節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁彎曲性能試驗研究

張 鴻 鄧文琴 張建東,3 張永濤

(1中交第二航務(wù)工程局有限公司, 武漢 430040)(2華中科技大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院, 武漢 430074)(3東南大學(xué)土木工程學(xué)院, 南京 210096)

節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁彎曲性能試驗研究

張 鴻1鄧文琴2張建東2,3張永濤1

(1中交第二航務(wù)工程局有限公司, 武漢 430040)(2華中科技大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院, 武漢 430074)(3東南大學(xué)土木工程學(xué)院, 南京 210096)

為了解節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁和整體澆筑波形鋼腹板組合梁彎曲性能的差異,設(shè)計了2根1∶10縮尺試驗梁的靜力試驗,研究了接縫的存在對節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁的破壞模態(tài)和變形、不同截面上構(gòu)件的應(yīng)變分布、體內(nèi)體外預(yù)應(yīng)力束增量及極限承載力的影響.利用有限元法分析了節(jié)段數(shù)量及體內(nèi)體外預(yù)應(yīng)力筋配束比對節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁彎曲性能的影響.結(jié)果表明,接縫的存在對梁體初始抗彎剛度影響不大,但節(jié)段預(yù)制梁極限承載力約為整體澆筑梁的0.79倍.節(jié)段劃分?jǐn)?shù)目越多,節(jié)段預(yù)制梁極限承載力越小.節(jié)段預(yù)制梁預(yù)應(yīng)力束增量明顯大于整體澆筑梁,且體內(nèi)配束占比越大,節(jié)段預(yù)制梁極限承載力越大,實際工程中節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁體內(nèi)體外配束比不宜小于1.

節(jié)段預(yù)制;波形鋼腹板;彎曲性能;破壞形式;配束比;節(jié)段數(shù)

與傳統(tǒng)預(yù)應(yīng)力混凝土梁相比,波形鋼腹板預(yù)應(yīng)力混凝土組合箱梁因其自重輕、便于裝配施工、受力性能優(yōu)、預(yù)應(yīng)力效率高、抗震性能好、低碳節(jié)能等優(yōu)點[1-2],已成為國內(nèi)組合結(jié)構(gòu)橋梁的推薦橋型.其腹板采用工廠自動化生產(chǎn)線加工生產(chǎn),結(jié)合預(yù)制裝配化的橋梁施工技術(shù),可實現(xiàn)中等跨徑波形鋼腹板組合梁橋的工廠化、裝配化、標(biāo)準(zhǔn)化施工,與已有施工方法相比,簡化了施工工藝,保證工程質(zhì)量和耐久性,降低了工程造價,且適應(yīng)了城市橋梁保通、美觀、環(huán)保及快速施工等要求[3-5].因此,節(jié)段預(yù)制拼裝波形鋼腹板組合梁橋在城市橋梁的建設(shè)中具有較好的應(yīng)用前景.

目前,國內(nèi)外關(guān)于節(jié)段預(yù)制拼裝梁的彎曲性能試驗研究主要是針對混凝土梁展開的[6-8].文獻(xiàn)[6]指出,除普通配筋率外,接縫位置、體外索力及節(jié)段數(shù)量對節(jié)段預(yù)制混凝土梁抗彎剛度均有不同程度的影響.文獻(xiàn)[7]開展了一孔48 m跨徑節(jié)段預(yù)制拼裝箱梁的足尺模型試驗,發(fā)現(xiàn)正常施工節(jié)段梁處于彈性狀態(tài),整體性較好,接縫處截面基本符合平截面假定.文獻(xiàn)[8]考慮不同體內(nèi)體外束配合比開展了節(jié)段預(yù)制混凝土箱梁受彎性能試驗,結(jié)果表明,體內(nèi)束布置越多,節(jié)段預(yù)制梁承載力越高,且張開接縫沿梁高方向分布符合平截面假定.然而,國內(nèi)外針對節(jié)段預(yù)制拼裝波形鋼腹板組合梁橋的研究較少[9],國內(nèi)相關(guān)研究尚屬空白.鑒于波形鋼腹板組合梁的受力特點,其接縫的存在對結(jié)構(gòu)彎曲性能的影響與混凝土梁是否一致還需進(jìn)一步驗證.本文就此開展了相關(guān)試驗研究,以期探明節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板預(yù)應(yīng)力組合箱梁彎曲性能及各因素對其極限承載力的影響程度.

