考慮錯(cuò)孔撓度影響的裝配貝雷梁橋荷載試驗(yàn)線形評(píng)價(jià)研究

吳坤平

(湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院,湖南 長沙 410008)

考慮錯(cuò)孔撓度影響的裝配貝雷梁橋荷載試驗(yàn)線形評(píng)價(jià)研究

吳坤平

(湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院,湖南 長沙 410008)

首先推導(dǎo)了裝配式貝雷梁結(jié)構(gòu)任意位置錯(cuò)孔撓度的計(jì)算方法；然后結(jié)合貝雷梁鉸接部位的工作特性，提出了考慮錯(cuò)孔撓度影響的荷載試驗(yàn)撓度校驗(yàn)系數(shù)和殘余撓度評(píng)定方法。通過實(shí)橋試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了評(píng)定方法合理性及可行性，為受錯(cuò)孔撓度影響較顯著的該類型橋梁撓度校驗(yàn)系數(shù)及殘余撓度評(píng)價(jià)提供了方法?？晒┴惱琢航Y(jié)構(gòu)的變形計(jì)算分析提供參考。

橋梁工程；裝配式貝雷梁；錯(cuò)孔撓度；荷載試驗(yàn)； 評(píng)定

0 引言

裝配式貝雷梁橋由于構(gòu)件標(biāo)準(zhǔn)、裝配方便，作為臨時(shí)跨越結(jié)構(gòu)在工程中得到越來越多的運(yùn)用。在一些較低等級(jí)公路上甚至采用該類型結(jié)構(gòu)作為永久橋梁使用。裝配式貝雷梁橋的連接構(gòu)件眾多，且通過銷子連接，橋梁運(yùn)營荷載反復(fù)沖擊易造成部分連接構(gòu)件失效，或施工質(zhì)量原因造成連接缺陷，這些因素對(duì)橋梁運(yùn)營安全存在較大影響。因此，對(duì)該類型橋梁進(jìn)行安全性評(píng)估具有重要意義。

荷載試驗(yàn)作為橋梁質(zhì)量及安全性能最直接的試驗(yàn)方法[1]，對(duì)裝配式貝雷梁橋這種連接構(gòu)件眾多且復(fù)雜的結(jié)構(gòu)的安全評(píng)價(jià)尤為重要，其能較直觀地判斷結(jié)構(gòu)總體工作狀態(tài)。徐關(guān)堯等[2]提出了目測(cè)打分法、分析檢算法、荷載試驗(yàn)法相結(jié)合的綜合評(píng)價(jià)方法，荷載試驗(yàn)為安全評(píng)估的重要組成部分。梁遠(yuǎn)森[3]、黃文[4]等學(xué)者通過荷載試驗(yàn)對(duì)裝配式貝雷梁橋進(jìn)行評(píng)估。但各學(xué)者對(duì)裝配式貝雷梁橋進(jìn)行試驗(yàn)評(píng)估時(shí)均未注意貝雷梁銷孔與銷子間隙引起的錯(cuò)孔撓度對(duì)試驗(yàn)評(píng)定的影響。在裝配式貝雷梁橋荷載試驗(yàn)時(shí)，試驗(yàn)加載前后撓度中包含了錯(cuò)孔撓度的變化量。不對(duì)該部分進(jìn)行分析和修正，很可能對(duì)試驗(yàn)評(píng)定的準(zhǔn)確性及正確性產(chǎn)生影響。

1 銷孔間隙工作性能及錯(cuò)孔撓度計(jì) 算方法

1.1 銷孔間隙工作狀態(tài)分析

貝雷片間的拼裝采用銷接，為方便安裝，銷子與銷孔間一般存在設(shè)計(jì)間隙Δ，在結(jié)構(gòu)受載后，貝雷片間會(huì)由于銷孔間隙而產(chǎn)生相對(duì)位移，而引起結(jié)構(gòu)產(chǎn)生錯(cuò)孔撓度。理想狀態(tài)下，銷子與銷孔完全光滑接觸，在外荷載作用下則相對(duì)位移發(fā)生到最大狀態(tài)，本文稱之為空隙完全閉合。如圖1所示，空隙完全閉合時(shí)貝雷片間在銷孔位置的水平位移等于銷孔設(shè)計(jì)間隙Δ。國產(chǎn)貝雷片設(shè)計(jì)間隙為0.5 mm。

