成灌铁路跨度32 m预应力混凝土简支箱梁腹板竖向受力性能试验研究

苏永华,马 林

(中国铁道科学研究院铁道建筑研究所,北京 100081)

成灌铁路跨度32 m预应力混凝土简支箱梁腹板竖向受力性能试验研究

苏永华,马 林

(中国铁道科学研究院铁道建筑研究所,北京 100081)

我国客运专线各种标准梁型在实际应用之初均进行了实体箱梁的试验研究工作,以掌握结构的实际受力性能,对于保证箱梁的正常、安全使用起到了重要作用。以新建成灌铁路跨度32m预应力混凝土简支箱梁为研究对象,对梁端变截面处腹板在预施应力条件下的受力状态进行了计算分析和测试,对跨中等截面段腹板在模拟运梁车运梁通过工况下的受力性能进行了计算分析和静载试验。根据箱梁腹板受力性能试验研究结果,对箱梁的截面构造和预应力束布置进行了设计优化、完善,改善了腹板的竖向受力性能,静载试验结果表明在运梁、运营工况下箱梁能满足正常使用要求。

箱梁腹板；竖向受力性能；静载试验；混凝土应力；极限抗拉强度；裂缝

整孔简支箱梁由于具有受力简单明确、形式简洁、外形美观、抗扭刚度大等优点，在许多国家高速和客运专线铁路建设中得到了广泛应用[1]。我国客运专线桥梁主要采用跨度32 m的双线预应力混凝土简支箱梁，并根据行车速度分别设计了标准梁型[2]。根据既有客运专线箱梁的使用情况，各种标准梁型在实际应用之初均进行了实体箱梁的试验研究工作，以掌握结构的实际受力性能[3]。试验研究过程中，根据发现的问题对结构进行了适当调整，对于保证箱梁的正常、安全使用起到了重要作用。

以新建成都至都江堰铁路(成灌铁路)跨度32 m预应力混凝土简支箱梁为研究对象，通过开展理论计算分析和实体箱梁试验测试等工作，对箱梁腹板在预施应力条件和模拟施工、运营荷载作用下的受力性能进行了试验研究，并通过结构调整解决了箱梁腹板的竖向受力问题。

1 概述

成灌铁路跨度32 m预应力混凝土简支箱梁的设计吸取了已有客运专线箱梁结构的经验，并考虑沿线对桥梁景观的要求，主要设计特点如下。(1)设计活载：列车竖向活载纵向计算采用ZC(0.6UIC)标准活载，桥面横向计算采用ZC(0.6UIC)特种活载，活载图示见图1[4，5]。(2)桥面构造宽度首次采用11.4 m。(3)国内首次在双线单箱单室简支箱梁上采用斜率2∶1的斜腹板，腹板与翼板、底板均以较大直径圆弧顺接，圆弧半径分别为1.0 m和1.5 m。(4)箱梁跨中截面腹板中心处梁高为2.35 m，梁高较小，高跨比为1/13.6[6]。

图1 ZC(0.6UIC)活载图示(单位:m)

根据箱梁试验研究和设计、施工进展情况，本项目共制作了2孔全尺寸实体试验梁，第1孔梁根据初步设计方案制作，第2孔梁根据调整后的设计方案制作。本试验研究的主要目的如下。

(1)在预施应力条件下对梁端变截面处腹板应力情况进行测试，掌握该部位的受力情况。

(2)在模拟运梁、运营荷载作用下测试腹板的竖向受力情况，分析箱梁腹板受力性能能否满足使用要求。

2 箱梁结构参数

2.1 第1孔试验梁

试验梁为双线预应力混凝土简支箱梁，采用单箱单室截面(图2)，主要结构参数如下：梁长32.6 m，计算跨度31.5 m；线间距4.4 m，顶板宽度11.4 m，底板宽度5.8 m；箱梁截面中心线处梁高2.272 m，腹板中心处梁高2.3554 m；顶板厚0.30 m，底板厚0.28 m，腹板厚0.28 m；支座中心横向间距为4.9 m；箱梁C50混凝土体积245.6 m3，梁重644.2t；预施应力采用后张法。为增强梁端受力性能，距梁端4.1～1.1 m内腹板厚度逐渐增加至0.70 m，顶板向下加厚至0.40 m，底板向上加厚至0.70 m；腹板、顶板、底板加厚的变化长度均为3.00 m[7]。

