面向雙層交通的混凝土箱梁橋彈性試驗(yàn)研究

祝明橋，顏澤峰，陳 林，劉 濤

(湖南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 湘潭 411100)

橋梁作為重要的交通樞紐，其通行能力及設(shè)計(jì)形式對(duì)城市交通狀況影響很大.為適應(yīng)當(dāng)前公路、鐵路運(yùn)輸量的急劇增長(zhǎng)，多車(chē)道、寬橋面橋梁越來(lái)越多.然而建造寬橋需要提供較大的橋梁用地并付出高昂的下部工程費(fèi)用，同時(shí)還常常造成施工上的許多困難.為此，橋梁工作者在很早就提出了雙層橋的概念.與單層寬橋相比，雙層橋具有以下顯著的優(yōu)點(diǎn)：(1)減少工程投資.因?yàn)殡p層橋共用主體結(jié)構(gòu)，充分發(fā)揮主體結(jié)構(gòu)的能力，減少基礎(chǔ)工程.(2)實(shí)現(xiàn)土地、空間的節(jié)約和資源共享.(3)有利于解決人車(chē)分流，減少交通事故.目前在實(shí)際工程中應(yīng)用較多的雙層橋類(lèi)型主要是鋼桁架橋或鋼-混凝土組合桁架橋[1].雖然雙層鋼桁架橋具有受力性能好、施工速度快、結(jié)構(gòu)重量輕等優(yōu)點(diǎn)，但也具有造價(jià)高、梁高大、噪音大等缺點(diǎn).隨著近幾十年混凝土箱梁橋[2]的大規(guī)模應(yīng)用，混凝土箱梁具有的造價(jià)低、剛度大、噪音低等優(yōu)點(diǎn)已被熟知.因此，采用混凝土箱梁結(jié)構(gòu)形式建造雙層交通橋梁開(kāi)始受到關(guān)注.1980年建成的奧地利的帝國(guó)橋是世界上第一座真正多功能的混凝土箱梁雙層橋，該橋的建成為混凝土箱梁橋發(fā)展的一個(gè)里程碑[3].2005年建成的澳門(mén)西灣大橋[4]是世界上第一座實(shí)現(xiàn)箱內(nèi)外交通的預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁斜拉橋，該橋上層頂板設(shè)為雙向六車(chē)道公路，下層底板設(shè)為雙向兩線(xiàn)的輕軌和兩線(xiàn)機(jī)動(dòng)車(chē)道.

與傳統(tǒng)RC箱梁結(jié)構(gòu)相比，RC箱梁雙層交通橋梁結(jié)構(gòu)存在明顯的不同：(1)為滿(mǎn)足內(nèi)部采光和通風(fēng)要求，腹板需要大面積開(kāi)孔；(2)為滿(mǎn)足內(nèi)部通車(chē)功能，箱梁內(nèi)部無(wú)橫隔板；(3)箱梁底板需要承受荷載.這些特征導(dǎo)致其具有獨(dú)特的受力特征，其設(shè)計(jì)方法顯然也與傳統(tǒng)箱梁不完全相同.Shun-ichi Nakamura[5]提出了一種新型的部分混凝土填充鋼箱梁.采用這些新型梁進(jìn)行靜態(tài)彎曲載荷試驗(yàn)，并使用有限元軟件開(kāi)發(fā)了簡(jiǎn)單的計(jì)算方法.計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致，計(jì)算方法已經(jīng)過(guò)驗(yàn)證.Xin Ruan[6]研究了一例連續(xù)預(yù)應(yīng)力混凝土剛架橋的數(shù)值模擬，建立了線(xiàn)彈性和非線(xiàn)性非彈性分析，并通過(guò)計(jì)算揭示了裂縫形貌的路徑.Guo Tong[7]等研究了用SMPM加固鋼筋混凝土(RC)橋梁箱梁的可行性，對(duì)三層鋼筋混凝土箱梁進(jìn)行了彎曲試驗(yàn)，在此基礎(chǔ)上提出了預(yù)測(cè)鋼筋混凝土箱梁彎曲和脫粘能力的公式.Kim[8]對(duì)鋼筋混凝土組合箱梁進(jìn)行了三維有限元分析和材料的強(qiáng)度研究，確定復(fù)合箱梁在彎曲和扭轉(zhuǎn)中的極限強(qiáng)度及其相互作用.方志[9]等對(duì)一座30 m跨徑的預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支箱梁進(jìn)行了足尺模型破壞性試驗(yàn),用5種相關(guān)規(guī)范對(duì)箱梁抗彎極限承載力及正常使用極限狀態(tài)下的變形、裂縫進(jìn)行驗(yàn)算.汪建群[10]等在雙層集中荷載作用下對(duì)雙層交通RC箱梁進(jìn)行了受彎全過(guò)程破壞試驗(yàn).結(jié)果表明:彈性工作狀態(tài)下按照不同工況在箱梁頂、底板施加均布荷載作用時(shí),存在不同剪力滯效應(yīng);雙層集中荷載作用破壞性試驗(yàn)證實(shí)了寬跨比、高跨比均較大的雙層交通混凝土箱形截面梁的受彎破壞過(guò)程可分為彈性階段、彈塑性發(fā)展階段、最終破壞階段.郭建斌[11]和鄭為明[12]通過(guò)有機(jī)玻璃的模型試驗(yàn)分別對(duì)腹板開(kāi)孔雙層交通箱梁橋的剪力滯效應(yīng)和畸變效應(yīng)進(jìn)行了研究.魏伏佳[13]對(duì)雙層交通RC伸臂箱梁進(jìn)行了大比例(1∶6)模型試驗(yàn)，并探討了該結(jié)構(gòu)在雙層荷載下的剪力滯效應(yīng).另一方面，在腹板開(kāi)孔R(shí)C梁的研究方面，已有許多文獻(xiàn)報(bào)道.

