防撞護欄對簡支空心板邊板受力性能的影響

王 龍, 郭元凱, 閆 強, 孫延飛

(1. 長安大學 公路學院, 陜西 西安 710064; 2. 北京首發(fā)公路養(yǎng)護工程有限公司, 北京 100000)

預應力簡支空心板結構廣泛應用于公路橋梁的建設,是一種成熟、可靠的結構.近年來,隨著橋梁服役年限的增加,橋梁病害日益凸顯,例如結構開裂、老化、混凝土破損、剝落露筋等.某匝道橋上部結構為3跨20 m部分預應力混凝土簡支空心板橋,橋面寬度為(0.5+9.5+0.5)m組成.橋梁設計載荷為汽車-超20級和掛車-120,橫橋向由10片空心板組成,空心板截面高80 cm、寬99 cm.檢測過程中發(fā)現(xiàn)橋梁主要病害為右幅2-1#板左側腹板,距1#墩1.6 m處有一條0.8 m長斜向裂縫,裂縫寬度2.2 mm,如圖1a;左幅3-1#梁左側腹板,距2#墩1.1 m處有1條0.8 m長斜向裂縫,裂縫寬度0.45 mm,如圖1b.橋梁裂縫寬度遠超出規(guī)范規(guī)定限值,對該類裂縫應探究其產(chǎn)生的原因,并予以相應的加固維修措施,防止裂縫進一步發(fā)展[1].

圖1 梁端斜裂縫示意圖Fig.1 Diagram of beam-end digonal cracks

裂縫是混凝土結構典型病害之一,對結構的耐久性、美觀性、承載能力有不同程度的影響.裂縫出現(xiàn)的時間,裂縫開展的位置,開裂的長度、寬度、深度,裂縫發(fā)展的趨勢對結構的危害程度也不同[2].裂縫一般分為2類: 一類是由外載荷導致的結構性開裂,稱為結構性裂縫;另一類是由變形引起的,也稱非結構性裂縫,混凝土收縮、溫度變化等因素引起的結構變形受到限制時,在構件內(nèi)部產(chǎn)生自應力,當自應力超限時,造成混凝土開裂.

結構性裂縫主要有直接應力裂縫和次應力裂縫,常發(fā)生的結構性裂縫一般由于外部載荷、基礎變位、溫度載荷、材料時變效應、結構受損等引起.對于簡支結構,裂縫主要分為彎曲裂縫和剪切裂縫.彎曲裂縫是彎曲拉應力超過混凝土抗拉強度時發(fā)生,一般發(fā)生在彎矩值最大處.剪切裂縫主要是由剪力或扭矩作用引起斜截面主拉應力超限造成,且與梁軸線呈一定夾角.混凝土梁發(fā)生剪切破壞時,會發(fā)生沿著梁端中下部發(fā)生45°相互平行的斜裂縫.臨近結構失效時,斜裂縫發(fā)展至梁頂,同時沿梁下主筋發(fā)生斜腳裂縫.裂縫產(chǎn)生主要原因有結構設計配筋不足,混凝土截面尺寸不足,載荷估計不足等[3-5].

空心板橋載荷橫向分布通常采用鉸接板法進行計算,假定鉸縫只傳遞剪力,橫向彎矩對傳遞載荷的影響較小.隨著有限元技術的大力發(fā)展,通過影響面求解橋梁結構載荷空間分布已變得簡單易行,結構計算的精度得到進一步提升.此外,還可以通過實體有限元技術對結構進行精細化分析,突破常規(guī)計算的多項假定,獲得更加真實的結構分析[6-7].

對于多梁式結構,通常采用載荷橫向分布求解結構內(nèi)力,空心板橋各構件抗彎剛度及抗扭剛度對多梁式結構載荷橫向分布有較大的影響[1].通常對空心板的設計計算均不考慮防撞墻對邊板剛度的貢獻,只以載荷形式計入防撞墻對結構的影響.事實上防撞墻與空心板邊板之間存在可靠的連接,當活載及二期鋪裝載荷作用時,防撞墻與邊板可以共同承擔載荷.防撞墻的存在使得邊板抗彎剛度和抗扭剛度增加,形心位置提高,可使邊板承擔更多活載荷.本文以某匝道橋為背景,對空心板橋邊板受力進行分析,并考慮防撞墻對邊板受力性能影響.研究主要從2個層次進行展開:第1個層次以初等梁理論為基礎,以傳統(tǒng)空間計算理論對結構進行分析,通過對比得到相應的內(nèi)力、應力、變形規(guī)律;第2個層次結合實體有限元與結構典型病害對結構進行進一步分析探討,得到相應的規(guī)律.

