郭建強(qiáng) 陳 浩 劉 釗 王 序 陳軼鵬

(1.南京地鐵建設(shè)有限責(zé)任公司，210008，南京；2.東南大學(xué)土木工程學(xué)院，211189，南京；3.北京城建設(shè)計(jì)發(fā)展集團(tuán)股份有限公司，100037，北京∥第一作者，正高級(jí)工程師)

在城市軌道交通高架橋中，為減少占地面積、增大橋下凈空，下部結(jié)構(gòu)常采用懸臂蓋梁及獨(dú)柱墩的構(gòu)造形式。由于獨(dú)柱墩的偏載效應(yīng)明顯，因此必須考慮運(yùn)營(yíng)及施工控制工況，按照偏心受壓構(gòu)件進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算。在施工方法上，采用現(xiàn)澆的獨(dú)柱墩與預(yù)制蓋梁最為常見。然而，近年來隨著綠色建造技術(shù)的發(fā)展，為減少施工過程的交通干擾、加快施工進(jìn)度，越來越多的工程項(xiàng)目要求采用預(yù)制拼裝技術(shù)完成下部結(jié)構(gòu)的建造。然而，當(dāng)獨(dú)柱墩和預(yù)制蓋梁采用預(yù)制拼裝方法連接時(shí)，其拼裝接縫相對(duì)于整體現(xiàn)澆連接，存在界面不連續(xù)問題[1]。同時(shí)在城市軌道交通高架橋中，上部結(jié)構(gòu)活載所占比例較大，單線行駛時(shí)的偏載效應(yīng)明顯，因此在偏心荷載下的結(jié)構(gòu)行為有待研究論證。

從文獻(xiàn)檢索來看，目前對(duì)獨(dú)柱墩-蓋梁體系的研究大多集中于現(xiàn)澆體系結(jié)構(gòu)的構(gòu)造設(shè)計(jì)[2]。雖然我國已有多個(gè)預(yù)制蓋梁案例，如上海S3公路、無錫鳳翔路、長(zhǎng)沙湘輔路等，但其多為公路城市橋梁中的雙柱墩或三柱墩[3]，與城市軌道交通中常見的獨(dú)柱墩體系受力有著很大的區(qū)別。本文依托南京至句容的寧句城際軌道交通(以下簡(jiǎn)稱“寧句城際”)高架橋，開展預(yù)制蓋梁與獨(dú)柱墩的足尺模型試驗(yàn)，研究在偏載工況下拼裝接縫面的連接構(gòu)造及其力學(xué)行為。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 研究背景

寧句城際為南京到句容的雙線軌道交通，全線長(zhǎng)43.6 km，設(shè)計(jì)速度為120 km/h，采用地鐵B型車，列車編組為6輛。在其中的寶華山站—黃梅站區(qū)間范圍內(nèi)，高架橋橋墩的下部結(jié)構(gòu)采用寶石型預(yù)制蓋梁-現(xiàn)澆墩柱形式，上部結(jié)構(gòu)為先張預(yù)應(yīng)力分離式小U梁。預(yù)制蓋梁橫橋向?qū)挒?.7 m，總高為1.7 m，采用C50級(jí)混凝土。墩柱和預(yù)制蓋梁接縫面之間的連接構(gòu)造，包含了等截面圓柱墩周邊的36根普通鋼筋和8根豎向預(yù)應(yīng)力精軋螺紋筋，直徑均為32 mm，同時(shí)設(shè)置了強(qiáng)度不低于60 MPa的20 mm厚坐漿層。墩柱周邊的連接鋼筋采用灌漿波紋管與蓋梁相連接，波紋管直徑為80 mm，高強(qiáng)灌漿料強(qiáng)度不低于100 MPa。

1.2 試件設(shè)計(jì)

