成都市三環(huán)路非機(jī)動(dòng)車道蓋板極限承載能力試驗(yàn)研究

李春燕

(四川省交通運(yùn)輸廳公路規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院，四川成都611130)

1 工程背景

成都市三環(huán)路擴(kuò)能提升工程新增非機(jī)動(dòng)車道采用工業(yè)化預(yù)制蓋板跨越原有電力淺溝，蓋板尺寸為3.5 m×1.5 m，厚度140 mm，配筋采用雙層雙向，主筋為HRB400直徑12 mm螺紋鋼筋，間距100 mm，分布鋼筋為R235直徑8 mm光面鋼筋，間距100 mm。蓋板混凝土標(biāo)號(hào)為C60，蓋板布置圖如圖1、圖2所示。設(shè)計(jì)采用一輛5 t車輛進(jìn)行加載，計(jì)算時(shí)為考慮板的剪力滯后效應(yīng)和偏載采用活載放大系數(shù)1.5，即輪重1.875 t，每板計(jì)算時(shí)采用單軸橫向影響線加載。

圖1 非機(jī)動(dòng)車道蓋板總體布置(單位：mm)

圖2 非機(jī)動(dòng)車道蓋板立面及平面布置(單位：mm)

為考慮實(shí)際運(yùn)營(yíng)過程中蓋板支撐條件不佳及偶然荷載作用，本文通過選取一塊蓋塊進(jìn)行靜載試驗(yàn)直至結(jié)構(gòu)失效，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果并接合理論計(jì)算分析，對(duì)蓋板的極限承載能力、受力特性及破壞機(jī)理等進(jìn)行研究。

2 加載方案

2.1 理論計(jì)算分析

蓋板在實(shí)際運(yùn)營(yíng)過程中，考慮到支點(diǎn)有無脫空，分為以下四種受力模式：

(1)普通支承：支點(diǎn)均不脫空，即四點(diǎn)支承，如圖3(a)所示；

(2)支座脫空：1、3支點(diǎn)脫空，即兩點(diǎn)支承，如圖3(b)所示；

(3)支座脫空：2、3支點(diǎn)脫空，即兩點(diǎn)支承，如圖3(c)所示；

(4)支座脫空：1、4支點(diǎn)脫空，即兩點(diǎn)支承，如圖3(d)所示。

圖3 蓋板支承受力模式示意

本次試驗(yàn)取蓋板的最不利受力模式，即2、3號(hào)支點(diǎn)脫空，且不考慮下方填土的支撐作用。

2.2 加載工況

根據(jù)理論分析結(jié)果確定本次試驗(yàn)加載工況如表1所示。

表1 試驗(yàn)加載工況

2.3 加載方式

利用美國(guó)MTS公司244.41型50 t作動(dòng)器將集中力施加在分配梁上，在分配梁底、試驗(yàn)蓋板頂沿跨中對(duì)稱布置一對(duì)距離為1.8 m的滾軸，通過滾軸將兩個(gè)集中荷載P傳到試驗(yàn)蓋板上，從而在忽略試驗(yàn)梁自重的前提下，在兩個(gè)荷載P之間形成一個(gè)純彎段，蓋板彎矩圖如圖4所示。在鋼筋進(jìn)入屈服前作動(dòng)器采用力控制模式，當(dāng)鋼筋進(jìn)入屈服后，控制模式轉(zhuǎn)換為位移控制，持續(xù)加載直到結(jié)構(gòu)失效，失效準(zhǔn)則依據(jù)GB/T 50152-2012《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》［1］第7.3.3條所列。

圖4 各荷載作用下蓋板彎矩(單位：cm)

3 測(cè)試方案

3.1 撓度測(cè)試

撓度測(cè)試采用機(jī)電百分表和全站儀，在接近破壞荷載時(shí)將跨中截面的百分表取下，防止損壞，采用全站儀測(cè)試結(jié)構(gòu)位移。撓度測(cè)試截面及測(cè)點(diǎn)布置分別見圖5(a)、圖5(b)所示。

圖5 撓度測(cè)試截面及測(cè)點(diǎn)布置(單位：cm)

3.2 混凝土應(yīng)變測(cè)試

在測(cè)試截面頂面粘貼應(yīng)變片，并通過不同位置補(bǔ)償點(diǎn)實(shí)現(xiàn)對(duì)環(huán)境、溫度等因素的補(bǔ)償。采用數(shù)字應(yīng)變儀自動(dòng)采集存儲(chǔ)應(yīng)變，應(yīng)變測(cè)試截面及測(cè)點(diǎn)布置分別見圖6(a)、圖6(b)所示。

