長(zhǎng) 16500mm，計(jì)算跨度 15900mm，高2000mm，跨中道床板厚450mm，距梁右側(cè)2205mm處設(shè)Φ100泄水孔，截面尺寸如圖1所示，其他參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)梁設(shè)計(jì)參數(shù)

3 試驗(yàn)荷載計(jì)算

3.1 承載力加載圖式（如圖2所示）

圖2 加載計(jì)算圖式

3.2 計(jì)算加載荷載

1）計(jì)算α值。

各加載點(diǎn)載荷相等：2P1=2P2=2P3……=2Pi

則：M=P×α=15.85Pi，即 α=15.85m

式中：R——支點(diǎn)反力kN；

L——計(jì)算跨度m；

Pi——各加載點(diǎn)所施加的荷載kN；

Xi——各加載點(diǎn)至跨中距離m；

Pi——各加載點(diǎn)所施加的荷載的合力kN；

α——各加載點(diǎn)合力作用下的等效力臂m。

2）計(jì)算未完成的預(yù)應(yīng)力損失。

式中，σL6，σL5——分別為收縮、徐變與松馳應(yīng)力損失值MPa；

η1，η2——分別為收縮、徐變與松馳應(yīng)力損失完成率，線(xiàn)性?xún)?nèi)插求得 η1=0.501，η2=1；

△σs——未完成的預(yù)應(yīng)力損失值MPa。

3）計(jì)算未完成應(yīng)力損失的補(bǔ)償彎矩ΔMS。

4）計(jì)算基數(shù)級(jí)荷載跨中彎矩及基數(shù)級(jí)荷載值

每個(gè)加載截面加載設(shè)備總重:g=1875kg；每個(gè)加載點(diǎn)荷載為：P=1875×9.8/2000=9.188kN；則跨中產(chǎn)生的彎矩為：

Ms=P×α=145.63kN·m

基數(shù)級(jí)荷載跨中彎矩為：

MKa=Md+ΔMs-Ms+Mf=2217kN·m

式中：Mka——基數(shù)級(jí)下跨中彎矩kN·m；

Md——二期恒載質(zhì)量對(duì)跨中彎矩kN·m；

Ms——加載設(shè)備質(zhì)量對(duì)跨中彎矩kN·m；

ΔMs——未完成的預(yù)應(yīng)力損失的補(bǔ)償彎矩kN·m；

基數(shù)級(jí)荷載值：PKa=MKa/α=139.87kN

5）靜活載級(jí)下的荷載等級(jí)及跨中彎矩。

Kb=[Mh/（1+μ）+MZ+Md]/（Mh+MZ+Md）

MKb=Mh/（1+μ）+MKa

式中，K——加載系數(shù)；

Mh——活載對(duì)跨中彎矩kN·m；

Mz——梁體自重對(duì)跨中彎矩（只考慮道床板自重），其值為 3197.6kN·m。

6）計(jì)算各加載級(jí)下跨中彎矩。

Mk=K（Mz+Md+Mh+Mf）+ΔMS-Mz-Ms

式中，Mf——防水層對(duì)跨中彎矩kN·m，本試驗(yàn)進(jìn)行時(shí)防水層未鋪未考慮。

7）計(jì)算各加載級(jí)及荷載值，見(jiàn)表2。

表2 承載力加載及荷載值

4 試驗(yàn)過(guò)程及試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 槽型梁承載力加載過(guò)程

靜載試驗(yàn)采用分級(jí)加載，每級(jí)加載值不大于開(kāi)裂加載量理論值的10%，加載完成后持荷持續(xù)一定時(shí)間，記錄本級(jí)荷載下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。當(dāng)總荷載加至理論開(kāi)裂荷載的80%時(shí)，對(duì)加載分級(jí)進(jìn)行加密，準(zhǔn)確捕捉開(kāi)裂荷載。如圖5所示。

