斜交空心板橋拼寬結(jié)構(gòu)承載力試驗(yàn)研究

黃學(xué)漾，夏樟華，宗周紅，陳楊利

(1．福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建福州 350116;2．東南大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇南京 210096;3．福建省永正工程質(zhì)量檢測(cè)有限公司，福建福州 350012)

0 引言

橋梁拓寬是高速公路拓寬中的重點(diǎn)，而斜橋作為橋梁中的一種特殊形式，由于其受力狀態(tài)與常規(guī)的正交橋有許多不同，更是橋梁拓寬中的一個(gè)難點(diǎn)．徐鋼［1］對(duì)斜交空心板梁橋拓寬改造縱向接縫連接問題進(jìn)行試驗(yàn)研究，并通過數(shù)值模擬分析比較了不均勻沉降引起的不同接縫連接橋梁的受力性能．郭巖昕［2］進(jìn)行了斜交空心板橋拓寬縱向接縫模型試驗(yàn)研究，建立了斜交預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)斜梁橋的室內(nèi)模型，并進(jìn)行靜動(dòng)載試驗(yàn);結(jié)合ANSYS比較了不同縱向接縫連接方式的靜動(dòng)力特性研究，以及不均勻支座沉降和溫度荷載等作用下的受力性能研究．陳曉強(qiáng)等［3］對(duì)某斜交多跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁的橫向拼寬問題進(jìn)行拼接方式分析，并定性研究拼接后支承條件的變化及其相關(guān)因素對(duì)原結(jié)構(gòu)(老橋)受力的影響．由于斜橋的特殊性，其受力性能與斜交角、寬跨比、彎扭剛度比等都有重大關(guān)系，特別是拓寬后斜交橋的受力性能更為復(fù)雜［4］，目前對(duì)于斜交橋拓寬后的受力性能的研究還比較欠缺［5－8］．因此，本文通過室內(nèi)模型試驗(yàn)和有限元非線性分析，研究斜交空心板梁橋拼寬連接后在中垮跨中對(duì)稱加載作用下的受力特點(diǎn)、破壞形態(tài)和極限承載力．

1 工程背景

以高速公路沈海線(閩)(G15)福泉廈漳改擴(kuò)建工程漳州段的鳳山分離立交大橋?yàn)楣こ瘫尘?，該橋原橋上部結(jié)構(gòu)為(27．2+42．4+27．2)m三孔一聯(lián)預(yù)應(yīng)力混凝土低高度空心板連續(xù)梁，橋梁全長(zhǎng)104．96 m，上跨國(guó)道324線，與國(guó)道斜交55°，橋面標(biāo)準(zhǔn)寬度為12．5 m，分為上、下行兩幅橋梁，雙向四車道．橋梁設(shè)計(jì)荷載為汽－超20、掛－120．拼寬的新橋?yàn)榈瓤鐝降南淞簶颍?/p>

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

按照模型相似理論，依據(jù)中跨跨中截面底板應(yīng)力、內(nèi)支座截面頂板應(yīng)力相等進(jìn)行模型相似設(shè)計(jì)，表1列出了模型的各項(xiàng)理論相似比，模型為三跨等高度連續(xù)梁，空心板和單箱雙室的特殊截面，總長(zhǎng)16．5 m，計(jì)算跨度為(4．5+7．0+4．5)m，模型橋具體尺寸構(gòu)造以及實(shí)物圖如圖1所示．

表1 模型各物理量理論相似比Tab．1 Parametric theoretical similarity ratios of the model

圖1 模型橋總體布置圖(單位:cm)Fig．1 Standard sections of the model(unit:cm)

3 靜載測(cè)試

3．1 測(cè)試方案

3．1．1 加載方式

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康?，模型靜力測(cè)試按照正彎矩加載，進(jìn)行中跨跨中對(duì)稱加載，圖2為荷載布置示意圖，采用跨中正彎矩加載，按照逐級(jí)加載方式達(dá)到極限承載力．

圖2 荷載布置示意圖(單位:cm)Fig．2 Load conditions(unit:cm)