足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶A(yù)制蓋梁和一個(gè)圓形墩柱兩部分，在寧句城際TA-02標(biāo)預(yù)制廠內(nèi)制作并加載。蓋梁構(gòu)造除預(yù)留加載用波紋管孔道外，與原設(shè)計(jì)圖一致?？紤]到試驗(yàn)主要目的是研究拼裝界面的連接性能，因此，試件墩高僅取2.0 m，截面配筋方式與原設(shè)計(jì)圖一致；箍筋采用直徑為14 mm的HRB400級(jí)鋼筋，間距為100 mm。在預(yù)制蓋梁頂面的南北兩側(cè)，設(shè)置4臺(tái)千斤頂進(jìn)行豎向加載，模擬橋跨結(jié)構(gòu)傳遞到蓋梁上的荷載作用，如圖1所示。為方便施加豎向荷載，在墩底設(shè)計(jì)了預(yù)應(yīng)力混凝土自平衡反力梁。

圖1 獨(dú)柱墩及預(yù)制蓋梁的足尺模型及加載布置Fig.1 Loading setup of pier model of full-scale hammerhead with precast pier cap beam

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)加載過程中，進(jìn)行了混凝土應(yīng)變、連接鋼筋應(yīng)變和蓋梁位移的測(cè)量，測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。其中：C為混凝土應(yīng)變計(jì)(編號(hào)中S和N分別表示南側(cè)和北側(cè)，U和D分別表示接縫面的上部和下部)，布置在接縫面的上下兩側(cè)，共8個(gè)；R為高阻值鋼筋應(yīng)變片，布置在接縫面的連接鋼筋上，共3個(gè)；V為位移計(jì)，布置在蓋梁下方，距離墩柱外邊緣各90 cm，共6個(gè)。

1.4 加載工況

試驗(yàn)加載工況的制訂以實(shí)際恒載和偏心活載組合為基礎(chǔ)。上部結(jié)構(gòu)恒載包括U梁質(zhì)量、二期恒載及接觸網(wǎng)質(zhì)量。依據(jù)GB/T 51234—2017《城市軌道交通橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》，在活載計(jì)算中，將遠(yuǎn)期最不利情況即最大編組的列車布置在橋跨上，獲得蓋梁上單個(gè)支座的最不利活載支反力為1 216 kN。上部結(jié)構(gòu)荷載計(jì)算值如表1所示。

表1 上部結(jié)構(gòu)荷載計(jì)算結(jié)果表Tab.1 Calculation results of superstructure load

圖2 測(cè)點(diǎn)布置示意圖Fig.2 Diagram of measuring points layout

為實(shí)現(xiàn)預(yù)制蓋梁及墩柱的試驗(yàn)加載，在蓋梁的南側(cè)布置2臺(tái)600 t的液壓千斤頂，以F1表示其加載量值；在蓋梁的北側(cè)布置2臺(tái)300 t的液壓千斤頂，以F2表示其加載量值。加載作用點(diǎn)在兩側(cè)U梁支座的中心線位置，加載現(xiàn)場(chǎng)圖如圖3所示,千斤頂加載量值以串接的精密傳感器讀數(shù)控制。

圖3 足尺模型的加載試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.3 Site of full-scale model loading test

主要試驗(yàn)加載工況有8個(gè)(見表2)。工況1(LC 1)對(duì)應(yīng)單片U梁架設(shè)狀態(tài)，通過蓋梁頂面南側(cè)的一臺(tái)千斤頂加載模擬，為蓋梁與墩柱接縫面在施工階段的最不利偏載工況，此時(shí)接縫面的軸力小、彎矩大，因而將其作為起始控制工況；工況2(LC 2)是兩跨U梁架設(shè)在蓋梁上的工況；工況3(LC 3)是兩跨U梁荷載與單線列車活載組合工況；工況4—工況8(LC 4—LC 8)是恒載與k倍活載的組合工況，以研究在活載單側(cè)倍增情況下，蓋梁與墩柱接縫面從消壓、開裂至破壞各階段的力學(xué)行為。液壓千斤頂加載按照500 kN步進(jìn)遞增，每級(jí)持荷約10 min。