4.2 梁體測(cè)點(diǎn)布置

在槽型梁底板跨中，沿橫向等間距布置4個(gè)撓度測(cè)點(diǎn)。在梁跨中底板下緣位置和底板上緣與腹板交界處的鋼筋上粘貼應(yīng)變片，在梁體底板中心線(xiàn)下側(cè)鋼筋中布置測(cè)點(diǎn)S1，在底板上表面距梁體中心線(xiàn)2390mm處左右各對(duì)稱(chēng)布置應(yīng)變測(cè)點(diǎn)S2和S3。在槽型梁跨中截面布置混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)如圖3和圖4所示。

圖3 梁體跨中截面混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置立面圖

圖4 混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置平面圖

其中“M”跨中截面，“H”橫向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，“Z”縱向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。

圖5 槽型梁現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)照片

4.3 結(jié)果與分析

1）荷載-撓度曲線(xiàn)。

從圖6可知，隨荷載增大，支座和底板跨中撓度均在增大，且跨中撓度始終大于支座沉降。當(dāng)荷載在0～638.1kN時(shí)，兩側(cè)支座沉降相差較小，當(dāng)荷載大于638.1kN時(shí)，東側(cè)支座沉降值大于西側(cè)支座沉降，這是由于試驗(yàn)梁體自重及加載的不同步性造成的。當(dāng)加載到1138.15kN時(shí)，梁體破壞，此時(shí)跨中撓度達(dá)到最大值為11.21mm，支座沉降的平均值為4.88mm，即跨中撓度是支座沉降平均值的2.3倍。

2）荷載-鋼筋應(yīng)力曲線(xiàn)。

圖7 荷載-應(yīng)力曲線(xiàn)

從圖7可知，隨荷載增大，S1的應(yīng)力在逐漸增大，而S2和S3中的應(yīng)力先減小后增大。在整個(gè)加載過(guò)程中，S1鋼筋中的應(yīng)力處于快速增長(zhǎng)，緩慢增長(zhǎng)和突變二個(gè)階段，表現(xiàn)出了鋼筋應(yīng)力變化的彈性階段、屈服階段和強(qiáng)化階段；當(dāng)梁體破壞時(shí)S1、S2和S3鋼筋中的應(yīng)力達(dá)到最大值，分別為213.4 MPa、67.2MPa和 81.4MPa，S1鋼筋中的應(yīng)力分別為S2、S3鋼筋中應(yīng)力的3.17倍和2.62倍。

3）破壞時(shí)跨中界面混凝土應(yīng)力。

從表3可知梁破壞時(shí)，跨中混凝土橫向最大拉應(yīng)力為8.20MPa，最大壓應(yīng)力13.67MPa；跨中截面混凝土縱向最大拉應(yīng)力為13.88MPa，最大壓應(yīng)力為21.66MPa，即槽型梁破壞時(shí)，混凝土最大壓應(yīng)力小于設(shè)計(jì)強(qiáng)度值。

表3 梁破壞時(shí)跨中截面混凝土應(yīng)力（MPa）

5 結(jié)論

本文通過(guò)計(jì)算得出高速鐵路簡(jiǎn)支U梁承載力分級(jí)加載荷載值，分析了槽型梁足尺模型承載力分級(jí)加載破壞過(guò)程中底板跨中撓度和支座沉降變化情況、鋼筋應(yīng)力變化情況和混凝土應(yīng)力變化情況，發(fā)現(xiàn)該混凝土槽型梁破壞時(shí)底板跨中撓度最大為11.21mm，鋼筋應(yīng)力最大值為213.4MPa，混凝土最大應(yīng)力為21.66MPa，其鋼筋最大應(yīng)力小于鋼筋屈服強(qiáng)度，混凝土最大壓應(yīng)力小于設(shè)計(jì)強(qiáng)度。該橋的承載力破壞試驗(yàn)實(shí)屬?lài)?guó)內(nèi)首次進(jìn)行，對(duì)此類(lèi)橋梁今后在高速鐵路的應(yīng)用中提供一定的技術(shù)參考。