節(jié)段預(yù)制拼裝波形鋼腹板組合箱梁橋橫向受力性能試驗(yàn)研究

張　鴻　 鄭和暉　 王　敏

(1中交第二航務(wù)工程局有限公司, 武漢430040)(2長(zhǎng)大橋梁建設(shè)施工技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 武漢 430040)

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節(jié)段預(yù)制拼裝波形鋼腹板組合箱梁橋橫向受力性能試驗(yàn)研究

張鴻1鄭和暉2王敏2

(1中交第二航務(wù)工程局有限公司, 武漢430040)(2長(zhǎng)大橋梁建設(shè)施工技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 武漢 430040)

為研究波形鋼腹板組合箱梁橋橫向受力特性及其對(duì)節(jié)段預(yù)制拼裝工藝的影響,設(shè)計(jì)并匹配制造了2榀足尺模型節(jié)段梁,對(duì)試驗(yàn)梁施工全過(guò)程橋面板變形進(jìn)行了測(cè)試,并進(jìn)行了靜力加載試驗(yàn),研究了橋面板合理的數(shù)值分析方法．結(jié)果表明:波形鋼腹板組合箱梁能滿足節(jié)段雙層存放、吊裝運(yùn)輸?shù)裙ば虻臋M向受力要求,但在短線匹配預(yù)制過(guò)程中需采取措施控制橋面板變形;運(yùn)營(yíng)期組合箱梁橫向受力足夠安全,當(dāng)加載至1.3～2.5倍車輛荷載設(shè)計(jì)值時(shí),橋面板出現(xiàn)初始彎曲裂縫;由考慮鋼混連接件的實(shí)體元模型計(jì)算所得的橋面板變形值與實(shí)測(cè)值吻合較好;簡(jiǎn)化平面框架模型則在橫向內(nèi)力計(jì)算方面具有足夠精度,可用以指導(dǎo)橋面板設(shè)計(jì).

波形鋼腹板;組合箱梁;短線匹配預(yù)制;橫向受力性能;足尺模型

近年來(lái),波形鋼腹板組合箱梁橋因具有自重輕、預(yù)應(yīng)力效率高、耐久性好、造型美觀等特點(diǎn)而在我國(guó)得到了大力推廣[1].在常規(guī)混凝土腹板被波形鋼腹板取代后,箱梁受力性能出現(xiàn)了明顯變化.目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)此開展了一系列研究[2-5],揭示了其空間受力特性(如橫向彎曲、扭轉(zhuǎn)畸變等),提出了橫向受力的計(jì)算方法(如框架分析法、G-M法等).此外,規(guī)范也給出了相應(yīng)的計(jì)算建議[6-7].

然而,現(xiàn)有的一些結(jié)論及計(jì)算方法多基于小比例尺模型得出,其適應(yīng)性和準(zhǔn)確性都需通過(guò)實(shí)橋驗(yàn)證.若將短線匹配法節(jié)段預(yù)制拼裝技術(shù)應(yīng)用于該新型組合梁中[8],其獨(dú)特的空間受力特點(diǎn)是否會(huì)影響梁段預(yù)制成型及匹配連接精度有待評(píng)估.為此,本文以節(jié)段預(yù)制拼裝波形鋼腹板組合箱梁為研究對(duì)象,設(shè)計(jì)并匹配制造了2榀足尺模型節(jié)段梁,監(jiān)測(cè)了試驗(yàn)梁預(yù)制拼裝全過(guò)程橋面板形變,并進(jìn)行了靜力加載試驗(yàn),對(duì)波形鋼腹板組合箱梁橋面板的合理計(jì)算模型進(jìn)行了研究,并提出了旨在適應(yīng)節(jié)段預(yù)制拼裝工藝的橋面板變形控制措施.