圖1 空隙完全閉合時(shí)位移關(guān)系圖

實(shí)際工程中，銷孔與銷子間的接觸面由于加工質(zhì)量，以及表面銹蝕、涂抹油脂失效等原因影響，往往存在一定摩阻力。同時(shí)涂抹的油脂凝固以及附著的雜質(zhì)均會(huì)對(duì)銷孔與銷子的工作性能產(chǎn)生影響。由于上述原因，貝雷梁橋由于自身重量相對(duì)較小，在自重狀態(tài)下銷孔間隙往往不能完全閉合；同時(shí)銷孔間隙的閉合程度一定程度上與所受荷載大小相關(guān)，即銷孔間隙在完全閉合前，所受的外荷載越大，銷孔越靠近閉合狀態(tài)。在外荷載撤除后，由于銷孔內(nèi)摩阻力的變化以及空隙內(nèi)填塞物影響將會(huì)引起部分空隙的反向張開。在對(duì)該類通過鉸接連接的結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)分析時(shí)，若上述因素對(duì)撓度變化影響較大時(shí)，很可能對(duì)試驗(yàn)結(jié)果評(píng)價(jià)產(chǎn)生影響。

1.2 銷孔間隙引起的錯(cuò)孔撓度計(jì)算

在理想鉸接狀態(tài)下，根據(jù)圖1所表示關(guān)系，在貝雷片空隙完全閉合時(shí)位置產(chǎn)生的水平位移值為Δ。在圖2中，設(shè)貝雷片上下弦桿之間高度為H，單片貝雷片沿長度方向長度為L。由圖可知，在孔隙錯(cuò)位的影響下兩相鄰貝雷梁在出現(xiàn)相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)；在最大錯(cuò)位發(fā)生時(shí)，銷孔位置位移變化Δ遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于貝雷梁高度H，因此可以得到:

θ=Δ/(0.5H)=2Δ/H

(1)

圖2 間隙影響下轉(zhuǎn)角與錯(cuò)孔位移關(guān)系

如圖3所示，設(shè)裝配式貝雷梁橋橋跨跨中分界線同一側(cè)的3片貝雷梁編號(hào)分別為n,n+1,n+2，由錯(cuò)孔引起的各片梁端處水平夾角分別為θn、θn+1、θn+2。

圖3 錯(cuò)孔撓度影響下貝雷片轉(zhuǎn)角關(guān)系

設(shè) θn+2=θ0，根據(jù)各貝雷片之間錯(cuò)孔引起的相對(duì)轉(zhuǎn)角為θ可知：

θn=θn+1+θ=θn+2+2θ=θ0+2θ

(2)

對(duì)于由N片貝雷片組成的簡支橋跨，根據(jù)N為偶數(shù)和奇數(shù)，分析如下：

(3)

根據(jù)公式(2)可推導(dǎo):

將式(3)帶入上式,可得到:

(4)

第k片貝雷梁水平角為：

(5)

因此同樣可以得到：

同理，當(dāng)N為奇數(shù)片時(shí)，第k片貝雷梁水平角與偶數(shù)片的計(jì)算公式(5)相同。

如圖4所示，橋跨跨中分界線一側(cè)任意點(diǎn)P，其錯(cuò)孔引起的撓度：

圖4 錯(cuò)孔撓度影響下貝雷片轉(zhuǎn)角與撓度的關(guān)系

fp=f1+f2+…+fk+fx

(6)

其中k為P點(diǎn)距離支點(diǎn)的整數(shù)片貝雷梁數(shù)目；x為P點(diǎn)為靠支點(diǎn)一側(cè)距離最第k片貝雷梁的水平距離。

由于貝雷片轉(zhuǎn)角小變形值，可近似得到：

f1=θ1d,f2=θ2d,…,fk=θkd，fx=θk+1x。

將上述計(jì)算公式帶入式(6)，可以得到：

fp=θ1d+θ2d+…+θkd+θk+1x

將公式(5)帶入上式得到:

上式整理得到：

(7)

將式(1)、式(5)帶入式(7)中可得到：

(8)