3．1．2 測(cè)點(diǎn)布置

撓度和應(yīng)變測(cè)試截面包括支承處截面、各跨跨中截面和中跨1/4截面共8個(gè)截面，圖3是測(cè)試截面布置圖．

3．2 靜載試驗(yàn)過程

在加載過程中，每個(gè)千斤頂增加10 kN荷載作為一個(gè)工況，采用逐級(jí)加載方式．當(dāng)單個(gè)千斤頂?shù)暮奢d為210 kN時(shí)，隨著撓度的增大，荷載不再增加，故認(rèn)為此時(shí)橋梁達(dá)到了極限承載狀態(tài)，其極限承載力為840 kN(由于共有4個(gè)千斤頂同步加載，每個(gè)加載至210 kN)．

達(dá)到極限承載力時(shí)的梁底和橋面裂縫如圖4所示，模型裂縫分布特點(diǎn)如下:①濕接縫主要是承受縱向受拉作用，因此其裂縫都是大致垂直于橋面中心線的;②連接段靠近內(nèi)支承處和邊跨鈍角側(cè)跨中附近梁底腹板裂縫較多，是受力比較復(fù)雜的地方，這些部位頂部容易產(chǎn)生一些裂縫并向梁底開展;③新舊橋靠近濕接縫處的裂縫方向大致平行于支承線，靠近新舊橋兩側(cè)自由邊的裂縫方向基本是上垂直于自由邊．

圖3 測(cè)點(diǎn)布置示意圖(單位:cm)Fig．3 Layout of measuring points(unit:cm)

圖4 裂縫分布圖Fig．4 Crack pattern

達(dá)到極限承載狀態(tài)時(shí)，模型橋破壞形態(tài)特點(diǎn)如下:一方面，中跨跨中下?lián)?，以濕接縫處下?lián)衔灰谱畲?，邊跨上拱，橋梁鈍角處上拱最大．另一方面，中垮跨中梁底鋼筋應(yīng)變達(dá)到屈服強(qiáng)度，梁頂混凝土壓碎．此外，在濕接縫與新舊橋連接面處形成縱橋向的通縫，拼接段在內(nèi)支承附近產(chǎn)生眾多垂直于橋軸線的裂縫并且向腹板延伸．

3．3 撓度測(cè)試結(jié)果及分析

根據(jù)測(cè)試結(jié)果，繪制了部分橫截面在單個(gè)千斤頂加載從20 kN變化到210 kN過程中撓度的變化圖，見圖5，其中:數(shù)值大于0表示梁發(fā)生上拱，而小于0表示梁下?lián)希?/p>

圖5 不同荷載等級(jí)撓度和測(cè)點(diǎn)距新橋外測(cè)邊緣距離關(guān)系圖Fig．5 Relationship between vertical displacement and the determination location in different load

從圖5可以看出，當(dāng)在中跨跨中施加對(duì)稱荷載時(shí):各截面撓度橫向分布不均勻，明顯帶有斜橋扭轉(zhuǎn)的變形特點(diǎn)．圖5(a)顯示:邊跨端部截面銳角側(cè)下移，鈍角側(cè)往上翹;圖5(b)顯示:邊跨跨中均上拱，并且以鈍角處上拱較大．

圖6(a)和圖6(b)分別表示新橋、舊橋梁底兩側(cè)撓度差．從圖6可以看出，新橋最大撓度差發(fā)生在西側(cè)邊跨跨中，大小為9．87 mm．舊橋跨中撓度差最大，在單個(gè)千斤頂荷載為210 kN時(shí)達(dá)到15．29 mm，約為新橋中跨跨中截面撓度差的 1．8 倍(15．29/8．41≈1．81)．

圖6 不同荷載等級(jí)撓度和測(cè)點(diǎn)距東側(cè)變跨端支承線距離關(guān)系圖Fig．6 Relationship between vertical displacement and the distance from determination location to east edge of structure in different load

3．4 應(yīng)變測(cè)試結(jié)果及分析

應(yīng)力數(shù)值及其分布規(guī)律也是結(jié)構(gòu)工作性能的重要反映之一．當(dāng)進(jìn)行中跨跨中對(duì)稱加載時(shí)，跨中(4#)截面為全橋最不利截面．4#截面梁頂數(shù)據(jù)較完整，而梁底受拉較大，出現(xiàn)了較多超出應(yīng)變片量程的情況．