1 試驗

1.1 試件

試驗?zāi)Ｐ鸵阅晨鐝綖?0 m的等截面波形鋼腹板預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋為原型,進(jìn)行1∶10的縮尺比例設(shè)計.試驗梁全長5.0 m,橋?qū)?.9 m,箱梁沿縱向設(shè)置2道轉(zhuǎn)向塊以及2道端橫梁.其中,整體澆筑梁采用整體澆筑完成,節(jié)段預(yù)制梁考慮節(jié)段拼裝成形工藝,將試驗梁劃分為7個節(jié)段,節(jié)段長度布置為(50+5×80+50)cm.具體試驗梁構(gòu)造見圖1,2根梁的材料及構(gòu)造尺寸一致.圖中,T1,T2為頂板體內(nèi)束;B1,B2為底板體內(nèi)束;TW1,TW2為體外束.

試驗梁采用體內(nèi)體外混合配束的布置方式,體內(nèi)預(yù)應(yīng)力在頂?shù)装宄手本€布置,體外預(yù)應(yīng)力經(jīng)中間兩道轉(zhuǎn)向塊,在立面上呈雙折線布置,所有預(yù)應(yīng)力均錨固于端橫梁上.試驗梁頂板、底板體內(nèi)預(yù)應(yīng)力束均為2束.另外每根梁底板都配置了2束體外預(yù)應(yīng)力束,底板體內(nèi)體外配束比為2∶2(見圖1(c)).鋼束采用低松弛高強度預(yù)應(yīng)力鋼絞線,單根直徑為15.2 mm,公稱面積為140 mm2,抗拉強度為1 860 MPa,彈性模量為195 GPa.試驗梁所用波形鋼腹板為板厚2.5 mm的A3鋼.鋼腹板間直接焊接,波形鋼腹板與混凝土頂?shù)装逋ㄟ^埋入式連接件連接,整體澆筑梁頂、底板混凝土分開一次性澆筑完成,節(jié)段梁接縫處鋼筋斷開,且頂?shù)装甯鞴?jié)段混凝土均分2次間斷澆筑完成(見圖2).

(a) 立面圖

(b) A-A (c) B-B

(a) 波形鋼腹板連接(b) 節(jié)段梁混凝土澆筑方式

1.2 試驗加載方式與測點布置

試驗加載采用1 000 kN的伺服液壓線性加載與反力架設(shè)備,荷載等級由試驗數(shù)據(jù)采集與結(jié)構(gòu)分析系統(tǒng)進(jìn)行控制.荷載通過分配梁傳遞給試驗梁,2個加載點的間距為1.2 m(見圖3).圖3中,P為豎向荷載.

加載過程中連續(xù)采集試驗數(shù)據(jù).各階段位移采用位移計測量,混凝土及腹板應(yīng)力由電阻式應(yīng)變片測得,預(yù)應(yīng)力索力采用索錨計進(jìn)行測量,混凝土裂縫的發(fā)展過程和寬度由電子裂縫觀察儀測得.位移及應(yīng)力測點如圖4所示.圖中,TL為頂板混凝土應(yīng)變測點;BL為底板混凝土應(yīng)變測點;CW為腹板應(yīng)變測點;D為位移測點.

(a) 加載平面圖

(b) 加載試驗設(shè)備

(a) 混凝土應(yīng)力及位移測點

(b) 波形鋼腹板應(yīng)力測點

(c) 1/4斷面測點布置圖

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

整澆梁試件加載過程中裂縫發(fā)展如圖5(a)所示.加載到140 kN時,加載點附近底板首先出現(xiàn)裂縫.隨著荷載的增加,2個加載點間1.2 m范圍內(nèi)出現(xiàn)較多豎向裂縫,并緩慢向上發(fā)展,隨后出現(xiàn)鋼混分離現(xiàn)象(見圖5(b)).加載至220 kN時,試件發(fā)出持續(xù)的脆響聲,跨中撓度增長較快,但荷載變化較很慢,隨后跨中約20 cm范圍內(nèi)底板混凝土局部崩落(見圖5(c)).加載過程中頂板未出現(xiàn)壓碎現(xiàn)象,卸載后試驗梁出現(xiàn)明顯回彈.