通過上式可求得簡支橋跨上任意點(diǎn)P處由于錯(cuò)孔產(chǎn)生的撓度。當(dāng)P點(diǎn)位于跨中，按上式可得到：

通過上述分析，可得到在理想鉸接狀態(tài)下橋跨任意位置最大錯(cuò)孔撓度的計(jì)算方法。

1.3 連續(xù)橋跨錯(cuò)孔撓度的計(jì)算

由于連續(xù)橋跨在支點(diǎn)附近存在負(fù)彎矩區(qū)，負(fù)彎矩區(qū)空隙閉合情況與正彎矩區(qū)正好相反。連續(xù)橋跨錯(cuò)孔撓度計(jì)算先根據(jù)對(duì)應(yīng)工況下荷載彎矩圖確定反彎點(diǎn)，以反彎點(diǎn)為分界條件采用疊加原理進(jìn)行計(jì)算[5]。在各正彎距或負(fù)彎矩區(qū)段內(nèi)，根據(jù)各分段內(nèi)貝雷梁片數(shù)可按一般簡支梁錯(cuò)孔撓度的計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算并疊加。如圖5所示，以連續(xù)梁橋的中間跨為例，根據(jù)正、負(fù)彎矩區(qū)將連續(xù)梁分成3段，各段貝雷梁數(shù)目分別為N1、N2、N3共3段，各段內(nèi)按照簡支梁錯(cuò)孔撓度計(jì)算方法計(jì)算各點(diǎn)錯(cuò)孔撓度，然后對(duì)正彎矩區(qū)段內(nèi)撓度按線性疊加就能得到任意點(diǎn)錯(cuò)孔撓度。對(duì)于負(fù)彎矩區(qū)段計(jì)算時(shí)，由于鉸接間隙閉合方向與正彎矩區(qū)相反，錯(cuò)孔撓度計(jì)算應(yīng)以2N1、2N3數(shù)量的貝雷梁進(jìn)行計(jì)算，且支點(diǎn)位置對(duì)應(yīng)等代簡支橋跨的跨中位置。

圖5 連續(xù)梁錯(cuò)孔撓度計(jì)算分析圖

由于貝雷梁橋自重相對(duì)較輕，車輛荷載作用下的荷載效率比結(jié)構(gòu)自重產(chǎn)生的效應(yīng)大較多。在連續(xù)梁狀態(tài)下，各跨在自重作用下的反彎點(diǎn)和加載后的反彎點(diǎn)會(huì)出現(xiàn)明顯不同；按照上述連續(xù)梁錯(cuò)孔撓度計(jì)算方法可知，在反彎點(diǎn)變化后自重狀態(tài)下產(chǎn)生的計(jì)算錯(cuò)孔撓度與試驗(yàn)荷載下的錯(cuò)孔撓度存在差別。

2 橋面線形評(píng)定方法

按照規(guī)范規(guī)定撓度測(cè)點(diǎn)的校驗(yàn)系數(shù)按下式計(jì)算[6]：

其中，Sθ、SS分別為試驗(yàn)荷載下主要測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)彈性撓度值和理論計(jì)算撓度值。

對(duì)于裝配式貝雷梁橋，由于受鉸接頭間隙的影響，在自重狀態(tài)下空隙未閉合。在相對(duì)自重較大的試驗(yàn)荷載下鉸接間隙進(jìn)一步閉合甚至完全閉合；荷載卸除后，由于銷孔間摩擦力、夾雜油污雜質(zhì)等原因，恢復(fù)自重狀態(tài)時(shí)其鉸縫間隙將一定程度恢復(fù)。理論上通過多次較大荷載的預(yù)壓可很大程度上消除此類非彈性變形，但一般荷載試驗(yàn)條件下，很難做到多次預(yù)壓；同時(shí)過大重量的預(yù)壓在試驗(yàn)時(shí)也是不安全的做法。此外，通過1.3節(jié)的分析，當(dāng)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)為連續(xù)梁時(shí)，試驗(yàn)前后很可能由于反彎點(diǎn)位置的變化造成試驗(yàn)前后計(jì)算的最大錯(cuò)孔撓度值不同。

鑒于上述原因，采用規(guī)范公式進(jìn)行評(píng)價(jià)分析時(shí)，忽略錯(cuò)孔間隙變化對(duì)結(jié)構(gòu)撓度的影響，很可能造成評(píng)價(jià)結(jié)果失真甚至出現(xiàn)錯(cuò)誤結(jié)論。