1　試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1足尺模型節(jié)段梁構(gòu)造及材料特性

根據(jù)我國(guó)公路中等跨徑梁橋常規(guī)構(gòu)造,并結(jié)合既有模板,設(shè)計(jì)了2榀試驗(yàn)節(jié)段(試件S1和S2).箱梁采用單箱單室形式,橋?qū)?2.2 m,底寬7.0 m,梁高4.0 m,節(jié)段長(zhǎng)3.6 m.波腹板采用1 200 mm波長(zhǎng),板厚12.0 mm.波腹板與底板采用埋入式連接,與頂板采用焊釘連接(見圖1).試驗(yàn)梁橋面板(即箱梁頂板,下同)按普通鋼筋混凝土設(shè)計(jì),采用C60混凝土,波腹板采用Q345鋼板,普通鋼筋型號(hào)為HRB500.材料實(shí)測(cè)特性見表1.

圖1　試驗(yàn)梁構(gòu)造(單位:cm)

試件C60混凝土強(qiáng)度/MPat=7dt=14dt=28d彈性模量/GPat=7dt=28dS153.877.487.320.333.9S252.875.185.319.933.1

注:t為混凝土齡期.

1.2橫向加載方法

參照由波形鋼腹板支撐的橋面板跨中正彎矩及根部負(fù)彎矩影響線,按照規(guī)范[9]給出的車輛荷載進(jìn)行最不利橫向布置,分別對(duì)2個(gè)試件進(jìn)行對(duì)稱加載和偏心加載(見圖2).考慮現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)條件,采用自平衡加載系統(tǒng)(見圖3).在該系統(tǒng)中,用以模擬車輪荷載P的精軋螺紋鋼筋拉桿兩端分別錨固于梁底鋼橫梁及梁頂分配梁上,試驗(yàn)梁的4角點(diǎn)支撐于鋼橫梁上方,除偏心側(cè)由于箱梁翼緣板較短需要進(jìn)行調(diào)整外,其余梁頂加載位置均按照規(guī)范車輛荷載的軸距、輪距由分配梁下方橡膠墊板調(diào)整到位[9].偏心加載時(shí),為確保過(guò)程安全,先將中央拉桿張拉至設(shè)計(jì)值Pd,然后分級(jí)張拉伸臂區(qū)域端部拉桿直至試件破壞.

(a) 對(duì)稱加載,S1試件

(b) 偏心加載,S2試件

(c) 加載側(cè)面

圖3　試驗(yàn)梁橫向加載現(xiàn)場(chǎng)

1.3試驗(yàn)測(cè)試

試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容包括橋面板豎向變形、波腹板及頂板應(yīng)變、裂縫分布等.每榀梁設(shè)置了10個(gè)高程測(cè)點(diǎn)(編號(hào)為H1～H10)、12個(gè)頂板橫向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)(編號(hào)為T1～T12)和9個(gè)波腹板豎向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)(編號(hào)為W1～W9).測(cè)點(diǎn)布置見圖4.測(cè)試儀器包括高精度電子水準(zhǔn)儀、埋入式應(yīng)變計(jì)及讀數(shù)儀、裂縫觀測(cè)儀等.為研究施工全過(guò)程及運(yùn)營(yíng)期組合節(jié)段梁的橫向受力特性,設(shè)計(jì)了如表2所示的主要試驗(yàn)階段.

圖4　測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)階段描述混凝土齡期/d1預(yù)制模板拆除12梁段移至匹配處23拼裝期梁段起吊284梁段下放(松鉤)285分級(jí)加載過(guò)程中286卸載287梁段進(jìn)入存放區(qū)288梁段雙層存梁后,出運(yùn)前90