表2顯示了4#截面應(yīng)變分布狀態(tài)的變化，可以看出，跨中截面在各等級(jí)荷載作用下，截面頂板以受壓為主，底板以受拉為主，但在接縫下緣和梁翼緣根部下緣以及舊橋梁底外側(cè)出現(xiàn)了較明顯的壓應(yīng)力，呈現(xiàn)典型的彎扭耦合特征．荷載較小時(shí)候，接縫下緣主要以受壓為主，隨著荷載增大，梁內(nèi)受彎變形為主，接縫下緣亦成受拉狀態(tài)，此時(shí)，接縫連接尚未破壞，在新橋接縫下緣出現(xiàn)了壓應(yīng)力，但隨荷載增大，達(dá)到極限荷載時(shí)，新橋接縫下緣壓應(yīng)力又轉(zhuǎn)化為了拉應(yīng)力，顯然受彎作用較明顯．

表2 中垮跨中截面縱向應(yīng)變分布狀態(tài)Tab．2 The distribution of longitudinal strain in midspan section

圖7(a)～(c)分別是梁頂混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)5#(舊橋梁頂應(yīng)變最大處)、11#(新橋梁頂應(yīng)變最大處)的荷載－應(yīng)變曲線．舊橋梁頂以5#測(cè)點(diǎn)壓應(yīng)變最大，210 kN時(shí)達(dá)到1．912×10－3，新橋梁頂以11#測(cè)點(diǎn)壓應(yīng)變最大，210 kN時(shí)達(dá)到1．385×10－3，另外，對(duì)于接縫處，在舊橋側(cè)連接處測(cè)點(diǎn)7#的壓應(yīng)變最大，210 kN時(shí)達(dá)到2．825×10－3，而新側(cè)連接處9#測(cè)點(diǎn)的壓應(yīng)變卻小的多，210 kN時(shí)僅為0．458×10－3．可見，接縫兩側(cè)有很大的應(yīng)變差，2．825×10－3/(0．458×10－3)≈6．當(dāng)荷載達(dá)到210 kN時(shí)，荷載不再增大，而應(yīng)變逐漸增大，達(dá)到了結(jié)構(gòu)的極限承載狀態(tài)．由于鋼筋應(yīng)變片損壞較多，數(shù)據(jù)不完整，故此處僅取舊橋梁底中心處鋼筋測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，其荷載應(yīng)變曲線見圖7(d)，可以看出，當(dāng)荷載達(dá)到210 kN時(shí)，鋼筋剛開始進(jìn)入屈服狀態(tài)．

圖7 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)荷載－應(yīng)變曲線Fig．7 The load and longitudinal strain curve

4 有限元模擬及對(duì)比分析

4．1 有限元模型

通過ABAQUS來計(jì)算該結(jié)構(gòu)的極限承載能力并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析比較．有限元對(duì)混凝土和預(yù)應(yīng)力筋兩種材料進(jìn)行了模擬，其中混凝土根據(jù)網(wǎng)格劃分形狀、單元適用特點(diǎn)采用C3D6、C3D8和C3D8R三種單元來模擬，預(yù)應(yīng)力筋采用T3D2桁架單元來模擬．模型總共有單元26 721個(gè)，其中C3D6單元2 067個(gè)，C3D8單元816個(gè)，C3D8R單元20 012個(gè)，T3D2單元3 826個(gè)．混凝土的拉壓本構(gòu)關(guān)系是使用GB 50010—2002《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中的單軸應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系．而預(yù)應(yīng)力筋則是按照彈性材料考慮，在模型中采用等效降溫法實(shí)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力的施加．

4．2 有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

4．2．1 有限元模型變形圖(破壞形態(tài))

圖8顯示了拼寬斜交橋有限元模型在極限承載狀態(tài)即破壞時(shí)的變形形態(tài)．從圖8可以看出，在中跨跨中施加對(duì)稱荷載作用下，達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，中跨跨中濕接縫附近撓度最大，而對(duì)于邊跨跨中，則發(fā)生上拱，其中以鈍角側(cè)上拱值更大，這與室內(nèi)模型試驗(yàn)的破壞形態(tài)是一致的．

圖8 有限元模型極限承載狀態(tài)時(shí)位移圖(放大25倍)Fig．8 The displacement diagram of finite element model in the state of ultimate bearing which magnified 25 times

4．2．2 測(cè)點(diǎn)荷載－位移曲線對(duì)比

取中跨跨中截面新橋梁底中點(diǎn)(A#測(cè)點(diǎn))和舊橋梁底中點(diǎn)(B#)測(cè)點(diǎn)兩個(gè)撓度測(cè)點(diǎn)進(jìn)行荷載位移曲線的試驗(yàn)與理論值的對(duì)比．

