小跨高比混凝土簡支箱梁靜力性能試驗研究

陳朝暉,黃景華,李觀宇,馬東升

(1.重慶大學 a.土木工程學院;b.山地城鎮(zhèn)建設與新技術教育部重點實驗室,重慶400045;2.云南省電力設計院,昆明 650051;3.華北電力設計院工程有限公司,北京100120)

箱形截面具有良好的結構性能,在現代各種橋梁中得到廣泛的應用[1]。因其對地基不均勻沉降有很好的適應性,斷面形式方便調節(jié),施工簡單且容易保證質量等優(yōu)點,鋼筋混凝土箱涵也是大型輸水工程中常見的構造形式[2]。與傳統(tǒng)的矩形截面梁相比,混凝土薄壁箱梁的彎曲正應力沿翼板寬度的分布不均勻,存在剪力滯現象[3-10]。Luo[11]等利用有機玻璃模型制作了變截面高度箱梁模型,研究了變高度對剪力滯的影響。Khaled Galal[12]等進行了加腋薄壁鋼筋混凝土箱梁的試驗研究,指出了偏心荷載和底板對箱梁極限承載力的影響,箱梁破壞機制和荷載-位移曲線等。方志等[13]進行了鋼筋混凝土連續(xù)寬箱梁的破壞全過程試驗,研究了連續(xù)箱梁在混凝土開裂后的內力重分布變化規(guī)律。祝明橋等[14]進行了體外預應力高強混凝土薄壁箱梁從預應力鋼絞線張拉至承載力極限的破壞過程,研究了體外預應力箱梁的抗裂性能。楊春、蔡健[15]等研究了箱形型鋼混凝土(SRC)梁的性能,給出了箱形SRC組合梁的抗剪承載力計算公式。牛斌等[16]進行了鐵路客運專線24m預應力混凝土雙線整孔箱梁1∶2模型進行試驗和理論研究,結果表明影響箱梁剪力滯系數的主要因素是箱梁的寬跨比及荷載形式。

前述文獻集中在對跨高比較大的箱形梁的研究,對腹板間距小、截面高度大、跨高比較小的深受彎箱形梁研究欠缺。重慶市排水干管為滿足設計流量的要求、便于結構施工等,采用高而窄的矩形箱涵,跨高比在2.6至4.3之間,為深受彎構件。其中埋地箱涵段一般敷設在邊坡上,在正常情況下,由于四周土壤的約束,箱涵的受力與變形都較小,但在強降雨下,邊坡容易發(fā)生滑坡、坍塌,埋地箱涵下方的土壤發(fā)生下陷或流失,形成以兩端柱墩支撐的簡支箱梁,箱梁上方覆土自重作為外荷載作用于箱梁上,對于按埋地形式設計的管道在這種特殊的荷載工況下受力與變形極為不利。因此,本文對此類小跨高比箱梁的受力性能進行了試驗研究。

1 模型試驗概況

1.1 試驗梁的設計

以重慶市排水主干管埋地箱涵為原型,制作了2根縮尺比為1∶5的鋼筋混凝土箱梁進行靜力加載試驗。試驗梁高為700mm,總長2 400mm,壁厚80mm,截面尺寸及配筋如圖1所示。鋼筋及混凝土的力學性能分別如表1、2所示。其中,混凝土的抗壓強度 f cu在試驗前一天測得,是與試件同條件養(yǎng)護的一組3個 150mm立方體試塊的均值,f c=0.76f cu,f t=0.26f2/3cu。

圖1 試驗梁截面尺寸及配筋

表1 鋼筋的力學性能

表2 混凝土的力學性能

1.2 試驗方法

在強降雨下,邊坡容易發(fā)生滑坡、坍塌,埋地箱涵下方的土壤發(fā)生下陷或流失,形成以兩端柱墩支撐的簡支箱梁,箱梁上方覆土自重作為外荷載作用于箱梁上,為模擬此不利工況,試驗的箱梁端部一側采用轉動支座,另一側采用滾動支座以模擬簡支約束。由于試驗箱梁跨度小,通過在橫向分配梁下設置兩個面積較大、剛度大的橡膠墊,使得由千斤頂傳遞下來的荷載較均勻地施加在箱梁上,試驗梁加載裝置如圖2所示。