2　分析模型的建立

合理的波形鋼腹板箱梁橫向受力分析模型應(yīng)考慮波形鋼腹板的面外彎曲剛度及其與橋面板的連接方式[6-7].為與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,同時(shí)探討合理的組合梁橋面板分析方法,分別建立了以下3種模型:① 簡(jiǎn)化平面框架模型(簡(jiǎn)稱模型1),根據(jù)規(guī)范[7]所提方法對(duì)波形鋼腹板進(jìn)行必要等效(見圖5(a));② 實(shí)體元模型(簡(jiǎn)稱模型2),采用Solid65和Shell63單元模擬混凝土及波腹板,鋼混結(jié)合部以剛接處理(見圖5(b));③ 考慮鋼混連接件的實(shí)體元模型(簡(jiǎn)稱模型3)(見圖5(c)),栓釘采用beam44模擬,將栓釘節(jié)點(diǎn)與周邊混凝土節(jié)點(diǎn)三向耦合,而不考慮兩者間的滑移.相關(guān)研究表明,采用這種模擬栓釘連接件的方法可在彈性階段范圍內(nèi)達(dá)到較高精度[10].

3　試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1橋面板施工期豎向變形

圖6(a)為波形鋼腹板箱梁節(jié)段預(yù)制全過(guò)程橋面板豎向變形沿橫向的分布.由圖可知,拆除模板后,橋面板在自重作用下出現(xiàn)變形;移至匹配位置處時(shí),鑒于徐變效應(yīng),該變形進(jìn)一步增大,如中央處最大變形達(dá)3.2 mm.對(duì)比28和90 d存梁橋面板豎向變形(參照實(shí)際工程,節(jié)段梁雙層堆放,均需存滿3個(gè)月后出運(yùn)安裝),可以發(fā)現(xiàn)節(jié)段箱梁橋面板在經(jīng)歷上層梁段堆載后將出現(xiàn)徐變殘余變形,最大變形量可達(dá)彈性變形的100%.

(a) 簡(jiǎn)化平面框架模型

(b) 實(shí)體元模型

拼裝期節(jié)段梁的吊裝變形見圖6(b).可以看出,起吊時(shí)橋面板在中央處及懸臂端分別產(chǎn)生了3.6和6.2 mm的豎向變形,這與考慮鋼混連接件的實(shí)體元模型基本吻合,其余2個(gè)模型的計(jì)算值則較實(shí)測(cè)值偏小,表明簡(jiǎn)化平面框架及實(shí)體元模型不能真實(shí)模擬梁體的橫向剛度.松鉤下放后,橋面板變形恢復(fù)至初始值,殘余變形基本為零.

此外,梁段在匹配預(yù)制、吊裝轉(zhuǎn)運(yùn)、長(zhǎng)時(shí)間雙層存放等過(guò)程中均未出現(xiàn)任何結(jié)構(gòu)損傷,表明波形鋼腹板組合箱梁能滿足施工期橫向受力要求.

(a) 預(yù)制全過(guò)程實(shí)測(cè)變形

(b) 梁段吊裝變形

3.2橫向加載試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)于試件S1,當(dāng)中央拉桿加載至設(shè)計(jì)荷載Pd=140 kN時(shí),頂?shù)装濉摶旖Y(jié)合區(qū)等均未出現(xiàn)結(jié)構(gòu)損傷;當(dāng)加載至P=180 kN時(shí),橋面板中央下緣出現(xiàn)首條寬度為0.2 mm的縱向裂縫,對(duì)應(yīng)荷載為開裂荷載Pcr=1.3Pd;當(dāng)加載至P=235 kN時(shí),橋面板中央下緣3 m范圍內(nèi)出現(xiàn)大量縱向裂縫,最大裂縫寬度達(dá)到0.6 mm(見圖7(a)).對(duì)于試件S2,當(dāng)端部拉桿加載至設(shè)計(jì)荷載Pd=120 kN時(shí),結(jié)構(gòu)未出現(xiàn)明顯損傷;當(dāng)加載至P=300 kN時(shí),橋面板加腋處上緣(距箱梁中心線1.8 m處)出現(xiàn)首條寬度為0.2 mm的縱向裂縫,對(duì)應(yīng)荷載為開裂荷載Pcr=2.5Pd; 當(dāng)加載至P=340 kN時(shí),橋面板上緣距中心1.6～2.4 m范圍內(nèi)出現(xiàn)大量縱向裂縫,最大裂縫寬度達(dá)到0.5 mm(見圖7(b)).