對(duì)交通需求較大的橋梁(例如大中型城市的橋梁)進(jìn)行雙層交通設(shè)計(jì)可以在有限的土地上構(gòu)建綜合性的立體交通，大大提高其運(yùn)輸能力.然而，目前面向雙層交通的RC箱梁橋結(jié)構(gòu)體系的理論研究大大滯后于實(shí)踐應(yīng)用.該結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn)和設(shè)計(jì)方法研究幾乎處于空白.有鑒于此，本研究設(shè)計(jì)了一種可以滿(mǎn)足上部公路、下部軌道交通功能要求的RC箱梁，并采用大比例(1∶6)模型對(duì)其靜力彈性性能進(jìn)行了初步探討.

1 面向雙層交通的混凝土箱梁橋

實(shí)現(xiàn)雙層交通混凝土簡(jiǎn)支箱梁作為全新類(lèi)型的箱形截面梁，與普通箱梁具有明顯的區(qū)別，目前尚無(wú)特別針對(duì)雙層交通箱梁設(shè)計(jì)的理論或技術(shù)規(guī)范.本文參考現(xiàn)有的箱梁設(shè)計(jì)理論[14]、城市道路橋梁相關(guān)技術(shù)規(guī)范以及實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)，設(shè)計(jì)出一種能夠滿(mǎn)足雙層交通功能需求的箱梁結(jié)構(gòu)形式[15].

本設(shè)計(jì)所考慮的橋梁為中等城市的中等跨徑橋梁，需要滿(mǎn)足公路車(chē)輛、軌道交通以及人流通行等多種功能需求.

橋梁跨度選為48 m，且考慮到跨徑較小且為方便后期試驗(yàn)和分析，該橋采用混凝土簡(jiǎn)支箱梁的結(jié)構(gòu)形式.箱梁截面采用常見(jiàn)的單箱三室等截面斜腹板形式，見(jiàn)圖1.箱梁頂板(上層交通)寬度確定為24.5 m，具有雙向雙幅機(jī)動(dòng)車(chē)通行、人行及緊急逃生等功能.箱梁高度和底板寬度分別確定為7.4 m和13.2 m.由于本雙層交通混凝土箱梁設(shè)計(jì)為斜腹板，箱梁斜腹板的斜率一般不超過(guò)tg30°.本文取斜腹板斜率為tg20°，底板中室需要的功能寬度為2 m，而中腹板間距根據(jù)中室的跨度決定，腹板厚度取0.15 m，故中腹板間距為2.3 m.底板(下層交通)邊室設(shè)計(jì)為雙向城市輕軌交通、緊急停車(chē)情況下疏散人群用的消防通道，底板中室設(shè)計(jì)為城市電纜管線(xiàn)等布置、檢修通道及消防逃生通道.