表2 試驗(yàn)加載工況Tab.2 Test loading conditions

2 試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果

由于墩頂懸臂蓋梁的截面尺寸大，且配置了較多橫向預(yù)應(yīng)力，在試驗(yàn)加載各工況中幾乎沒有出現(xiàn)裂縫，所以墩柱及其與預(yù)制蓋梁的接縫面是試驗(yàn)觀察的主要對(duì)象。

2.1 LC 1—LC 3工況下測(cè)試結(jié)果

在LC 1工況下，通過蓋梁頂面南側(cè)的一臺(tái)千斤頂進(jìn)行加載。在前3個(gè)加載步中，接縫面處均未觀察到裂縫出現(xiàn)；當(dāng)加載到1 714 kN，即相對(duì)于首片U梁架設(shè)荷載時(shí)，對(duì)應(yīng)受拉側(cè)接縫面出現(xiàn)細(xì)微裂縫，寬度約為0.01 mm。

在LC 2工況下，此時(shí)F1和F2均加載到2 940 kN，致使裂縫閉合。在LC 3工況下，沒有觀察到裂縫。雖然在LC 2與LC 3工況時(shí)蓋梁上的總荷載有所增加，但沒有出現(xiàn)裂縫，這顯然與軸力增加、彎矩減少有關(guān)。

2.2 LC 4—LC 8工況下測(cè)試結(jié)果

當(dāng)加載到LC 4工況時(shí)，在接縫面觀察到寬約為0.04 mm的微裂縫。當(dāng)加載到LC 5工況時(shí)，受拉側(cè)墩柱中部(距離墩底約1 m處)首次出現(xiàn)一道橫向裂縫，最大寬度為0.10 mm，這是由于墩柱上、下接縫面分別受到蓋梁與承臺(tái)的界面接觸約束，且接縫面有高強(qiáng)灌漿波紋管穿過，所以墩身受拉側(cè)成為抗裂薄弱環(huán)節(jié)。當(dāng)加載到LC 6工況時(shí)，墩身中部出現(xiàn)多條橫向裂縫，寬度為0.23 mm，同時(shí)墩底開始出現(xiàn)橫向裂縫，寬度約為0.10 mm。當(dāng)加載到LC 7工況時(shí)，原先的裂縫擴(kuò)展至墩柱對(duì)稱軸位置，裂縫最大寬度達(dá)到0.38 mm。

當(dāng)加載到LC 8工況時(shí)，墩身受拉側(cè)出現(xiàn)了15道橫向裂縫，都貫穿過墩柱軸線位置，裂縫最大寬度達(dá)到了0.50 mm，出現(xiàn)在墩身中部；墩底也同樣開裂，裂縫寬度達(dá)到了0.30 mm；受壓側(cè)出現(xiàn)輕微壓潰。此時(shí)，墩身處于塑性狀態(tài)，從安全角度考慮，不適宜繼續(xù)加載。

2.3 荷載曲線分析

接縫面附近混凝土及鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線如圖4所示，混凝土和鋼筋應(yīng)變以受拉為正、受壓為負(fù)。從圖4 a)中可以看出，蓋梁內(nèi)部測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力遠(yuǎn)低于墩柱內(nèi)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力水平，墩柱受拉側(cè)在LC 6工況時(shí)首先進(jìn)入塑性，而受壓側(cè)的塑性特征到極限荷載都不明顯。鋼筋在全加載過程中基本處于彈性，LC 8工況時(shí)的最大應(yīng)變?yōu)? 837 με，但還未達(dá)到屈服強(qiáng)度。