圖2 試驗梁加載裝置

1.3 測點布置

利用試驗梁的對稱性,以試驗梁跨中截面(1-1)、一側的加載點截面(2-2)作為控制截面,在控制截面的縱筋上沿梁跨方向布置縱筋應變片。在試驗梁剪跨區(qū)段的箍筋沿支座-加載點連線(OA)以及45度斜線(OB)布置箍筋應變片,如圖3所示。跨中截面腹板范圍內的底板布置2個百分表,用于測量試驗梁底部的撓度。剪彎段布置4個百分表,用于測量該區(qū)段的剪切變形及彎曲變形[17],如圖2所示。

圖3 鋼筋應變片布置及編號

2 試驗結果分析

2.1 破壞形態(tài)

各試驗梁所經歷的裂縫發(fā)展過程基本相同?？偤奢d至0.2Pu(Pu為計算極限荷載)左右時,剪彎段腹板中部首先出現多條不連續(xù)的腹剪斜裂縫。加載至0.3Pu時,純彎段底板出現多條小的彎曲裂縫。荷載加至0.4Pu時,底板繼續(xù)不斷出現彎曲裂縫,加載點截面附近的部分彎曲裂縫發(fā)展成為彎剪斜裂縫,同時剪彎段則出現新的腹剪斜裂縫平行于既有的腹剪斜裂縫。荷載增加至0.5Pu時,腹板上部出現水平裂縫。加載到0.7Pu左右時,腹剪斜裂縫之間的不斷出現細小的裂縫,支座與加載點連線的混凝土有壓碎的傾向,其他裂縫發(fā)展寬度增加,長度基本不變。荷載達到Pu時,沒有明顯的臨界斜裂縫產生,最終由于混凝土斜向受壓柱壓潰而喪失承載力,開始進入下降段。與橋梁工程中常見的跨高比大的箱形梁,在極限荷載下伴隨著下翼板鋼筋屈服、上翼板混凝土壓碎而發(fā)生彎曲破壞不同,本試驗箱梁跨高比較小,剪切效應明顯,從試驗梁破壞的裂縫形態(tài)可以看出,試驗梁已呈現出一定的拱受力機制。上部未開裂混凝土可視為拱,荷載通過此拱效應傳入支座,受拉鋼筋則形成拱的拉桿,最終為斜向主拱肋中混凝土被裂縫分割成若干個斜向短柱而壓潰引起試驗梁破壞,為典型的斜壓型剪切破壞。

圖4 試驗梁裂縫形態(tài)圖

埋地箱涵原本由連續(xù)地基支承,地基對箱涵產生豎直向上的地基反力,抵消了部分豎直向下的荷載,對管道結構是有利的。但由于滑坡導致地基塌陷,地基與箱涵分離,造成支承條件改變,箱涵不再有豎直向上的地基反力,上覆土壤自重荷載全部由簡支架空箱涵本身承擔,導致混凝土過早開裂,影響排水管道正常使用。

利用非線性有限元分析軟件ABAQUS模擬有地基支承的箱梁,其中混凝土和鋼筋分別采用C3D8R單元和T3D2單元,混凝土材料采用損傷塑性本構模型,鋼筋采用理想彈塑性模型,不考慮鋼筋與混凝土的粘結滑移。支座采用鉸支約束(U1=U2=U3=0),基床系數取30 000 kN/m3,采用位移加載。結果顯示當總荷載P=58.8 t時,剪彎段腹板中部混凝土首先開裂;箱梁極限承載力為168.8 t。與上述試驗箱梁工況對比:當P=24 t時,剪彎段腹板中部首先出現多條不連續(xù)的腹剪斜裂縫;加載到P=28 t時,在跨中附近出現第一條彎曲裂縫;箱梁極限承載力為102 t?？梢?由于滑坡導致地基塌陷使埋地箱涵成為簡支箱涵,支承方式的改變導致箱涵混凝土過早開裂,結構的承載力大幅降低,影響管道的正常使用。

2.2 剛度變化

試驗梁的荷載-跨中截面撓度曲線如圖5所示?？梢?2個構件均發(fā)生剪切破壞,破壞時的撓度均比較小。達到極限承載力之前,荷載-位移曲線近似為直線,抗彎剛度基本沒有變化。達到極限承載力之后,構件剛度開始降低。雖然構件隨著箍筋屈服混凝土斜向壓潰而最終發(fā)生剪切破壞,但是由于縱筋配筋率較大,剛度下降比較緩慢,使最終破壞時的跨中撓度較大,呈塑性破壞。

圖5 荷載-位移曲線

剪彎段的荷載-剪切角如圖6所示,顯示出如下規(guī)律:

圖6 荷載-剪切角曲線

1)混凝土未開裂前,構件的剪力主要由混凝土承擔,構件剪彎段的剪切角基本沒有變化。剛出現腹剪斜裂縫時,裂縫寬度較小,此時尚有沿斜裂縫的混凝土骨料咬合作用,開裂之時剪切變形并未急劇增加。當裂縫開展到一定寬度后,受粒徑影響,骨料咬合力急劇減小,構件的抗剪剛度亦急劇減小,剪切變形急劇增加。

2)實測的L2的混凝土強度低于L1,使得L2的荷載-剪切角曲線突變時的荷載值小于 L1,同一級荷載下L2的剪切角大于L1,說明混凝土強度對構件抗剪剛度的影響較大。

2.3 鋼筋受力分析

2.3.1 箍筋受力分析 從圖7剪彎段箍筋荷載-應變曲線可以得出以下結論:

圖7 箍筋荷載-應變曲線

1)加載初期,剪力主要由混凝土承擔,所以箍筋在斜裂縫未形成之前應變較小且增長幅度不大。荷載達到200 kN左右時,斜裂縫通過箍筋,箍筋承擔了較多的剪力,從而使多數箍筋應變驟增;

2)部分箍筋最終達到屈服應變,大多是靠近梁的中部即裂縫最寬處的箍筋首先屈服,之后相鄰的箍筋相繼屈服;因為斜裂縫的位置和開展程度不同,同一根箍筋的應力沿長度的分布也是不均勻的。

2.3.2 縱筋受力分析 從圖8箱梁的縱筋荷載-應變曲線中可以得出如下結論:

圖8 跨中翼板縱筋荷載-應變曲線

1)荷載值較小時,翼板縱筋應變基本為線性增長,應變值較小。當荷載達到380 kN左右時,跨中翼板縱筋荷載-應變曲線出現突變,斜率急劇下降,應變突變值為300～400με之間?？v筋應變的突然增加主要是因為隨著荷載的增加,箱梁翼板混凝土實際拉應變大于混凝土極限拉應變,產生彎曲裂縫,有效截面高度減少,鋼筋應力急劇增加,因此鋼筋應變急劇增加。但是縱筋出現突變時的荷載值晚于箍筋出現突變時的荷載值,說明剪力效應明顯,構件先在腹板中部出現腹剪斜裂縫,然后在翼板處出現彎曲裂縫。

2)破壞時,少數翼板縱筋屈服,其屈服荷載大于箍筋的屈服荷載;說明箱梁剪力效應明顯,呈剪切破壞,而非彎曲破壞。

從縱筋應變沿翼板寬度的分布圖(圖9、10)可以看出,混凝土開裂前,腹板范圍內的翼板縱筋拉應變比較大,翼板中間縱筋的應變值總體呈現出減小的規(guī)律,即產生了正剪力滯現象。剪力滯效應主要受翼板寬度和腹板高度的影響,上下翼板愈寬,腹板高度愈低,剪力滯效應愈突出。而此類箱梁跨高比小,屬于深受彎構件,腹板間距比較小,截面高度比較大,有別于橋梁工程中常見的寬矮箱梁,翼板受剪切變形影響小,而試驗加載方式導致跨中部分是無剪力區(qū)段。此外,由于跨中翼板混凝土開裂后,跨中翼板縱筋測點處鋼筋應力受截面內力重分布及翼板裂縫分布形式影響,翼板中央處縱筋應變比較大,而腹板范圍內的翼板縱筋應變反而小,沒有出現明顯剪力滯現象,如圖9所示。

圖9 混凝土開裂前后跨中翼板縱筋應變分布

圖10 加載點截面翼板縱筋應變分布

由箱梁跨中腹板應變沿高度的分布(圖11)可見,開裂前截面應變基本符合平截面假定,開裂后則不再符合平截面假定。開裂前,鋼筋和混凝土的應變較小,箱梁截面應變分布基本呈線性分布;開裂后,對受壓區(qū)而言,混凝土的應變基本還是線性分布,但是由于此箱梁截面高度大,受壓區(qū)高度小,受拉區(qū)混凝土與鋼筋之間已發(fā)生較大的相對滑移,且隨著荷載增加,屈服的鋼筋增多,裂縫加寬和截面轉角增大的速度呈非線性增長,截面應變不再是線性分布。因此,對于跨高比較小的深受彎箱梁在混凝土開裂后平截面假定不再適用。