圖1 面向雙層交通的混凝土箱梁橋圖(左視圖)Fig.1 Illustration of the RC box girder oriented to double-deck bridges (left view)

考慮到箱梁內(nèi)部通車(chē)的功能需求，箱梁內(nèi)部(包括梁端)不設(shè)置橫隔板，取而代之的是每隔12 m設(shè)置一道橫向加勁肋，從而提高箱梁的橫向剛度.在四根腹板跨中截面兩側(cè)各設(shè)置一個(gè)較大的矩形孔洞，這是考慮到：(1)作為中小跨度的城市橋梁，宜采用自然通風(fēng)的方式，因此孔洞面積比較大；(2)相對(duì)于圓孔，開(kāi)方孔箱梁的受力分析相對(duì)簡(jiǎn)單；(3)考慮了后續(xù)模型試驗(yàn)中底部加載的方便性.箱梁結(jié)構(gòu)橫斷面如圖1所示.

2 試驗(yàn)方案

2.1 鋼筋混凝土箱梁模型

考慮到試驗(yàn)場(chǎng)地及試驗(yàn)成本的限制，對(duì)上述設(shè)計(jì)的雙層交通RC箱梁進(jìn)行1∶6比例的縮尺.如圖2所示，模型箱梁總長(zhǎng)8 m，梁高1.24 m，頂板寬4 m，懸挑390 mm，底板寬2.31 m，頂板和底板厚度均為60 mm，腹板厚度150 mm，頂板懸挑根部厚度80 mm.頂板支座截面、1/4截面與跨中截面處加勁肋寬度(不計(jì)入漸變段寬度，下同)×高度分別為300 mm×110 mm，120 mm×110 mm和300 mm×110 mm.底板支座截面、1/4截面與跨中截面處加勁肋寬度×高度分別為300 mm×300 mm，120 mm×150 mm和300 mm×150 mm.腹板孔洞寬度×高度為1 850 mm×640 mm.邊腹板與頂板交接處承托寬度×高度為150 mm×50 mm，中腹板與頂板交接處承托寬度×高度為50 mm×50 mm.為了對(duì)底板進(jìn)行加載，在頂板預(yù)留了兩個(gè)直徑120 mm的小孔.頂板的縱、橫向的分布筋，底板的縱、橫向的分布筋及箍筋都是采用直徑是6 mm的HPB235級(jí)鋼筋；腹板與頂板交接處的四根梁的頂層鋼筋與腹板與底板交接處的四根梁的底層鋼筋均采用直徑是22 mm的HRB335級(jí)鋼筋，腹板與頂板交接處的四根梁的底層鋼筋與腹板與底板交接處的四根梁的頂層鋼筋均采用直徑是12 mm的HPB235級(jí)鋼筋，具體的配筋圖如圖2(d)所示.整個(gè)試驗(yàn)?zāi)Ｐ头謨纱螡仓?先澆筑底板，后澆筑頂板及腹板.混凝土攪拌方式采用機(jī)械攪拌.

圖2 鋼筋混凝土箱梁模型(1∶6)Fig.2 RC box-girder model (1∶6)

2.2 材料

本試驗(yàn)按照中國(guó)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T50081-2002)的規(guī)定進(jìn)行混凝土材料性能試驗(yàn).在每次進(jìn)行混凝土澆筑的同時(shí)預(yù)留相應(yīng)的混凝土試塊.混凝土試塊尺寸有150 mm×150 mm×150 mm的立方體試件和150 mm×150 mm×300 mm的棱柱體試件，混凝土各項(xiàng)力學(xué)性能如表1所示.試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎肏PB235、HRB335兩種型號(hào)鋼筋，鋼筋規(guī)格有Φ6、Φ12、Φ22三種，實(shí)測(cè)鋼筋各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)如表2所示.