圖6 應(yīng)變測(cè)試截面及測(cè)點(diǎn)布置(單位：cm)

3.3 鋼筋應(yīng)變測(cè)試

在蓋板測(cè)試截面底板開約12 cm×5 cm的矩形槽，并在鋼筋上粘貼鋼應(yīng)變片，并通過不同位置補(bǔ)償點(diǎn)實(shí)現(xiàn)對(duì)環(huán)境、溫度等因素的補(bǔ)償。試驗(yàn)蓋板共布置3個(gè)鋼應(yīng)變測(cè)點(diǎn)(圖7)。

圖7 鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置(單位：cm)

3.4 裂縫測(cè)試

用裂縫測(cè)寬觀測(cè)儀檢測(cè)裂縫寬度，并記錄典型裂縫走向。

4 試驗(yàn)結(jié)果

4.1 撓度測(cè)試結(jié)果

4.1.1 開裂荷載工況

撓度測(cè)試結(jié)果見表2，各撓度測(cè)點(diǎn)的校驗(yàn)系數(shù)［2-3］處于0.93～0.99。荷載-位移曲線見圖8所示，在開裂前荷載-位移曲線基本成線性關(guān)系，當(dāng)加載到第6級(jí)時(shí)，結(jié)構(gòu)剛度變小，接合應(yīng)變測(cè)試結(jié)果，實(shí)測(cè)開裂荷載為38.81 kN。

表2 蓋板開裂荷載工況撓度測(cè)試結(jié)果

圖8 蓋板開裂荷載工況荷載—位移曲線

4.1.2 設(shè)計(jì)荷載工況

撓度測(cè)試結(jié)果見表3，當(dāng)加載到第5級(jí)(等效設(shè)計(jì)汽車荷載)時(shí)，跨中最大撓度為5.15 mm，小于正常使用階段規(guī)范限值5.41 mm(計(jì)算跨徑的1/600)，且各撓度測(cè)點(diǎn)的校驗(yàn)系數(shù)處于0.78～0.96，實(shí)測(cè)撓度均小于理論計(jì)算撓度，說明結(jié)構(gòu)實(shí)際剛度較理論剛度大，結(jié)構(gòu)剛度滿足設(shè)計(jì)要求。

4.1.3 屈服荷載工況

撓度測(cè)試結(jié)果見表4，當(dāng)加載到第2級(jí)(等效設(shè)計(jì)抗力荷載)時(shí)，蓋板跨中最大撓度為17.80 mm，超過正常使用階段規(guī)范容許的最大撓度5.41 mm(計(jì)算跨徑的1/600)限值［4］，但未達(dá)極限承載力標(biāo)志的最大撓度65 mm(計(jì)算跨徑的1/50)限值。接合鋼筋應(yīng)力測(cè)試結(jié)果，蓋板實(shí)測(cè)屈服荷載為216.05 kN。

表3 蓋板設(shè)計(jì)荷載工況撓度測(cè)試結(jié)果

表4 蓋板屈服荷載工況撓度測(cè)試結(jié)果

4.1.4 破壞荷載工況

撓度測(cè)試結(jié)果見表5，蓋板實(shí)測(cè)極限破壞荷載為300.26 kN，破壞模式為試驗(yàn)蓋板頂面混凝土壓潰。蓋板跨中最大撓度達(dá)192.03 mm，大于承載力標(biāo)志的規(guī)范限值65.00 mm(計(jì)算跨徑的1/50)，結(jié)構(gòu)破壞，試驗(yàn)結(jié)束。

表5 蓋板破壞荷載工況撓度測(cè)試結(jié)果

試驗(yàn)全程理論與實(shí)測(cè)荷載—位移曲線對(duì)比圖如圖9所示，在開裂前的各級(jí)荷載作用下，蓋板跨中撓度與荷載基本成線性變化，蓋板開裂后隨著荷載的增加，跨中撓度迅速增加，撓度與荷載不再滿足線性關(guān)系，隨著荷載的持續(xù)增加，蓋板頂面混凝土壓潰，最終破壞失效。

圖9 試驗(yàn)全程理論與實(shí)測(cè)荷載—位移曲線對(duì)比

4.2 混凝土應(yīng)變測(cè)試結(jié)果

4.2.1 開裂荷載工況

應(yīng)變測(cè)試結(jié)果見表6所列，各應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的校驗(yàn)系數(shù)處于0.88～0.96。荷載—應(yīng)變曲線見圖10所示，當(dāng)加載到第6級(jí)時(shí)，混凝土應(yīng)變值迅速增加，荷載與應(yīng)變曲線不再成線性關(guān)系，說明結(jié)構(gòu)出現(xiàn)開裂，此時(shí)持荷觀察沒有肉眼可見裂縫。實(shí)測(cè)蓋板應(yīng)變值均小于理論計(jì)算應(yīng)變值，實(shí)際結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較理論高。