(a) 裂縫開展圖(單位：kN)

(b) 鋼混交界處裂縫(c) 底板崩落

節(jié)段梁試件加載過程中的裂縫發(fā)展如圖6(a)所示.裂縫首先出現(xiàn)在試驗梁中央接縫處底板側(cè)面,隨著荷載的增加,裂縫往上延伸,裂縫寬度緩慢變大.加載到160 kN時,底板中央接縫張開并貫通,張開寬度最大為0.4 mm,并沿交界線向跨中發(fā)展.隨后,試驗梁跨中底板也出現(xiàn)多條豎向裂縫.加載到201 kN時,試件突發(fā)響聲后,底板近接縫處混凝土局部崩裂.卸載后,試驗梁出現(xiàn)部分回彈.

(a) 裂縫開展圖(單位：kN)

(b) 右側(cè)底板崩落 (c) 左側(cè)底板崩落

綜上所述,整澆梁在加載過程中呈現(xiàn)典型的彎曲裂縫,裂縫寬度較小且分布較為密集,主要出現(xiàn)在跨中純彎段.而節(jié)段梁在加載過程中裂縫數(shù)量較少,集中出現(xiàn)于加載點到相鄰接縫之間.

2.2 荷載位移曲線

加載過程中整澆梁和節(jié)段梁跨中截面荷載位移(P-δ)曲線如圖7所示.由圖可知,整澆梁和節(jié)段梁的P-δ曲線均分為3段,即彈性階段、開裂階段及塑性階段.

1) 彈性階段.在加載初期,試驗梁均處于線彈性范圍內(nèi),梁體變形小,由P-δ曲線直線段斜率可以看出,整澆梁和節(jié)段梁初始抗彎剛度相差不大.

2) 開裂階段.底板混凝土開裂后,試驗梁抗彎剛度呈下降趨勢,節(jié)段梁剛度下降尤為明顯.對于整澆梁而言,由于普通鋼筋還處于彈性范圍內(nèi),其P-δ曲線還是線性的,且抗彎剛度也遠(yuǎn)大于節(jié)段梁.例如,當(dāng)P=160 kN時,試件Z-01和節(jié)段梁跨中撓度分別為5.40和11.31 mm.與彈性階段相比,2個試件的抗彎剛度相差更大,究其原因在于:混凝土底板開裂后,整澆梁體內(nèi)普通鋼筋可承擔(dān)部分荷載,而節(jié)段梁頂?shù)装褰涌p處普通鋼筋斷開,混凝土開裂后抗彎剛度顯著下降.

3) 塑性階段.隨著荷載的增加,整澆梁體內(nèi)普通鋼筋屈服,結(jié)構(gòu)抗彎剛度下降,節(jié)段梁混凝土底板接縫從跨中至邊跨依次張開,整澆梁和節(jié)段梁極限承載力分別為255和201 kN,即節(jié)段梁極限承載力約為整澆梁的0.79倍.從整個P-δ曲線來看,整澆梁曲線斜率呈逐漸減小趨勢,節(jié)段梁開裂荷載前后曲率變化較大,說明整澆梁破壞發(fā)展過程較平緩,試驗梁延性較好,而節(jié)段梁破壞發(fā)展過程較快,脆性破壞程度較大.

圖7 荷載位移曲線

2.3 擬平截面假定的驗證

實測跨中及1/4截面波形鋼腹板縱向應(yīng)變與頂、底板的縱向應(yīng)變沿梁高方向的分布曲線如圖8和圖9所示.從圖中可以看出,在豎向荷載作用下,波形鋼腹板的應(yīng)變與混凝土頂、底板相比小很多.開始加載至底板開裂階段,整澆梁和節(jié)段梁波形鋼腹板縱向正應(yīng)力的數(shù)值均較小,表明在彈性階段,整澆梁與節(jié)段梁都是由頂?shù)装宄袚?dān)了大部分彎矩,波形鋼腹板抗彎貢獻(xiàn)較小,鑒于波腹板的手風(fēng)琴效應(yīng),縱向應(yīng)變沿梁高方向不再滿足平截面假定,而頂?shù)装鍖崪y應(yīng)變滿足擬平截面假定.開裂后,節(jié)段梁接縫處波形鋼腹板抗彎程度隨荷載增加而逐漸增大,整澆梁波形鋼腹板參與抗彎程度則較小,接縫處節(jié)段梁波形鋼腹板抗彎程度明顯大于整澆梁且2個試件應(yīng)變也滿足擬平截面假定.