图2 第1孔试验梁构造(单位：mm)

2.2 第2孔试验梁

针对第1孔试验梁存在的腹板薄弱和局部应力偏大问题，设计调整之后的第2孔试验梁主要结构参数变化如下：腹板厚度从下向上由0.28 m逐渐变化至0.55 m，腹板预应力束位置进行适当调整；箱梁C50混凝土体积增加至256.6 m3，梁重增加至667.2 t；断面布置见图3[8]。

图3 第2孔试验梁构造(单位：mm)

3 箱梁计算分析模型

从结构形式上来看，试验梁的腹板厚度较小，属于薄腹空间结构，在预施应力、运梁和运营荷载作用下的受力特征较为复杂，使用框架梁单元模型进行计算已不能满足实际要求。为掌握复杂作用特征下的结构受力情况，箱梁计算采用空间有限元程序Midas FEA，通过建立三维空间实体模型(图4)来模拟箱梁施工和运营过程中的各工况。

计算模型信息如下：(1)混凝土实体单元192 340个、节点252 464个，预应力筋一维杆单元7 068个、节点14 158个；(2)C50混凝土弹性模量3.55×104MPa，预应力筋弹性模量1.95×105MPa[9]；(3)C50混凝土容重25 kN/m3，预应力筋容重78.5 kN/m3[10]；(4)C50混凝土泊松比0.2，预应力筋泊松比0.3。

计算模型中荷载施加方式如下：(1)梁体自重由程序自动施加，预施应力根据张拉力施加于预应力筋单元；(2)各种桥面荷载按照实际作用位置和接触面积采用等效面压力的方式施加，单线轨道板重46.1 kN/m，作用宽度2.8 m；模拟活载采用设计值，作用宽度2.8 m；DCY900型运梁车走行工况下轴重P=135.9 kN，单轮作用面积为0.5 m×0.6 m，轴载分布情况见图5[11]。

图4 试验梁三维空间实体模型

图5 运梁车轴载分布(单位：m)

4 梁端变截面处腹板竖向受力性能计算及测试分析

4.1 第1孔试验梁计算分析

第1孔试验梁空间分析结果表明，预应力张拉完成后，距梁端4.1 m变截面腹板内侧的竖向应力偏大，局部主拉应力P1最大值为3.6 MPa，超过C50混凝土抗拉强度(fct=3.10 MPa)，可能会导致混凝土开裂、腹板出现纵向水平裂缝；腹板内侧应力分布情况见图6。

图6 预施应力后腹板内侧应力图

4.2 第1孔试验梁测试

预施应力过程中，在变截面附近的腹板内侧混凝土表面布置了振弦式应变测点(图7)，以掌握该部位的实际受力情况。

图7 梁端变截面处测点布置示意

实测混凝土应变与预施应力顺序的关系(图8)表明：

(1)张拉底板束对腹板内侧竖向应力影响不大，张拉腹板束的影响较大；

(2)实测预应力张拉完成后腹板表面混凝土最大竖向应力为5.33 MPa(弹模取设计值3.55×104MPa)。

经检查，梁端变截面处腹板内侧出现了纵向水平裂缝(图9)，长度在40～70 cm，宽度在0.10 mm左右。

图8 预施应力过程中腹板内侧应变曲线

图9 预施应力后腹板内侧裂缝示意(单位：mm)