圖9顯示了一個(gè)千斤頂施加的荷載與測(cè)點(diǎn)位移的關(guān)系曲線．從圖中可以看出:實(shí)測(cè)與理論得到極限承載力比較接近，實(shí)測(cè)得到極限承載力為840 kN，理論值為920 kN(跨中共有4臺(tái)千斤頂同步加載);在單個(gè)千斤頂80 kN荷載之前，實(shí)測(cè)與理論的荷載－位移基本上呈現(xiàn)線性變化，而后實(shí)測(cè)值在160 kN之后才比較明顯地進(jìn)入屈服階段，理論值則是在140 kN之后開始進(jìn)入屈服階段;在140 kN之前，實(shí)測(cè)與理論的位移值比較接近，隨后理論的位移值要逐漸比實(shí)測(cè)值大許多，在210 kN時(shí)，理論位移是實(shí)測(cè)位移的2．19倍(92/42=2．19)．顯然，相對(duì)于理論結(jié)果，實(shí)測(cè)的破壞過程是比較快的．

圖9 理論與實(shí)測(cè)荷載－位移曲線對(duì)比Fig．9 Comparison of load and displacement curve in calculating and testing models

4．2．3 橫截面撓度對(duì)比分析

圖10表示了0#和4#共四個(gè)截面在單個(gè)千斤頂荷載為140 kN時(shí)理論與實(shí)測(cè)的撓度的對(duì)比．從圖中可以看出，在140 kN時(shí)，各截面的撓度規(guī)律基本相同，數(shù)值上相近，但有限元模型表現(xiàn)的比較柔．

圖10 140 kN時(shí)截面理論及實(shí)測(cè)撓度與測(cè)點(diǎn)距舊橋外測(cè)距離關(guān)系圖Fig．10 Comparison of relationship between vertical displacement and the distance from determination location to edge of old bridge in calculating and testing models under the loads of 140 kN．

分析表明，有限元數(shù)值模型比實(shí)際結(jié)構(gòu)偏柔，其原因主要包括:建模時(shí)沒有考慮普通鋼筋，這主要是因?yàn)殇摻疃喽覐?fù)雜，所以計(jì)算過程中通過提高混凝土彈性模量的方法來考慮鋼筋的作用;在定義ABAQUS損傷塑形模型時(shí)，要求應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系下降段中，最小應(yīng)力不能小于屈服應(yīng)力的1/100，因此混凝土在破壞過程中始終具有承載能力，而實(shí)際上混凝土應(yīng)力超過極限值時(shí)它就會(huì)破壞，不再有承載能力，因此模擬的承載力會(huì)比實(shí)際的要大些;由于主要使用C3D8R單元來模擬混凝土，這種單元的沙漏問題容易造成結(jié)構(gòu)太柔，雖然在建模中通過增加沿厚度方向的單元層數(shù)來盡量避免這鐘問題，但仍有可能會(huì)影響變形．

5 結(jié)語

1)斜交空心板拼接梁橋在中跨跨中集中荷載對(duì)稱作用下，呈現(xiàn)明顯的彎扭耦合特征．截面橫向發(fā)生明顯扭轉(zhuǎn)，撓度分布不均勻;縱向撓度表現(xiàn)出一般連續(xù)梁橋的變形特點(diǎn)，但在斜交梁橋端部鈍角處會(huì)發(fā)生上翹．

2)在中跨跨中集中荷載對(duì)稱作用下，跨中位置縱向接縫破壞主要由彎拉引起，而支座位置縱向接縫破壞主要由接縫兩側(cè)橋梁位移差產(chǎn)生的剪切引起，且支座處縱向接縫兩側(cè)撓度差要大于中跨跨中截面的相應(yīng)撓度差．

3)斜交橋拼寬后，在鈍角處容易產(chǎn)生平行于鈍角角平分線的裂縫，應(yīng)該注意加強(qiáng)此處的配筋．另外，對(duì)于內(nèi)支座附近的濕接縫側(cè)腹板及橋梁鈍角側(cè)邊跨跨中腹板受力亦比較不利，容易產(chǎn)生裂縫．

4)有限元模擬基本反映了斜交空心板梁橋拓寬改造的特點(diǎn)，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的破壞形態(tài)大致相同，極限承載力大小相近，本文所建立的模型可以用于斜交空心板拼寬結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步研究．