圖11 跨中腹板縱筋應變分布

2.4 斜截面受剪承載力分析

鋼筋混凝土受彎構件斜截面抗剪承載力主要受剪跨比(跨高比)、混凝土強度、配箍率、縱筋配筋率、尺寸效應和形狀、受壓翼緣等因素影響。小跨高比鋼筋混凝土簡支梁承受橫向荷載時,一般可將上部未開裂混凝土視為拱,荷載通過此拱效應傳入支座,受拉鋼筋則形成拱的拉桿,梁的剪切破壞是由斜向主拱肋中混凝土的壓潰所引起的。目前各國規(guī)范對箱梁斜截面受剪承載力均無成熟的計算方法,我國《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》(JTG-D 62-2004)[18]將箱形梁簡化為工字梁計算其斜截面抗剪承載力,具體公式為:V=α1α2α30.45×其中(α1 為異號彎矩影響系數;α2為預應力提高系數;α3為受壓翼緣的影響系數;fcu,k為混凝土強度等級;ρsv為斜截面內配箍率;f sv為箍筋抗拉強度設計值;P為斜截面內縱向受拉鋼筋的配筋百分率,P=100ρ;b為腹板寬度;h0為正截面有效高度),據此計算得到試驗箱梁抗剪承載力為443 kN。上述計算方法主要考慮了混凝土強度、配箍率、縱筋配筋率和受壓翼緣的影響,而忽視了剪跨比的影響。研究表明,剪跨比不同導致剪切破壞類型不同,由此產生的抗剪承載力也有較大區(qū)別,以斜壓破壞抗剪承載力最大,剪壓破壞次之,斜拉破壞最小。實驗顯示,此類城市排水干管閉合箱梁是典型的斜壓型破壞,其抗剪承載力均值高于490 kN?？梢?中國現行橋涵設計規(guī)范低估了此類箱梁的承載力,設計偏保守。

中國現行《混凝土結構設計規(guī)范》[19]同樣將箱梁視為T形或I形截面梁計算其抗剪承載力,計算公式為,據此得到的試驗箱梁斜截面受剪承載力計算值為V=540 kN。公式中雖然考慮了跨高比、混凝土強度、配箍率、縱筋配筋率等因素影響,但其計算值比試驗結果約高10%,究其原因在于:1)試驗箱梁屬于薄壁構件,容易在較薄弱一側腹板先開裂。2)箱梁在加載過程中存在“框架效應”,箱形截面像“箱形框架”一樣受力,腹板發(fā)生彎曲外凸,處于彎剪耦合狀態(tài),降低了箱梁的抗剪承載力。3)計算公式中沒有考慮剪力滯的影響。因此,采用該設計規(guī)范公式高估了實際箱梁的抗剪承載力。

可見,現行橋梁設計規(guī)范和混凝土設計規(guī)范對于深受彎薄壁箱梁斜截面受剪承載力的計算均存在不足,應予以重視。

3 結論

對山地城市排水干管中的埋地箱涵由于滑坡地基塌陷造成支承條件改變后的性能進行了模型靜力加載試驗,分析了簡支條件下小跨高比埋地箱梁的破壞形式、抗剪性能以及剪力滯效應,初步討論了現行有關設計規(guī)范對箱涵抗剪承載力計算之不足,得出以下幾點主要結論:

1)在豎向均布荷載下,小跨高比簡支箱梁的破壞形態(tài)表現為剪切破壞,裂縫主要集中在剪彎段,純彎段只有少許彎曲裂縫。裂縫分布比較廣泛,破壞時沒有出現明顯的臨界斜裂縫。

2)斜裂縫未形成之前箍筋應變較小且增長幅度也不大?；炷灵_裂后,裂縫穿過區(qū)域的箍筋應變值突然增大,最終使部分箍筋達到屈服,箍筋在混凝土開裂之后承擔了較多的剪力,為主要的抗剪部件。

3)1/4跨翼板以及混凝土開裂前的跨中翼板縱筋應變呈現明顯的剪力滯效應。但是由于該箱梁腹板間距較小,截面高度較大,混凝土開裂后的跨中翼板縱筋受截面內力重分布及翼板裂縫分布形式等因素影響,混凝土開裂后跨中翼板沒有明顯的剪力滯現象。

4)混凝土開裂前,截面應變基本符合平截面假定,開裂后則不再符合平截面假定。

5)強降雨致邊坡滑坡、坍塌等地質災害使原來按埋地管道設計的箱涵變成了兩端簡支的架空箱梁。支承方式的改變,使箱涵結構混凝土過早開裂,結構承載力大幅降低,而我國現行有關規(guī)范對于深受彎薄壁箱梁斜截面受剪承載力的計算均存在不足,應予以重視。

因此,為了防止排水管道結構性破壞而導致污水滲漏污染環(huán)境,影響排水管道的正常運營。應做好管道沿線邊坡治理、加強邊坡監(jiān)測以保障管道安全運營。

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