為考慮錯(cuò)孔撓度對(duì)線形評(píng)價(jià)的影響，需要對(duì)試驗(yàn)前自重狀態(tài)下錯(cuò)孔撓度和試驗(yàn)荷載作用后錯(cuò)孔撓度的錯(cuò)孔進(jìn)行計(jì)算分析。理論撓度的修正值Δf計(jì)算方法如下：

Δf=fcp-fcz

(9)

式中：fcp為試驗(yàn)荷載加載后計(jì)算錯(cuò)孔撓度；fcz為自重狀態(tài)下計(jì)算錯(cuò)孔撓度。

即：

因此，可以將撓度的校驗(yàn)系數(shù)計(jì)算修改為：

(10)

上式中，f1p為試驗(yàn)荷載下理論彈性撓度;fsp為試驗(yàn)荷載下實(shí)測(cè)總撓度。

在自重狀態(tài)下，通過實(shí)測(cè)線形與理論線形的比較，可對(duì)結(jié)構(gòu)明顯的異常狀況做出懷疑。如圖6中實(shí)測(cè)線形2所示，實(shí)測(cè)線形分布規(guī)律與理論分布規(guī)律存在明顯差異，甚至局部撓度大于理論最大撓度，可判斷相關(guān)區(qū)域結(jié)構(gòu)連接出現(xiàn)異常。

圖6 自重狀態(tài)線形分析圖

裝配式貝雷梁橋若按正常計(jì)算方法進(jìn)行殘余撓度分析，通常發(fā)現(xiàn)相對(duì)殘余撓度大于10%以上，甚至經(jīng)常相對(duì)殘余撓度大于20%及以上。主要由于所分析的殘余撓度包含了因試驗(yàn)荷載加載影響而引起的錯(cuò)孔撓度變化。該殘余評(píng)價(jià)往往不能反映出結(jié)構(gòu)彈性體本身的工作狀態(tài)，甚至在錯(cuò)孔撓度影響

較大時(shí)會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生錯(cuò)誤評(píng)定。

在理想結(jié)構(gòu)及鉸接狀態(tài)下，荷載卸載后的線形應(yīng)不大于包含了錯(cuò)孔撓度影響的自重狀態(tài)線形。即理想狀態(tài)下，殘余撓度值滿足以下要求：

但實(shí)際上，正常結(jié)構(gòu)彈性體的結(jié)構(gòu)撓度小于理論計(jì)算值，結(jié)構(gòu)自身在卸載后鉸接也一般未處于完全閉合狀態(tài)，正常結(jié)構(gòu)的殘余撓度sp滿足上式規(guī)定，并且部分結(jié)構(gòu)狀態(tài)不滿足要求的也可能滿足上式，因此，需對(duì)上式進(jìn)行合理修正。實(shí)際上影響上述評(píng)定的兩個(gè)因素均與荷載校驗(yàn)系數(shù)ζ相關(guān)，因此可將上式修正為：

(11)

實(shí)際運(yùn)用時(shí)，可按下式進(jìn)行評(píng)定：

(12)

若測(cè)點(diǎn)殘余值滿足上式，殘余撓度滿足評(píng)定要求，否則殘余撓度評(píng)定不滿足要求。

3 實(shí)例分析

實(shí)例1:某人行天橋縱橋向由8片加強(qiáng)型貝雷梁組成簡支結(jié)構(gòu)，橋長24 m,橋?qū)? m,橫橋向由6組貝雷梁組成。設(shè)計(jì)人群荷載為4.5 kN/m2。橋跨結(jié)構(gòu)及橋面系自重約170 kN。加載采用水袋模擬加載，按設(shè)計(jì)荷載標(biāo)準(zhǔn)，試驗(yàn)加載重量最大為370 kN。試驗(yàn)前采用20%的重量進(jìn)行了預(yù)壓。測(cè)試點(diǎn)為該橋東、西側(cè)貝雷梁四分點(diǎn)位置。見圖7。

圖7 人行天橋示意圖(單位：cm)