(a) 跨中截面

(b) 1/4截面

(a) 跨中截面

(b) 1/4截面

2.4 預(yù)應(yīng)力增量

圖10給出了整澆梁和節(jié)段梁底板體內(nèi)、外預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力增量隨荷載的變化曲線.由圖可知,在加載初期,兩試驗梁體內(nèi)、外預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量幾乎為0.底板混凝土開裂后,節(jié)段梁體內(nèi)、外預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量急劇增加,且體內(nèi)、外預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量相差不大,整澆梁體內(nèi)、外預(yù)應(yīng)力筋在混凝土開裂后略有增加.隨著荷載的增加,底板普通鋼筋屈服后,體內(nèi)、外預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量明顯增加,且體內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量稍大于體外預(yù)應(yīng)力筋.由節(jié)段梁和整體梁預(yù)應(yīng)力增量對比可知,節(jié)段預(yù)制梁預(yù)應(yīng)力束增量明顯大于整體澆筑梁.

圖10 預(yù)應(yīng)力增量荷載曲線

3 抗彎承載力計算

由于波形鋼腹存在板手風(fēng)琴效應(yīng),受彎時縱向鋼腹板很小,正應(yīng)變幾乎為0.在已有相關(guān)規(guī)范關(guān)于該結(jié)構(gòu)的抗彎計算中,鋼腹板對抗彎的貢獻(xiàn)一般忽略不計,僅考慮混凝土頂、底板的抗彎作用[10].

按照上述方法計算本文中2根試驗梁的極限彎矩,并與試驗值進(jìn)行對比分析,結(jié)果見表1.由表可知,已有公式用于計算整體澆筑梁較為合理,但對于節(jié)段預(yù)制梁而言,極限彎矩采用整體梁計算公式時誤差較大,究其原因在于,節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板箱梁接縫之間的普通鋼筋是斷開的,底板普通鋼筋不參與抗彎而導(dǎo)致梁體抗彎承載力有所下降.因此,節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁抗彎承載力設(shè)計計算應(yīng)在整體澆筑梁的基礎(chǔ)上進(jìn)行折減.

表1 極限彎矩計算值與試驗值的對比

4 節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板梁抗彎性能影響因素分析

4.1 有限元模型建立

為了更加全面地分析節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁的抗彎性能,采用有限元分析軟件ANSYS建立有限元模型進(jìn)行分析.其中,混凝土單元采用實體單元SOLID45模擬,波形鋼腹板采用殼單元SHELL63模擬,預(yù)應(yīng)力鋼筋采用桿單元LINK8模擬(見圖11(a)),混凝土、波形鋼腹板和預(yù)應(yīng)力鋼絞線的本構(gòu)關(guān)系按文獻(xiàn)[11]的規(guī)定進(jìn)行定義.節(jié)段梁接縫面采用目標(biāo)單元TARGE170和接觸單元CONTA174模擬(見圖11(b)),波形鋼腹板和混凝土采用共節(jié)點處理,預(yù)應(yīng)力通過節(jié)點耦合與混凝土連接.

(a) 整體模型(b) 接縫接觸面單元

4.2 節(jié)段劃分?jǐn)?shù)量

改變節(jié)段梁的接縫位置和數(shù)目,構(gòu)造出五節(jié)段梁,每節(jié)段長度均為100 cm,其余尺寸和材料均與本文試驗梁相同.運用有限元模型對五節(jié)段梁進(jìn)行分析,并與整澆梁、七節(jié)段梁的試驗結(jié)果進(jìn)行比較,結(jié)果見圖12.

由圖12可知,整體梁和節(jié)段梁試驗值均與有限元值吻合較好,因此,采用有限元對試驗梁進(jìn)行參數(shù)分析較為合理.節(jié)段梁與整澆梁在彈性階段荷載位移曲線基本吻合.進(jìn)入彈塑性階段時,整澆梁抗彎剛度明顯大于節(jié)段梁,且節(jié)段數(shù)目越多,其抗彎剛度越小.整澆梁、五節(jié)段和七節(jié)段梁的抗彎極限承載力分別為255,231,201 kN,即相對于整澆梁而言,七節(jié)段梁的抗彎極限承載力降低了21.2%,五節(jié)段梁降低了9.4%.節(jié)段梁接縫處普通鋼筋斷開,導(dǎo)致節(jié)段較短的梁體中普通鋼筋抗彎貢獻(xiàn)較小.因此,梁體節(jié)段數(shù)量越多,其抗彎極限承載力越小.