表1 混凝土材料特性

表2 鋼筋材料性能

2.3 加載和測(cè)試方案

本試驗(yàn)實(shí)際包括兩組試驗(yàn)，共6個(gè)工況，如圖3所示，其中，試驗(yàn)I-a和I-b采用砂袋堆載的方式進(jìn)行均布加載，加載位置分別位于邊室頂板和底板.試驗(yàn)II采用集中加載方式，在距離支座2 500 mm位置的頂?shù)装暹M(jìn)行四點(diǎn)對(duì)稱(chēng)加載.如圖3所示，試驗(yàn)II-a、II-b、II-c和II-d分別為頂板邊部加載、頂板中部加載、底板邊部加載和底板中部加載.圖4以試驗(yàn)II-c為例給出了加載裝置的示意圖.試驗(yàn)構(gòu)件兩端均為簡(jiǎn)支邊界條件，且其計(jì)算寬度為7.4 m.其中一端支座處放置四個(gè)固定橡膠支座，另一端支座處放置四個(gè)四氟乙烯滑板支座.考慮到本試驗(yàn)僅針對(duì)箱梁的彈性工作性能，測(cè)量變量主要包括箱梁頂板(1-1～4-4截面)混凝土縱向應(yīng)變以及底板撓度，鋼筋應(yīng)變則不在本次測(cè)量范圍.應(yīng)變計(jì)和位移計(jì)的設(shè)置情況如圖4所示.每個(gè)工況下每一級(jí)的頂、底板荷載增量以及頂、底板最大荷載值見(jiàn)表3.

圖3 加載方式圖Fig.3 Illustration of the loading regime

圖4 試驗(yàn)II-c的測(cè)試設(shè)置Fig.4 Illustration of the test setup for test II-c

試驗(yàn)工況加載形式加載位置加載級(jí)別一級(jí)二級(jí)三級(jí)四級(jí)五級(jí)六級(jí)最大總荷載I-a均布加載頂板3.143.143.143.143.921.7618.24I-b均布加載底板2.122.122.122.121.2N/A9.68II-a集中加載頂板邊部25252525N/AN/A100II-b集中加載頂板中部25252525N/AN/A100II-c集中加載底板邊部25252525N/AN/A100II-d集中加載底板中部25252525N/AN/A100

注：1.測(cè)試I的加載單位為kN/m，其他為kN;2.N / A表示“不可用”.

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 混凝土應(yīng)變

圖5(a)～圖5(d)所示分別為試驗(yàn)I中箱梁1-1、2-2、3-3和4-4截面處頂板混凝土縱向應(yīng)變沿橫向的分布曲線(xiàn)，其中應(yīng)變方向以受壓為正.由圖可知，在均布荷載作用下，箱梁加勁肋截面及非加勁肋截面頂板均呈現(xiàn)出正剪力滯[16]現(xiàn)象；且荷載作用于頂板較荷載作用于底板而言，其應(yīng)變的橫向分布更不均勻.例如2-2截面見(jiàn)圖5(b)，當(dāng)荷載作用于頂板時(shí)(Test I-a)，中腹板與頂板交接處最大壓應(yīng)變?yōu)?0 με，腹板間頂板最小壓應(yīng)變?yōu)?3 με，二者相差42.4%；當(dāng)荷載作用于底板時(shí)(Test I-b)，相應(yīng)的最大壓應(yīng)變?yōu)?.9 με，最小壓應(yīng)變?yōu)?.1 με，二者相差20.0%.同時(shí)可以看到，同一荷載工況下，離梁端支座越近的截面頂板應(yīng)變變化程度越顯著.

圖5 頂板縱向應(yīng)變的橫向分布(試驗(yàn)I)Fig.5 Transverse distributions of longitudinalstrain on top plate (Test I)

圖6(a)～圖6(b)所示分別為試驗(yàn)II中箱梁頂板3-3和4-4截面處混凝土的縱向應(yīng)變沿橫向的分布曲線(xiàn).由圖可知，試驗(yàn)II四種工況對(duì)應(yīng)的兩個(gè)截面處混凝土頂板應(yīng)變分布都不均勻.荷載作用于邊梁時(shí)，其邊梁應(yīng)變較中梁應(yīng)變要大；反之亦然.其主要原因在于該箱梁的橫向剛度不夠大，因此在集中荷載作用下箱梁的豎向變形沿橫向差異較大.特別地，當(dāng)荷載作用于頂板邊梁和中梁時(shí)，孔洞截面(即3-3截面)處頂板應(yīng)變的橫向分布差異分別為94.7%和99.6%.其原因除了上述箱梁整體變形存在差異外還包括孔洞處發(fā)生了明顯的局部変形.