表6 蓋板開裂荷載工況各截面頂板混凝土應(yīng)變測(cè)試結(jié)果

4.2.2 設(shè)計(jì)荷載工況

應(yīng)變測(cè)試結(jié)果見表7，各應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的校驗(yàn)系數(shù)處于0.87～0.98，實(shí)測(cè)應(yīng)變均小于理論應(yīng)變，說明結(jié)構(gòu)實(shí)際強(qiáng)度較理論強(qiáng)度高，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求。

試驗(yàn)全程理論與實(shí)測(cè)荷載—應(yīng)變曲線對(duì)比圖如圖11所示，開裂前頂板應(yīng)變與荷載基本成線性變化，開裂后頂板混凝土應(yīng)力迅速增加，最大應(yīng)力為143.6 MPa，大于材料試驗(yàn)實(shí)測(cè)混凝土抗壓強(qiáng)度為62.6 MPa，最終導(dǎo)致試驗(yàn)蓋板頂面混凝土壓潰，結(jié)構(gòu)破壞，試驗(yàn)結(jié)束。

圖10 蓋板開裂荷載工況荷載—應(yīng)變曲線

表7 蓋板設(shè)計(jì)荷載工況各截面頂板混凝土應(yīng)變測(cè)試結(jié)果

圖11 蓋板試驗(yàn)全程理論與實(shí)測(cè)荷載—應(yīng)變曲線對(duì)比

表8 蓋板測(cè)試截面底板鋼筋應(yīng)變測(cè)試結(jié)果

圖12 試驗(yàn)全程鋼筋理論與實(shí)測(cè)荷載—應(yīng)力曲線對(duì)比

4.3 鋼筋應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

鋼筋應(yīng)力測(cè)試結(jié)果見表8，試驗(yàn)全程理論與實(shí)測(cè)鋼筋荷載—應(yīng)力曲線對(duì)比圖如圖12所示。在底板混凝土受拉開裂前各測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)鋼筋應(yīng)力值較理論計(jì)算的鋼筋應(yīng)力值略大，這是由于在鋼筋應(yīng)力測(cè)試處進(jìn)行開槽，導(dǎo)致鋼筋測(cè)試部位裸露在外失去了混凝土的握裹力，從而影響了混凝土和鋼筋的協(xié)同受力，使得鋼筋應(yīng)力實(shí)測(cè)值偏大，但隨著底板混凝土受拉開裂逐漸退出工作，受拉鋼筋逐漸承載全部拉應(yīng)力，鋼筋的實(shí)測(cè)應(yīng)力值將更能真實(shí)反應(yīng)其實(shí)際受力情況。蓋板實(shí)測(cè)屈服荷載為216.05 kN，此時(shí)實(shí)測(cè)鋼筋應(yīng)力為814.86 MPa，超過材料試驗(yàn)實(shí)測(cè)鋼筋抗拉強(qiáng)度值615 MPa，鋼筋屈服。

4.4 裂縫測(cè)試結(jié)果

蓋板典型裂縫檢測(cè)結(jié)果如表9所示。

表9 蓋板典型裂縫檢測(cè)結(jié)果

5 結(jié)論

為研究成都市三環(huán)路擴(kuò)能提升工程非機(jī)動(dòng)車道蓋板的極限承載能力，對(duì)其進(jìn)行了線性計(jì)算分析與非線性計(jì)算分析，并根據(jù)計(jì)算分析結(jié)果制定了蓋板極限承載能力試驗(yàn)的加載和測(cè)試方案，最后對(duì)蓋板進(jìn)行極限承載能力試驗(yàn)直至結(jié)構(gòu)失效，并得出以下結(jié)論：

(1)蓋板實(shí)測(cè)開裂荷載為38.81 kN，接近理論開裂荷載38.76 kN；

(2)蓋板在設(shè)計(jì)汽車荷載作下，強(qiáng)度和剛度滿足設(shè)計(jì)要求；

(3)蓋板理論屈服荷載為200.12 kN，實(shí)測(cè)屈服荷載為216.05 kN，等效汽車荷載為：總重15 t，單軸重為7.5 t，單輪重3.75 t；

(4)蓋板實(shí)測(cè)破壞荷載為300.26 kN，等效汽車荷載為：總重 20 t，單軸重 10 t，單輪重 5 t。