经分析，梁端变截面处腹板内侧出现纵向水平裂缝的主要原因如下：

(1)试验梁腹板斜率较大，腹板与底板顺接圆弧的半径也较大，预应力束在变截面附近起弯位置比较集中，竖弯和平弯组合后在空间形成一个向腹板外侧凸出的弧面，张拉过程中产生的径向力致使腹板内侧产生较大的竖向拉应力；

(2)变截面处腹板厚度为28 cm，抵抗面外作用力的能力偏弱；

(3)腹板的大弧面构造形式导致管道定位困难，管道偏差局部偏大的情况下导致变截面处腹板内侧受力更为不利。

试验研究结果显示，第1孔试验梁的梁端变截面处有待设计完善，应对腹板厚度和预应力束布置进行适当调整，避免施工过程中产生局部裂缝，以保证箱梁的正常使用和耐久性。

4.3 第2孔试验梁计算分析

经过设计调整截面构造和预应力束布置，第2孔试验梁预应力张拉后变截面处腹板内侧计算主拉应力P1最大值已降至2.49 MPa，小于C50混凝土极限抗拉强度，腹板应力状态得到了明显改善；腹板内侧应力分布情况见图10。通过对第2孔试验梁进行检查，预应力张拉后梁端变截面处腹板内侧未发现裂缝。

图10 预施应力后腹板内侧应力图

5 箱梁等截面段腹板竖向受力性能计算及试验分析

5.1 第1孔试验梁计算分析

第1孔试验梁在运梁、运营工况作用下，计算结果显示沿梁长较大范围内腹板外侧竖向拉应力偏大(图11)，超过C50混凝土极限抗拉强度，腹板外侧将会出现纵向水平裂缝，影响箱梁的运营安全和耐久性。对比运梁、运营两种工况计算结果(表1)，运梁工况下腹板拉应力比运营工况更大，因此第1孔试验梁静载试验主要模拟运梁工况来检验腹板的竖向受力状态。

图11 腹板外侧主拉应力P1应力图

工况荷载组合计算结果(最大主拉应力P1)运梁车运梁通过(1)自重;(2)预施应力效应;(3)运梁车轴重:P=14kN(1)腹板外侧:8.09MPa;(2)腹板内侧:-9.75MPa运营工况(1)自重;(2)预施应力效应;(3)二期恒载;(4)活载(1)腹板外侧:5.89MPa;(2)腹板内侧:-7.13MPa

注：混凝土应力以受拉为正，受压为负。

5.2 第1孔试验梁试验

为检验第1孔试验梁腹板的实际受力状况，验证计算结果，进行了腹板竖向受力性能静载试验。试验采用纵向10点加载模拟运梁工况(图12)，最大加载力P=180 kN，模拟达到运梁车运梁通过时轴重的32%，此时腹板外侧主拉应力计算值为3.50 MPa。静载试验测点布置见图13，加载分级情况见表2。

图12 腹板上部竖向受力测试加载位置示意(单位：mm)

图13 腹板竖向受力静载试验测点布置(单位：mm)

第1加载循环P/kN第2加载循环P/kNP1P2P3P4P5P6P7P8408012016018060120180

注：加载力已扣除加载设备的重力。

实测腹板竖向应力分布情况(图14、图15)表明：

(1)腹板内外侧竖向应力的分布趋势与计算结果基本一致，跨中附近的应力水平较大；

(2)最大试验荷载(P=180 kN)作用下，跨中范围腹板外侧混凝土最大拉应力为2.39 MPa(混凝土弹模取实测值3.99×104MPa)，理论计算值为2.21 MPa；跨中截面腹板内侧最大压应力为-2.99 MPa，理论计算值为-2.55 MPa，实测应力与理论值接近，理论计算结果得到了试验验证；

(3)推算当加载力P达到运梁车运梁通过时轴重的100%时，并考虑自重和预施应力效应，腹板外侧最大拉应力为8.68 MPa，大于C50混凝土极限抗拉强度，运梁车运梁通过时腹板外侧将在较大范围内出现纵向水平裂缝。