在最大試驗(yàn)荷載下，各測(cè)試結(jié)果及評(píng)價(jià)見表1。

從表1中測(cè)試結(jié)果看，按規(guī)范評(píng)價(jià)時(shí)該橋殘余撓度評(píng)價(jià)不滿足要求，通過數(shù)據(jù)分析判斷，主要由于鉸接頭間隙在經(jīng)歷了比自重大較多的試驗(yàn)荷載下，鉸縫間隙進(jìn)一步閉合引起錯(cuò)孔撓度的變化。按本文方法進(jìn)行計(jì)算分析，對(duì)錯(cuò)孔撓度變化的影響進(jìn)行了合理考慮，分析后殘余撓度滿足要求。本文計(jì)算所得得荷載校驗(yàn)系數(shù)也比按規(guī)范小，主要原因是本文計(jì)算方法中考慮了卸載后實(shí)測(cè)撓度中還包含了由于卸載鉸縫間隙反向擴(kuò)張引起的變化。

表1 24m跨人行天橋分析結(jié)果表

實(shí)例2:某(21+30+51+30+21) m 5跨車行裝配式貝雷梁橋(圖8)的51 m中跨采用雙層加強(qiáng)型貝雷梁，總橋?qū)?5 m。橫橋向由4榀組成，每榀由6組貝雷梁組成。設(shè)計(jì)荷載為公路Ⅱ級(jí)。該試驗(yàn)用6臺(tái)標(biāo)準(zhǔn)車重為250 kN的車輛加載，主要選取了上、下游各1組貝雷梁進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試。測(cè)點(diǎn)選取在測(cè)試貝雷梁組的八分點(diǎn)位置。在試驗(yàn)荷載作用下上游側(cè)的分析數(shù)據(jù)如表2所示。

圖8 車行裝配式貝雷梁橋示意圖(單位：cm)

表2 連續(xù)梁橋51m中跨分析結(jié)果表

從表2中測(cè)試結(jié)果看，按規(guī)范規(guī)定評(píng)價(jià)部分主要測(cè)點(diǎn)校驗(yàn)系數(shù)超出允許值。其主要原因是該橋滿載工況下連續(xù)橋跨錯(cuò)孔撓度比自重作用下大，此外，在試驗(yàn)荷載卸除后，部分鉸接頭間隙相對(duì)滿載荷作用時(shí)張開，導(dǎo)致實(shí)測(cè)位移變大。而通常的規(guī)定未考慮上述影響。而通過本文方法分析，則主要測(cè)點(diǎn)校驗(yàn)系數(shù)在0.82～0.92之間，測(cè)試結(jié)果能滿足要求。

4 結(jié)論

本文結(jié)合貝雷梁橋銷接體系的特點(diǎn)，首先推導(dǎo)得到了理想狀態(tài)下錯(cuò)孔撓度的計(jì)算公式；根據(jù)荷載試驗(yàn)評(píng)定要求及錯(cuò)孔撓度影響下線形變化規(guī)律，提出了線形評(píng)定方法。并結(jié)合實(shí)例進(jìn)行了分析說明。通過分析得到以下結(jié)論：

1)貝雷梁橋的錯(cuò)孔撓度發(fā)生程度受銷孔與銷子間接觸狀態(tài)影響，在達(dá)到最大錯(cuò)孔撓度之前，作用荷載越大，銷孔間隙越趨于閉合。橋梁實(shí)測(cè)結(jié)果表明，自重狀態(tài)下貝雷梁橋產(chǎn)生的錯(cuò)孔撓度往往小于理論計(jì)算的最大錯(cuò)孔撓度。

2)提出了考慮錯(cuò)孔撓度影響的撓度校驗(yàn)系數(shù)及殘余撓度評(píng)價(jià)方法，較好地解決了部分橋梁試驗(yàn)時(shí)受錯(cuò)孔撓度影響顯著而導(dǎo)致按規(guī)范規(guī)定評(píng)價(jià)失真的問題。

3)裝配式貝雷梁構(gòu)件縱多，連接復(fù)雜，通過實(shí)測(cè)自重狀態(tài)下的線形與相應(yīng)理論預(yù)測(cè)線形對(duì)比，能夠較方便地對(duì)橋跨結(jié)構(gòu)可能出現(xiàn)的明顯異常狀況作出初步判斷。

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1008-844X(2017)02-0191-06

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