圖6 頂板縱向應(yīng)變的橫向分布(試驗(yàn)II)Fig.6 Transverse distributions of longitudinalstrain on top plate (Test II)

3.2 撓度

集中荷載作用于頂板邊梁(即Test II-a)和底板邊梁(即Test II-c)時(shí)，底板邊梁撓度沿縱向的分布曲線(xiàn)如圖7(a)所示.頂板中梁(即Test II-b)和底板中梁(即Test II-d)加載時(shí)底板中梁撓度沿縱向的分布曲線(xiàn)如圖7(b)所示.其中，圖7利用了構(gòu)件的雙軸對(duì)稱(chēng)特性，即圖中撓度值為邊梁或中梁撓度在縱、橫兩個(gè)方向平均后的結(jié)果，且圖中僅繪制一半長(zhǎng)度的撓度曲線(xiàn).如圖所示，當(dāng)頂板加載(即Test II-a和Test II-b)時(shí)，其撓度分布曲線(xiàn)呈近似直線(xiàn)的形態(tài)，這與一般受彎構(gòu)件的拋物線(xiàn)形撓度曲線(xiàn)具有明顯區(qū)別.這是因?yàn)榫匦慰锥达@著增加了箱梁的剪切變形.對(duì)于底板加載(即Test II-c和Test II-d)，孔洞處的撓度值出現(xiàn)突變，這說(shuō)明在孔洞處加載時(shí)產(chǎn)生了明顯的局部變形.此外，由圖可知，荷載與撓度基本呈線(xiàn)性增長(zhǎng)，說(shuō)明構(gòu)件處于彈性工作范圍，這與本次實(shí)驗(yàn)?zāi)康氖瞧鹾系?

圖7 底板梁撓度的縱向分布(試驗(yàn)II)Fig.7 Longitudinal distributions of beamdeflections on bottom plate (Test II)

圖8所示為箱梁底部四根梁的跨中撓度最大值沿橫向的分布曲線(xiàn).其中，圖中撓度值為邊梁或中梁撓度沿橫向平均后的結(jié)果.由圖可知，同一位置在不同工況下的撓度差異明顯，且同一工況下邊梁和中梁的撓度值差異較大，即撓度橫向分布不均勻.當(dāng)荷載作用于某一位置時(shí)，其對(duì)應(yīng)位置的撓度較大.這與前述混凝土頂板應(yīng)變分布規(guī)律是對(duì)應(yīng)的.由此可知，雖然該箱梁模型在跨中截面處設(shè)置了橫向加勁肋，但其橫向剛度仍然較小.

圖8 4-4截面底板梁撓度的橫向分布(試驗(yàn)II)Fig.8 Transverse distributions of beam deflectionson bottom plate for Section 4-4 (Test II)

4 結(jié)論

根據(jù)使用功能和相關(guān)規(guī)范要求設(shè)計(jì)了一種新型的雙層交通橋梁.該橋梁采用鋼筋混凝土箱梁作為橋梁上部結(jié)構(gòu)，通過(guò)取消箱梁內(nèi)部橫隔板來(lái)實(shí)現(xiàn)箱梁內(nèi)部通車(chē).本文對(duì)該雙層交通箱梁進(jìn)行了縮尺(1∶6)模型試驗(yàn)，對(duì)其靜力彈性工作性能進(jìn)行了初步研究.主要結(jié)論如下：

(1)腹板孔洞對(duì)箱梁整體及局部變形均有較大影響，說(shuō)明該箱梁的腹板孔洞設(shè)置偏大，因此今后優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)減小孔洞大小.

(2)集中荷載作用下箱梁底板撓度沿橫向分布極不均勻，說(shuō)明該箱梁的橫向加勁肋剛度偏小，因此今后應(yīng)盡可能加大橫向加勁肋的尺寸.

(3)均布加載時(shí)箱梁頂板呈現(xiàn)出正剪力滯現(xiàn)象，且頂部加載時(shí)的剪力滯效應(yīng)較底部加載時(shí)要大.因此，今后結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮上下加載情況的影響.

本文是對(duì)這類(lèi)雙層交通橋梁進(jìn)行探索性研究，雖然試驗(yàn)結(jié)果并不十分理想，但為后期相關(guān)研究奠定了基礎(chǔ).誠(chéng)然，為了建立合理有效的結(jié)構(gòu)體系，還需要完成大量的基礎(chǔ)研究工作.例如結(jié)構(gòu)的參數(shù)優(yōu)化、動(dòng)力性能研究等，這些將在后續(xù)研究中陸續(xù)展開(kāi).