试验研究结果显示，第1孔试验梁腹板与翼缘板过渡部位较为薄弱，为保证箱梁施工、运营阶段的使用安全及耐久性，应对箱梁截面构造和预应力束布置等进行适当调整。

图14 腹板外侧混凝土应力分布曲线

图15 腹板外侧混凝土应力分布曲线

5.3 第2孔试验梁计算分析

根据第1孔试验梁的计算分析和静载试验结果，第2孔试验梁在截面构造、预应力束布置等方面进行了设计调整。为验证设计调整后箱梁腹板的受力性能，对第2孔试验梁进行了计算分析。对比运梁、运营两种工况计算结果，运梁工况腹板外侧拉应力大于运营工况，因此静载试验主要模拟运梁工况。运梁车运梁通过时跨中范围腹板外侧主拉应力P1最大值为3.03 MPa(图16)，小于C50混凝土极限抗拉强度。

图18 腹板外侧混凝土应力分布曲线

图16 腹板外侧主拉应力P1应力图(运梁工况：自重+预应力效应+运梁车轴重)

5.4 第2孔试验梁试验

第2孔试验梁静载试验加载图示与第1孔试验梁相同，加载力P模拟达到运梁车运梁通过轴重的100%。静载试验测点布置见图17，加载分级情况见表3。

图17 腹板竖向受力静载试验测点布置(单位：mm)

第1加载循环P/kN第2加载循环P/kNP1P2P3P4P5P6P7P8P9100200300400500557200400557

注：加载力已扣除加载设备的重力。

计算分析及静载试验实测结果(图18、图19)表明：

(1)在最大试验荷载(P=557.3kN)作用下，腹板外侧混凝土最大拉应力为2.39MPa(混凝土弹模采用实测值4.50×104MPa)，理论值为2.17MPa；腹板内侧混凝土最大压应力为-3.33MPa，理论值为-3.05MPa，实测应力与理论值接近，理论计算结果得到了试验验证；

(2)试验荷载作用下腹板外侧表面最大拉应力为2.39MPa，自重和预施应力效应理论计算产生的拉应力为0.29MPa，两者合计为2.68MPa，小于C50混凝土极限抗拉强度，检查也未发现裂缝。

综上，第2孔试验梁经过设计调整，改善了腹板的受力性能，能够满足箱梁在运梁、运营工况下的正常使用要求。

图19 腹板内侧混凝土应力分布曲线

6 结论

通过对成灌铁路2孔跨度32m预应力混凝土简支箱梁进行腹板受力性能试验研究，得出结论如下[12]。

(1)第1孔试验梁预施应力后，梁端变截面腹板内侧实测应力超过混凝土极限抗拉强度，并出现了纵向水平裂缝。设计调整后第2孔试验梁变截面处受力状态得到改善，理论计算主拉应力最大值为2.49MPa，小于混凝土极限抗拉强度，预施应力后检查未发现裂缝。

(2)第1孔试验梁腹板静载试验实测应力与理论值接近，推算运梁车通过时腹板外侧最大拉应力为8.68MPa，大于混凝土极限抗拉强度，腹板将开裂。设计调整后第2孔试验梁模拟加载至运梁车轴载，腹板外侧最大拉应力为2.68MPa，小于混凝土极限抗拉强度，检查未发现裂缝。

(3)经过对试验梁的截面构造和预应力束布置进行设计优化、完善，改善了腹板的竖向受力性能，在运梁、运营工况下箱梁能满足正常使用要求。

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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

苏永华(1980—)，男，助理研究员，2004年毕业于西南交通大学土木工程专业，工学学士，E-mail：syh20000392@163.com。

1004-2954(2014)02-0052-06

U448.21+3

：A

10.13238/j.issn.1004-2954.2014.02.013