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        軌道交通高架橋獨(dú)柱墩足尺模型偏載試驗及破壞形態(tài)判定方法*

        2022-11-21 05:57:44郭建強(qiáng)陳軼鵬
        城市軌道交通研究 2022年9期
        關(guān)鍵詞:蓋梁墩柱軸力

        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)計發(fā)展集團(tuán)股份有限公司,100037,北京∥第一作者,正高級工程師)

        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)營及施工控制工況,按照偏心受壓構(gòu)件進(jìn)行設(shè)計計算。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,其拼裝接縫相對于整體現(xiàn)澆連接,存在界面不連續(xù)問題[1]。同時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[2]。雖然我國已有多個預(yù)制蓋梁案例,如上海S3公路、無錫鳳翔路、長沙湘輔路等,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,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 試驗設(shè)計

        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43.6 km,設(shè)計速度為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

        足尺試驗?zāi)P桶A(yù)制蓋梁和一個圓形墩柱兩部分,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)計圖一致??紤]到試驗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)計圖一致;箍筋采用直徑為14 mm的HRB400級鋼筋,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 測點(diǎn)布置

        試驗加載過程中,進(jìn)行了混凝土應(yīng)變、連接鋼筋應(yīng)變和蓋梁位移的測量,測點(diǎn)布置如圖2所示。其中:C為混凝土應(yīng)變計(編號中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;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;V為位移計,布置在蓋梁下方,距離墩柱外邊緣各90 cm,共6個。

        1.4 加載工況

        試驗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)計規(guī)范》,在活載計算中,將遠(yuǎn)期最不利情況即最大編組的列車布置在橋跨上,獲得蓋梁上單個支座的最不利活載支反力為1 216 kN。上部結(jié)構(gòu)荷載計算值如表1所示。

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

        圖2 測點(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加載,在蓋梁的南側(cè)布置2臺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現(xiàn)場Fig.3 Site of full-scale model loading test

        主要試驗加載工況有8個(見表2)。工況1(LC 1)對應(yīng)單片U梁架設(shè)狀態(tài),通過蓋梁頂面南側(cè)的一臺千斤頂加載模擬,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,每級持荷約10 min。

        表2 試驗加載工況Tab.2 Test loading conditions

        2 試驗測試結(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觀察的主要對象。

        2.1 LC 1—LC 3工況下測試結(jié)果

        在LC 1工況下,通過蓋梁頂面南側(cè)的一臺千斤頂進(jìn)行加載。在前3個加載步中,接縫面處均未觀察到裂縫出現(xiàn);當(dāng)加載到1 714 kN,即相對于首片U梁架設(shè)荷載時,對應(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工況下測試結(jié)果

        當(dāng)加載到LC 4工況時,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,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,墩身中部出現(xiàn)多條橫向裂縫,寬度為0.23 mm,同時墩底開始出現(xiàn)橫向裂縫,寬度約為0.10 mm。當(dāng)加載到LC 7工況時,原先的裂縫擴(kuò)展至墩柱對稱軸位置,裂縫最大寬度達(dá)到0.38 mm。

        當(dāng)加載到LC 8工況時,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,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)部測點(diǎn)的應(yīng)力遠(yuǎn)低于墩柱內(nèi)測點(diǎn)的應(yīng)力水平,墩柱受拉側(cè)在LC 6工況時首先進(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)變測點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線

        蓋梁下緣位移計南北測點(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 蓋梁下緣位移計南北測點(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,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)計值;

        ftd——混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計值。

        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,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,此時輸出式(8)數(shù)值,即為一個荷載下的M-N坐標(biāo);隨后給墩柱軸力一個增量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,會形成軸壓與彎矩的線性關(guān)系加載路徑,這時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的力學(xué)性能,開展了足尺模型試驗研究,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。足尺模型試驗表明,在偏載運(yùn)營工況下,接縫面仍有預(yù)壓應(yīng)力儲備和良好的抗裂性。

        2) 試驗研究表明,墩柱在偏心受壓破壞時,裂縫最寬位置將出現(xiàn)在墩身中部,這與蓋梁及承臺與墩身的連接界面約束性有關(guān)。同時,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。

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