1 空心板邊板空間桿系受力性能分析

以初等梁理論為基礎,通過鉸接板法與空間梁格法對邊板進行分析.分別將防撞墻以載荷形式和結構形式計入進行邊板受力性能分析,進而探究梁端斜裂縫產(chǎn)生的原因.

1.1 邊板截面特性

考慮防撞墩對截面特性的影響,質(zhì)心坐標是以截面左下角為參考點,列出2種截面形式的截面特性如圖2所示[8].

圖2截面形式示意圖
Fig.2 Diagram of cross section forms
(a)—無防撞護欄截面; (b)—有防撞護欄截面.

由表1可知,當以結構形式考慮防撞護欄時,防撞護欄會使邊板抗彎剛度和抗扭剛度增加,形心位置提高.

表1 截面特性參數(shù)表Table 1 Cross section characteristic parameters

1.2 邊板恒載效應

(1) 以載荷形式計入防撞墻作用.采用MIDAS/Civil建立有限元模型如圖3,空心板橋恒載主要考慮結構自重+二期鋪裝+防撞墻載荷.

(2) 以結構形式計入防撞墻作用.采用MIDAS/Civil建立有限元模型如圖4,分別建立空心板與防撞墻模型,兩者通過剛臂連接,并考慮不同施工階段防撞墻對結構產(chǎn)生的影響.由于施工工藝的不同,防撞墻受力產(chǎn)生不同的結果,此處考慮施工過程為空心板拼裝→澆筑鉸縫→澆筑防撞墻→橋面鋪裝.

圖3防撞墻以載荷形式計入防撞護欄

Fig.3 Reckoning the anti-collision board in the anti-collision guardrails in the form of load

圖4防撞墻以結構形式計入防撞護欄

Fig.4 Reckoning the anti-collision board in the anti-collision guardrails in the form of structure

(3) 邊板恒載效應.通過2種不同方法建立有限元模型,對簡支空心板橋不同施工階段進行結構分析,獲得相應結構效應,探索結構恒載時結構力學性能.

由表2分析對比可知,以結構形式計入防撞護欄對空心板邊板的受力性能有相對的改善作用.防撞護欄可減少邊板20.1%的恒載彎矩,相應減少邊板20.1%的撓度;防撞護欄可減少邊板14.3%的恒載剪力.實際施工過程中,不同的施工順序和不同的施工工藝對結構產(chǎn)生的影響均不同,若通過先澆筑安裝防撞墻,再完成結構橋面鋪裝,空心板邊板受力將得到較大的改善.

表2 邊板恒載效應對比Table 2 Dead load effect of edge slab

1.3 邊板活載效應

預制拼裝的預應力混凝土空心板橋?qū)儆诙嗔菏浇Y構,它的受力特性屬于空間結構的范疇.對于活載效應通常采用活載橫向分布計算法和空間有限元法等方法進行求解[7].本文的研究模型采用無防撞護欄模型與考慮防撞護欄模型(防撞護欄為附加“梁”計入,并與邊板采用較密彈性連接剛性連接).原結構設計載荷為汽車-超20和掛車-120,現(xiàn)結構實際載荷為公路-Ⅰ級.根據(jù)計算可知,汽車-超20與公路-Ⅰ級作用效應一致,故取掛車-120與公路-Ⅰ級載荷進行探索,以邊板不利加載位置進行加載.邊板不利加載時各板內(nèi)力分布如圖5、圖6所示.

表3 邊板活載應力、變形值Table 3 Live load stress and deformation values of edge slab

圖5邊板不利加載時各板彎矩分布圖

Fig.5 Bending moment diagram of each slab when the edge slab is unfavorably loaded

圖6邊板不利加載時各板剪力分布圖

Fig.6 Shear force diagram of each slab when the edge slab is unfavorably loaded

通過圖5、圖6和表3分析可知,以結構形式計入防撞護欄,防撞護欄與邊梁承擔更多活載彎矩與剪力,使得其余各板跨中彎矩與梁端剪力相應降低.而邊板活載彎矩降低53%,跨中截面上緣壓應力增長2 MPa,截面下緣拉應力降低2.5 MPa;邊板活載剪力增大21%～40%,梁端剪應力增加15%～20%.防撞護欄對邊板總體作用為降低邊板活載彎矩效應,加劇活載剪力效應.

防撞護欄結構可減弱邊板恒載效應,使邊板剛度增大,結構活載內(nèi)力更多分配于邊板與防撞護欄.由于防撞墻與邊板存在較大偏心,防撞護欄將分擔邊板活載彎矩,但由于防撞護欄截面有限,故分擔活載剪力較小,使得邊板梁端活載剪力增大,增大了邊板梁端開裂的風險.