圖8顯示了不同加載工況下波腹板箱梁橋面板在設(shè)計(jì)荷載、初始開裂荷載下的豎向變形分布規(guī)律(負(fù)值表示下?lián)?.可以看出,對(duì)稱荷載作用下,橋面板中央出現(xiàn)下?lián)?偏心荷載作用下,加載端持續(xù)下?lián)?另一端則有上翹趨勢(shì).此外,無(wú)論是對(duì)稱還是偏心加載下,橋面板豎向變形實(shí)測(cè)值與考慮鋼混連接件的實(shí)體元模型的計(jì)算值都吻合較好,而與其他2種簡(jiǎn)化模型的計(jì)算值則差別較大.

(a) 對(duì)稱加載

(b) 偏心加載

(a) 對(duì)稱加載

(b) 偏心加載

由圖9可知,對(duì)稱荷載作用下,波形鋼腹板測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)較大豎向壓應(yīng)力(對(duì)應(yīng)于開裂Pcr,壓應(yīng)力為70 MPa);偏心荷載作用下,加載側(cè)波腹板豎向則出現(xiàn)較小壓應(yīng)力,且在開裂后呈下降趨勢(shì),表明加載過(guò)程中波腹板出現(xiàn)正負(fù)應(yīng)力交替的現(xiàn)象.圖10給出了橋面板橫向應(yīng)力的3種模型計(jì)算值與實(shí)測(cè)值對(duì)比.由圖可知,3種模型的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果基本相同,且均比實(shí)測(cè)值大.因而,簡(jiǎn)化平面框架模型能滿足橋面板內(nèi)力計(jì)算要求,對(duì)于橫向設(shè)計(jì)是實(shí)用的.

(a) 對(duì)稱加載

(b) 偏心加載

(a) 對(duì)稱荷載

(b) 偏心荷載

4　節(jié)段預(yù)制拼裝施工期橋面板變形控制

根據(jù)3.1節(jié)中的試驗(yàn)及計(jì)算分析結(jié)果,橋面板在匹配預(yù)制、90 d存放以及拼裝過(guò)程中均將出現(xiàn)較大的豎向變形.在預(yù)制過(guò)程中,節(jié)段梁在匹配位置因自重所發(fā)生的變形(見圖11(a))將導(dǎo)致待澆梁段梁面變成不規(guī)則斜面.如圖11(b)所示,在匹配預(yù)制n號(hào)塊時(shí),n-1號(hào)塊(已澆梁段)橋面板中央所發(fā)生豎向變形Δ將導(dǎo)致n號(hào)塊實(shí)際梁面線發(fā)生變化(相鄰節(jié)段接縫處表面按照已澆筑完成梁段頂面進(jìn)行抹面).同樣地,在匹配預(yù)制n+1號(hào)塊時(shí),n號(hào)塊橋面板中央繼續(xù)發(fā)生豎向變形Δ,n+1號(hào)塊梁面也隨之發(fā)生變化.由此可知,除首節(jié)段外,后續(xù)節(jié)段前端中央處梁高將比理論梁高縮小2Δ.此外,內(nèi)模與匹配梁段間所出現(xiàn)的相對(duì)變形還可能帶來(lái)漏漿問題.

(a) 拆模后變形示意圖

(b) 匹配預(yù)制過(guò)程中的頂板實(shí)際變形

在懸臂拼裝過(guò)程中,被吊梁段和已成梁段的受力體系不同,相鄰梁段匹配口沿橫橋向存在變形差異,若再考慮到梁段制造誤差、存放期徐變變形等,必將增大現(xiàn)場(chǎng)匹配連接難度.