圖4 接縫面附近混凝土及鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線

蓋梁下緣位移計(jì)南北測(cè)點(diǎn)的荷載-位移曲線如圖5所示，位移以下?lián)蠟檎?、上抬為?fù)。從圖5中可以看出，蓋梁南側(cè)下?lián)吓c北側(cè)上抬的位移量相近，但北側(cè)曲線拐點(diǎn)明顯，這是由于墩柱受拉開裂、剛度下降所致。

圖5 蓋梁下緣位移計(jì)南北測(cè)點(diǎn)的荷載-位移曲線

3 獨(dú)柱墩在偏載下的結(jié)構(gòu)行為分析

3.1 給定偏心距下墩柱截面的M-N(彎距-軸力)組合路徑

本次試驗(yàn)是在給定偏心距下，使獨(dú)柱墩經(jīng)歷了消壓、開裂到破壞的全過程。試驗(yàn)加載工況如表2所示。南側(cè)加載點(diǎn)的集中力F1=0.5FDL(FDL為恒載產(chǎn)生的墩柱截面軸力)，北側(cè)加載點(diǎn)的集中力F2=0.5FDL+kFLL(FLL為單線活載引起的墩柱截面軸力)。 實(shí)際獨(dú)柱墩截面的內(nèi)力狀態(tài)取決于軸力和彎矩的組合作用。在各加載工況下，墩柱軸力為：

N=F1+F2=FDL+kFLL

(1)

考慮到恒載的對(duì)稱性，墩柱截面彎矩主要由南北側(cè)集中力偏載引起，即：

M=(F1-F2)e=kFLLe

(2)

式中：

e——活載合力作用線相對(duì)于墩柱軸線的偏心距。

由式(1)和式(2)可得給定偏心距下墩柱截面的M-N加載組合路徑，即：

(3)

3.2 墩柱截面正常使用狀態(tài)的M-N控制方程

在正常使用極限狀態(tài)下，墩柱在壓彎組合受力時(shí)，要求受拉側(cè)和受壓側(cè)的應(yīng)力不超過混凝土拉、壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值?？紤]到蓋梁自重和墩柱中可能配置的豎向預(yù)應(yīng)力，為保證墩柱截面的受拉側(cè)不開裂且受壓側(cè)混凝土不超出抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，其受力需滿足下式：

(4)

(5)

式中：

Ae——考慮鋼筋面積換算后的墩柱截面積；

We——截面抗彎模量；

FPT——預(yù)應(yīng)力筋的有效豎向力；

G——蓋梁重力；

γ——構(gòu)件受拉區(qū)混凝土塑性影響系數(shù)；

fcd——混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；

ftd——混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

3.3 墩柱截面承載能力極限狀態(tài)的M-N控制方程

在承載能力極限狀態(tài)下，墩柱的壓彎組合應(yīng)在破壞包絡(luò)范圍內(nèi)。分析墩柱截面在偏心荷載下的壓彎極限承載力時(shí)，需考慮材料的非線性本構(gòu)[4]。在此，首先建立墩柱截面的纖維元模型，采用Mander約束混凝土本構(gòu)[5]，建立應(yīng)力-應(yīng)變(σc-ε)關(guān)系：

(6)

式中：

σcc——約束混凝土的峰值應(yīng)力，即抗壓強(qiáng)度；

ε——混凝土應(yīng)變；

εcc——約束混凝土峰值應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變；

r——等效彈模換算比。

式(6)中各參數(shù)的具體計(jì)算方法可參考文獻(xiàn)[5]。鋼筋采用雙折線強(qiáng)化模型，兩者的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖6所示。

圖6 材料本構(gòu)關(guān)系圖Fig.6 Constitutive law of materials

圓形截面墩柱在軸力N和彎矩M作用下的截面混凝土應(yīng)力和鋼筋應(yīng)力，可利用條帶法建立平衡方程，即：

(7)

(8)