2 空心板邊板精細化受力性能分析

空心板橋?qū)嶋H為外部靜定、內(nèi)部超靜定結構.通過空間桿系有限元對空心板結構進行分析可得到的相關結論并不能完全解釋空心板內(nèi)部超靜定,初等梁理論存在較多假定,梁板內(nèi)應力分布并不均勻,需進一步對結構細部進行探討,得到結構細部應力分布規(guī)律[6,9].

2.1 精細化有限元模型建立

采用ADINA通用有限元軟件進行精細化有限元模型建立,并進行分析,建模過程中,假定鉸縫與各板連接可靠,無相對滑移、錯動.精細化有限元模型如圖7、圖8所示.

圖7 無防撞護欄結構模型

圖8有防撞護欄結構模型

Fig.8 Model of the structure with anti-collision guardrails

2.2 加載制度

結構恒載效應包括結構自重,橋面鋪裝.以結構形式計入防撞墻效應時,施工順序為先澆筑防撞墻,再進行橋面鋪裝施工.

空心板橋活載效應,以公路-Ⅰ級車輛載荷與掛車-120載荷進行局部加載分析,不考慮沖擊效應.通過桿系模型影響面分析,得到不同等級、形式活載作用下邊板跨中彎矩最不利加載位置和梁端剪力最不利加載位置,在實體結構相應位置施加集中載荷.

2.3 邊板恒載效應

空心板邊板恒載等效應力圖如圖9、圖10所示.

圖9 無防撞墻邊板等效應力圖

圖10有防撞墻邊板等效應力圖

Fig.10 Equivalent stress map of edge slab with anti-collision guardrails

由表4分析可知,以結構形式計入防撞護欄對空心板邊板的受力性能有相對的改善作用.防撞護欄可減少邊板恒載彎矩和剪力.

表4 邊板恒載效應對比Table 4 Dead load effect comparison of edge slab

2.4 邊板活載效應

(1) 邊板跨中彎矩最不利載荷作用效應.活載作用下邊板等效應力分布如圖11、圖12所示(公路-Ⅰ級).

圖11 無防撞護欄邊板等效應力圖

圖12 有防撞護欄邊板等效應力圖

圖13 無防撞護欄邊板梁端剪應力圖

圖14 有防撞護欄邊板梁端剪應力圖

(2) 邊板梁端剪力最不利載荷效應.活載作用下邊板剪應力分布圖如圖13、圖14所示(公路-Ⅰ級).掛車-120載荷作用結構應力分布圖與公路-Ⅰ級相似,故不再列出.

表5 邊板活載應力、變形值Table 5 Live load stress and deformation values of edge slab

表6 不同載荷形式邊板活載內(nèi)力Table 6 Internal force of edge slab under different forms of live load

通過表5、表6分析可知:采用精細化實體單元計算空心板結構時,假定鉸縫與各板連接可靠,無相對滑移、錯動,與鉸接板理論計算結果相比,結構整體性更好,結構內(nèi)力、應力、變形分布更加均勻.不考慮防撞護欄時,與初等梁理論相比,邊板內(nèi)側腹分配剪力為37%,外側腹板分配剪力為63%;考慮防撞護欄時,邊板活載剪力效應增加30%～80%,與初等梁理論相比,邊板內(nèi)側腹分配剪力為32%,外側腹板分配剪力為68%,防撞墻使得截面中性軸向上、向外偏移,剪切效應最大位置相應發(fā)生變化,剪力峰值向支座靠近,外腹板受力更為不利.

3 結 語

通過現(xiàn)場實橋調(diào)研和空間有限元模擬分析表明,考慮防撞墻作用時,對邊板實際受力性能存在一定的影響.

(1) 鉸縫的傳力性能對空心板橋整體性能有較大影響,假定鉸縫與各板連接可靠,無相對滑移、錯動和只傳遞剪力相比,邊板活載效應值減小25%左右.

(2) 若防撞護欄連續(xù)且與邊板連接可靠,可分擔邊板恒、活載彎曲效應.可降低邊板約20%恒載彎矩及撓度,可降低邊板約50%活載彎矩及活載撓度.

(3) 不同活載類型,不同活載組成對空心板橋邊板梁端剪力影響較明顯.掛車-120驗算載荷作用時,梁端活載剪力分配對結構更為不利.

(4) 與初等梁理論相比,精細化計算方法得邊板內(nèi)側腹分配剪力32%～37%,外側腹板分配剪力63%～68%,外腹板受力更為不利,加劇了邊板外腹板斜向開裂的風險.

(5) 考慮防撞護欄的影響時,活載剪力效應增加,原結構設計剪力效應考慮不足,加劇了梁端斜向開裂.

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