波形鋼腹板PC組合箱梁與普通預應力混凝土箱梁剪力滯效應對比試驗

隗忠全，易利亞，王鵬，黃文雄(長江大學城市建設學院，湖北 荊州 434023)

增加橋梁在公路中的使用比例，可以減少路基的開挖與回填，從而降低對公路沿線自然環(huán)境的影響。目前普通預應力混凝土箱梁(普通梁)在橋梁建設中已經(jīng)得到廣泛應用，隨著建設者對“新技術(shù)、新材料、新工藝”理念的不斷追求，波形鋼腹板PC組合箱梁(波形梁)隨之應運而生。

目前關(guān)于波形梁的研究成果豐碩，Elgaaly等[1，2]研究了波形梁抗剪及抗彎性能，波形鋼腹板幾乎承受所有的剪力，波形鋼腹板的破壞主要是由屈曲破壞造成的。楊綠峰[3]采用撓度和附加撓度定義箱型梁截面的剪力滯系數(shù)，分析了箱型梁剪力滯效應受不同支撐條件的影響，箱梁影響剪力滯效應與箱梁支撐條件密切相關(guān)。李麗園和彭益[4，5]分別進行試驗與理論分析，比較了結(jié)構(gòu)參數(shù)寬跨比、懸翼比等的改變對剪力滯的影響。舒志云[6]及謝嵐[7]運用有限元分析軟件模擬實際工程，分析了各種狀態(tài)下剪力滯效應的變化情況。同時，國內(nèi)外眾多學者研究發(fā)現(xiàn)波形梁與普通梁相比具有以下優(yōu)點：自重輕，跨越能力強；提高預應力效率，改善結(jié)構(gòu)性能，有效減小腹板開裂程度，施工簡單，外形美觀[8，9]。

在實際工程中，若忽略剪力滯的影響，會低估箱梁結(jié)構(gòu)實際產(chǎn)生的應力，從而造成結(jié)構(gòu)的不安全[10～12]。筆者以此為研究點，通過試驗對比分析，研究波形梁與普通梁剪力滯效應分布規(guī)律的異同點，發(fā)掘波形梁本身特有的力學特性，拉近波形梁與普通梁剪力滯效應之間的研究距離，以更好為實際工程應用提供理論參考依據(jù)。

1 試驗概況

試驗依據(jù)《公路波形鋼腹板預應力混凝土箱梁橋設計規(guī)范》(DB41/T643-2010)，并參照實際工程中的橋梁尺寸，最終按一定比例設計確定2片試驗箱梁的幾何參數(shù)，并澆筑了2片結(jié)構(gòu)尺寸相同的單箱單室波形梁和普通梁。箱梁長4.1m,高3.8m，計算跨徑3.9m；箱梁頂板和底板采用C40細石混凝土，彈性模量為32.5GPa；試驗采用直徑為8mm和12mm的一級鋼筋作為非預應力筋，采用常規(guī)S15.2鋼絞線作為預應力筋，2根鋼絞線設置在底板與腹板交界處；波形鋼腹板采用Q235鋼，實測厚度2.5mm,高265mm；為了保證連接質(zhì)量，減少焊接工作量，波形鋼腹板采用嵌入型連接法。波形梁和普通梁的截面尺寸分別如圖1和圖2所示。

圖1 波形梁截面尺寸(mm)

圖2 普通箱梁截面尺寸(mm)

圖3 箱梁加載裝置

1.1 試驗加載形式和測點布置

1)加載形式。試驗橫向加載采用三分點加載方式，縱向加載采用對稱加載方式，加載方式為逐級加載，每級加載穩(wěn)定5min后讀數(shù)，箱梁試驗室加載裝置如圖3所示。

2)測點布置。本著應變片能測出頂、底板上縱向正應力及各典型截面處的上、下翼板的應變值的布置原則，試驗模型在縱向位置布置A、B兩道應變片。其中A道布置在距離荷載施加處80mm處,B道布置在跨中；鑒于橫向布置時腹板與頂板交界處應力值變化可能較大，為更準確測出應力值，對該處應變片作加密處理；而底板應力與之相比較平緩，則未做加密處理。箱梁縱橫向測點布置如圖4和圖5所示。

圖4 箱梁縱向測點布置

圖5 箱梁橫向測點布置

1.2 試驗過程

試驗主要為彈性階段下的靜載試驗，試驗加載控制參數(shù)主要為預應力大小及豎向集中力的大小，分別進行a、b 2種工況試驗：a工況為預應力為0時，對2種箱梁分別施加大小為5、10、15、20kN的集中荷載；b工況為預應力為設計荷載1260N/mm2時，對2種箱梁分別施加荷載大小為10、20、30、40、50kN的集中荷載。

荷載施加順序分別為：①安置好縱向及橫向各分配梁；②儀器調(diào)試，應變儀置零；③分級施加豎向集中荷載；④分別采樣收集數(shù)據(jù)。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 測點A、B頂、底板正應力值對比分析

收集測點A、B的縱向正應力值，對數(shù)據(jù)進行分析整理。為了更直觀地看出A、B測點縱向正應力分布規(guī)律，選取工況b情況下的試驗數(shù)據(jù)對比分析波形梁與普通梁縱向正應力分布規(guī)律。圖6～圖9為工況b情況下波形梁與普通梁頂、底板縱向正應力值對比圖。