式中：

x——中性軸距受壓側(cè)邊緣距離；

y——計(jì)算點(diǎn)距受壓側(cè)邊緣距離；

R——混凝土墩柱截面半徑；

σsi——第i根鋼筋的應(yīng)力；

Asi——第i根鋼筋的面積；

yi——第i根鋼筋距中性軸的距離；

n——鋼筋根數(shù)。

基本算法為：給定截面一個(gè)初始軸力Ni，改變中性軸距受壓側(cè)邊緣距離x，利用迭代直到式(7)數(shù)值等于Ni，此時(shí)輸出式(8)數(shù)值，即為一個(gè)荷載下的M-N坐標(biāo)；隨后給墩柱軸力一個(gè)增量Ni+ΔN，并繼續(xù)重復(fù)上述步驟，直至達(dá)到截面極限承載力Nu。

4 考慮壓彎加載路徑的墩柱截面極限狀態(tài)判定方法

當(dāng)固定偏心距進(jìn)行加載時(shí)，會(huì)形成軸壓與彎矩的線性關(guān)系加載路徑，這時(shí)墩柱截面的破壞狀態(tài)判定方法為：

1) 根據(jù)式(4)和式(5)，繪制正常使用極限狀態(tài)下M-N組合值的容許范圍；

2) 根據(jù)式(7)和式(8)，繪制承載能力極限狀態(tài)下M-N包絡(luò)線；

3) 根據(jù)式(3)，畫出壓彎加載路徑；

4) 沿著加載路徑，可以判定墩柱截面依次達(dá)到的極限狀態(tài)條件。

將式(4)和式(5)、式(7)和式(8)的關(guān)系曲線統(tǒng)一繪制于圖7中。沿著式(3)所表達(dá)的LC 2—LC 8工況的加載路徑可以發(fā)現(xiàn)：在LC 4工況下，截面達(dá)到開裂條件；在LC 7工況下，墩柱受壓側(cè)達(dá)到混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；在LC 8工況下，墩柱受拉側(cè)出現(xiàn)多道裂縫，受壓側(cè)出現(xiàn)了局部輕微壓潰。由此可見，采用本文所提方法可以較清晰地判定沿某種加載路徑進(jìn)行加載時(shí)墩柱截面依次達(dá)到的應(yīng)力狀態(tài)和破壞狀態(tài)。

圖7 壓彎加載路徑下墩柱截面的破壞狀態(tài)判定

5 結(jié)語

為促進(jìn)橋梁工業(yè)化及綠色建造技術(shù)的發(fā)展，寧句城際項(xiàng)目中的部分高架橋采用了預(yù)制蓋梁與獨(dú)柱墩的拼裝技術(shù)。為研究拼裝接縫面及墩柱在偏載受力時(shí)的力學(xué)性能，開展了足尺模型試驗(yàn)研究，主要研究結(jié)論如下：

1) 在獨(dú)柱墩與預(yù)制蓋梁之間同時(shí)采用灌漿波紋管和豎向預(yù)應(yīng)力連接，可以增強(qiáng)拼接縫在偏載下的抗裂性能。足尺模型試驗(yàn)表明，在偏載運(yùn)營(yíng)工況下，接縫面仍有預(yù)壓應(yīng)力儲(chǔ)備和良好的抗裂性。

2) 試驗(yàn)研究表明，墩柱在偏心受壓破壞時(shí)，裂縫最寬位置將出現(xiàn)在墩身中部，這與蓋梁及承臺(tái)與墩身的連接界面約束性有關(guān)。同時(shí)，蓋梁表面在加載過程中基本完好，未出現(xiàn)明顯損傷現(xiàn)象。

3) 針對(duì)墩柱的偏載受力工況，提出了考慮壓彎加載路徑的墩柱截面極限狀態(tài)判定方法。該方法概念清晰，有助于判定墩柱截面依次達(dá)到的應(yīng)力狀態(tài)和破壞狀態(tài)，控制墩柱的偏載結(jié)構(gòu)行為。