圖12 節(jié)段數(shù)量的影響

4.3 體內(nèi)、外預(yù)應(yīng)力筋配束比

在節(jié)段試驗梁模型的基礎(chǔ)上,分別建立了全體內(nèi)配束(體內(nèi)體外配束比為4∶0)及全體外配束(體內(nèi)體外配束比為0∶4)模型進(jìn)行對比分析.圖13給出了不同配束比下節(jié)段梁的荷載位移曲線.由圖可知,在線彈性階段,配束比對承載力影響較小,結(jié)構(gòu)初始抗彎剛度相差不大.隨著荷載的增加,全體外配束梁接縫首先張開,其結(jié)構(gòu)剛度也隨之明顯降低,而后體內(nèi)、體外混合配束梁及全體內(nèi)配束梁裂縫依次張開.配束比對節(jié)段梁開裂荷載有一定影響,即體內(nèi)配束占比越大,其對應(yīng)開裂荷載越大.各梁荷載位移曲線大致平行,即梁體開裂后,體內(nèi)外配束比對結(jié)構(gòu)抗彎剛度的影響不大.節(jié)段梁的極限承載力隨體外束比例的增加而減小,全體內(nèi)配束梁、混合配束梁及全體外配束梁的極限承載力分別為230,201,167 kN,即體內(nèi)配束占比越大,節(jié)段梁抗彎承載力越大,且實際工程中節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁體內(nèi)、外配束比不宜小于1.

圖13 預(yù)應(yīng)力配束比的影響

5 結(jié)論

1) 縮尺模型彎曲性能試驗結(jié)果表明,整澆梁裂縫細(xì)且密集,主要分布在跨中純彎段,而節(jié)段梁裂縫少且集中分布在加載點到接縫之間.

2) 整澆梁與節(jié)段梁初始抗彎剛度相差不大,但開裂后,節(jié)段梁的抗彎剛度明顯低于整澆梁,且極限承載力約為整體澆筑梁的0.79倍.

3) 混凝土開裂前,節(jié)段梁和整澆梁波形鋼腹板抗彎貢獻(xiàn)均較小;開裂后,接縫處節(jié)段梁波形鋼腹板抗彎程度明顯大于整澆梁.

4) 對于節(jié)段梁而言,由于接縫處普通鋼筋斷開,普通鋼筋對極限承載力貢獻(xiàn)較小,故節(jié)段數(shù)量越大,梁體極限承載力越小.

5) 體內(nèi)、外配束比梁體初始抗彎剛度影響不大,但體內(nèi)配束占比越大,梁體極限承載力越大,故節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁體內(nèi)、外配束比不宜小于1.

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Experimentalstudyonflexuralbehaviorofsegmentalprecastcompositegirderwithcorrugatedsteelwebs

Zhang Hong1Deng Wenqin2Zhang Jiandong2,3Zhang Yongtao1

(1CCCC Second Harbor Engineering Co., Ltd., Wuhan 430040, China) (2School of Civil Engineering and Mechanics, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China) (3School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China)

To understand the flexural behavior difference between the segmental precast composite girder with corrugated steel webs and the integrally poured girder with corrugated steel webs, the static experiments of two girders with the scaled ratio of 1∶10 were designed. The effects of the segmental joint on the failure mode, the girder deformation, the strain distribution, the stress increment of the internal tendons and external tendons, and the ultimate bearing capacity of the segmental girder with corrugated steel webs were studied. The finite element method was used to research the influence of the segmental number and the tendon ratios between the internal tendons and the external tendons on the flexural behaviors of the segmental precast composite girder with corrugated steel webs. The results show that the existence of joints has little effect on the initial flexural rigidity of the girder, but the ultimate bearing capacity of the segmental precast girder is about 0.79 times that of the integrally poured girder. The ultimate bearing capacity of the segmental precast girder decreases with the increase of the segments’ number. The prestress increment of the segmental precast girder is obviously large than that of the integrally poured girder. The ultimate bearing capacity increases with the increase of the ratio of the internal tendons. In the practical engineering, the tendon ratios between the internal tendons and the external tendons should not be less than 1.

segmental precast; corrugated steel webs; flexural behavior; failure mode; tendon ratios;number of segments

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.06.016

TU398;TU317

A

1001-0505(2017)06-1180-07

2017-03-13.

張鴻(1962—)，男，博士，教授級高級工程師，zhangh_jy@163.com.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51478107)、交通部應(yīng)用基礎(chǔ)研究資助項目(201431949A230)、江蘇省交通運輸科技與成果轉(zhuǎn)化資助項目(2014Y01).

張鴻,鄧文琴,張建東,等.節(jié)段預(yù)制波形鋼腹板組合梁彎曲性能試驗研究[J].東南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2017,47(6):1180-1186.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.06.016.