針對(duì)上述問題,給出了如下2種控制波形鋼腹板箱梁節(jié)段橫向變形措施:① 頂板橫向加勁肋,即加勁肋在節(jié)段中央處沿橫向布置;② 施工期斜撐,即箱室內(nèi)2波腹板節(jié)段間布置3道斜撐,斜撐包括上下橫撐及八字形斜撐.采用考慮鋼混連接件的實(shí)體元模型計(jì)算方法對(duì)橋面板變形進(jìn)行分析,結(jié)果見圖12.由圖可知,這2種措施均能有效減少波腹板箱梁節(jié)段橋面板豎向變形.

(a) 未采取措施

(b) 頂板加肋

(c) 腹板加斜撐

5　結(jié)論

1) 足尺模型試驗(yàn)結(jié)果表明,波形鋼腹板組合箱梁能滿足節(jié)段雙層存放、吊裝運(yùn)輸?shù)鹊湫凸ば驒M向受力要求,但在采用節(jié)段預(yù)制拼裝工藝進(jìn)行施工時(shí)需采取措施控制橋面板發(fā)生過(guò)大變形.在模擬運(yùn)營(yíng)期車輛局部作用過(guò)程中,當(dāng)加載至車輛設(shè)計(jì)荷載時(shí),結(jié)構(gòu)應(yīng)力均在容許范圍內(nèi)且無(wú)任何損傷;當(dāng)加載至1.3～2.5倍設(shè)計(jì)值時(shí),箱梁頂板出現(xiàn)初始彎曲裂縫.

2) 波形鋼腹板組合箱梁橋面板實(shí)測(cè)變形與考慮鋼混連接形式的實(shí)體元模型分析結(jié)果吻合較好,而常用簡(jiǎn)化平面框架模型則能滿足橋面板內(nèi)力及應(yīng)力計(jì)算要求,可用以指導(dǎo)橋面板設(shè)計(jì).

3) 較之常規(guī)混凝腹板土節(jié)段梁,波形鋼腹板箱梁橫向抗彎剛度偏小的特性將對(duì)節(jié)段預(yù)制拼裝工藝帶來(lái)不利影響,建議實(shí)施時(shí)采取橋面板設(shè)置加勁肋或施工期斜撐等措施保證預(yù)制及匹配拼接精度.

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Experimental study on transverse mechanical behavior of precast segmental composite box girder bridge with corrugated steel webs

Zhang Hong1Zheng Hehui2Wang Min2

(1CCCC Second Harbour Engineering Co., Ltd., Wuhan 430040,China) (2Key Laboratory of Large-Span Bridge Construction Technology of Ministry of Communication, Wuhan 430040,China)

To study the transverse mechanical behavior of the box girder bridge with corrugated steel webs and its influence on precast segment assembling process technology, two full-scale segmental models for the girder were designed and assembled. The deformation of the bridge deck in the whole construction process was tested. The static-loading experiments were carried out. And the reasonable numerical analysis method for the deck was put forward. The results show that the composite box girder with corrugated steel webs can meet the transverse mechanical requirements in construction process such as double store and lifting transportation, but it is necessary to control the deformation of the deck during short-line match casting. In the operation period, the composite box girder has enough transverse mechanical safety. When the loading is up to 1.3 to 2.5 times the design value of vehicle, the initial bending cracks occurs in the deck. The numerical results by the finite element analysis (FEA) model considering the connector on the deformation of deck agree well with the experimental data. The plane-frame simplified model has sufficient accuracy for transverse internal force calculation and can be used for the guide of deck-design.

corrugated steel web;composite box girder;short-line match casting;transverse mechanical behavior;full-scale model

10.3969/j.issn.1001-0505.2016.05.029

2016-02-26.作者簡(jiǎn)介: 張鴻(1962—)，男，博士，教授級(jí)高級(jí)工程師， ming040416@163.com.

交通運(yùn)輸部應(yīng)用基礎(chǔ)研究資助項(xiàng)目(201431949A230).

U448.36

A

1001-0505(2016)05-1070-06

引用本文: 張鴻，鄭和暉,王敏.節(jié)段預(yù)制拼裝波形鋼腹板組合箱梁橋橫向受力性能試驗(yàn)研究[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,46(5):1070-1075. DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.05.029.