圖6 波形梁與普通梁測點A頂板縱向正應力值 圖7 波形梁與普通梁測點B頂板縱向正應力值

圖8 波形梁與普通梁測點A底板縱向正應力值 圖9 波形梁與普通梁測點B底板縱向正應力值

由圖6～圖9可知，就總體縱向正應力值分布規(guī)律而言，在不同集中荷載作用時，測點A處2種箱梁頂?shù)装宓目v向正應力大小沿橫截面均有不同程度的變化；而測點B處，2種箱梁頂?shù)装蹇v向正應力沿箱梁橫截面均呈直線分布，無明顯變化。

就縱向正應力最大值、最小值出現(xiàn)的的位置而言，對于測點A頂板，2種箱梁最大縱向正應力出現(xiàn)在翼緣板邊緣處，最小縱向正應力值出現(xiàn)在頂板與腹板交界位置處；對于測點A底板，最大縱向正應力值出現(xiàn)在底板邊緣處，最小縱向正應力值出現(xiàn)在底板中點。對于測點B的2種箱梁頂板和底板的縱向正應力值，均大致成“一”字型，縱向正應力值變化不明顯，但是由于施加預應力較大，在集中荷載為10kN時，底板混凝土仍處于受壓狀態(tài)，導致底板出現(xiàn)負應力。

2種箱梁在相同的集中荷載作用時，普通梁測點A頂、底板處的縱向正應力值整體均大于波形梁的縱向正應力值；而在測點B頂板處，普通梁的縱向正應力值則整體小于波形梁的縱向正應力值；在測點B底板處，普通梁的縱向正應力值整體大于波形梁的縱向正應力值。

2.2 剪力滯系數(shù)對比分析

從試驗結(jié)果及有限元分析可知，測點A處剪力滯效應較明顯，測點B處剪力滯效應不太明顯，且集中荷載對箱梁剪力滯效應影響不明顯[11]。因此，僅對集中荷載為20kN時測點A的剪力滯系數(shù)進行對比分析，預應力為0，集中荷載為20kN時2種箱梁測點A頂板及底板試驗值如圖10和圖11所示。

圖10 箱梁測點A頂板試驗值對比分析(預應力為0，集中荷載20kN) 圖11 箱梁測點A底板試驗值對比分析(預應力為0，集中荷載20kN)

預應力為設計荷載1260N/mm2，集中荷載為20kN時2種箱梁測點A頂板及底板試驗值如圖12和圖13所示。

圖12 箱梁測點A頂板試驗值的對比分析(預應力1260N/mm2，集中荷載20kN) 圖13 箱梁測點A底板試驗值的對比分析(預應力1260N/mm2，集中荷載20kN)

2種箱梁測點A剪力滯系數(shù)極值如表1所示。

表1 2種箱梁測點A剪力滯系數(shù)極值

由圖10～圖13及表1數(shù)據(jù)可知，在預應力為0時，相同情況下波形梁頂板剪力滯效應比普通梁弱，但前者底板剪力滯效應比后者明顯。在預應力為設計荷載時，2種箱梁測點A頂板剪力滯系數(shù)橫向分布規(guī)律大致相同，波形梁頂板剪力滯效應比普通梁弱，但底板剪力滯效應比后者強。

3 有限元值與試驗值對比分析

預應力為設計荷載1260N/mm2，且集中荷載為20kN工況下，選用ANSYS有限元分析軟件建立實體模型，將波形梁測點A、B頂板及底板有限元值和試驗值進行對比分析。波形梁測點A、B頂、底板試驗值與有限元值分別如圖14～圖17所示。

圖14 波形梁測點A頂板試驗值與有限元值 圖15 波形梁測點A底板試驗值與有限元值

圖16 波形梁測點B頂板試驗值與有限元值 圖17 波形梁測點B底板試驗值與有限元值

由圖14～圖17可知，2種方法的剪力滯系數(shù)變化趨勢相同，測點A頂板最大值兩者相差0.8%，最小值兩者相差2.3%；測點A底板兩者最大值相差2.4%，兩者最小值相差6.6%。測點B試驗值與有限元值均在1.0附近，試驗值與有限元值吻合較好，有限元結(jié)果與試驗值均可靠。

4 結(jié)論

1)2種箱梁測點A頂板和底板在不同集中荷載作用下沿箱梁橫截面縱向正應力都有不同程度的變化，但測點B頂板及底板沿箱梁橫截面縱向正應力呈直線分布，無明顯變化。

2)預應力的施加有利于減弱2種箱梁頂板的剪力滯效應，但普通梁的剪力滯效應的減弱程度高于波形梁；預應力的施加導致2種箱梁底板的剪力滯效應增強,普通梁剪力滯效應的增強程度弱于波形梁。

3)2種箱梁頂板剪力滯效應在支座附近均有增強，波形梁頂板剪力滯系數(shù)增大較快；2種箱梁底板在荷載施加處和支座處，波形梁底板剪力滯系數(shù)均大于普通梁底板剪力滯系數(shù)。

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