大跨度鋼-混凝土組合梁橋靜載試驗(yàn)及初應(yīng)力分析

王慶賀,楊永琛,劉瑞鑫,王 超

(沈陽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽 110168)

鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁通過抗剪連接件將鋼結(jié)構(gòu)與混凝土結(jié)構(gòu)結(jié)合成為整體,具有承載能力高、自重小等優(yōu)勢[1-2]。早期組合結(jié)構(gòu)橋梁的跨度一般為20～25 m,近年來跨度不斷增加,甚至應(yīng)用于千米級的斜拉橋[3-6]。目前,對于跨越鐵路或公路的鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁,一般采用頂推法進(jìn)行施工[7],即通過頂推設(shè)備,將后方預(yù)制成型的鋼結(jié)構(gòu)或組合結(jié)構(gòu)橋梁頂推至目標(biāo)位置。為了保障橋梁施工及運(yùn)營階段的安全,評價施工階段的風(fēng)險(xiǎn)。G.B.Michael[8]采用系統(tǒng)的現(xiàn)場測試評價程序,量化了實(shí)際荷載分布對橋梁承載能力的影響。J.O.Eugene等[9]提出了一種損傷檢測的方法,并采用有限元模型來驗(yàn)證其有效性與準(zhǔn)確性。任東華等[10]對試驗(yàn)荷載效率進(jìn)行了可靠度分析,提出了一種確定試驗(yàn)荷載效率取值的方法。田志勇等[11]通過對三跨鋼-混凝土組合梁自錨式懸索橋的靜、動載試驗(yàn),測試分析了各工況下的主梁撓度、主橋與橋塔的截面應(yīng)力,驗(yàn)證了該橋的受力狀態(tài)及設(shè)計(jì)的合理性。劉榮桂等[12]將中國首座CFRF拉索斜拉橋的實(shí)測與理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對比分析,為后續(xù)相關(guān)的研究和實(shí)踐提供參考。王慶賀等[13]以某小半徑曲線連續(xù)剛構(gòu)特大橋?yàn)槔?建立0、1、2號塊的精細(xì)化分析模型,詳細(xì)分析0號塊受力特征、提出相應(yīng)的施工應(yīng)對措施。賈毅等[14]對某橋做現(xiàn)場荷載試驗(yàn),評價其在試驗(yàn)荷載作用下的橋梁狀況。目前研究大都針對橋梁的承載能力,但實(shí)際上橋梁在正常運(yùn)營階段可能出現(xiàn)裂縫?；诖?筆者基于某大跨度鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁,在其成橋階段進(jìn)行靜載試驗(yàn),實(shí)測不同荷載工況下橋梁典型截面的撓度和應(yīng)變,對比靜載試驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論計(jì)算結(jié)果,評價了施工質(zhì)量。采用MIDAS軟件建立橋梁成橋階段的有限元模型,采用靜載試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證有限元模型的可靠性,進(jìn)而分析橋梁在服役荷載下的混凝土及鋼梁初始應(yīng)力,評價其開裂風(fēng)險(xiǎn)。

1 成橋階段現(xiàn)場試驗(yàn)及結(jié)果分析

1.1 跨線組合結(jié)構(gòu)橋梁的關(guān)鍵施工步續(xù)

某跨越鐵路線的組合結(jié)構(gòu)梁橋,其上部結(jié)構(gòu)采用2×55 m+(60 m+70 m+60 m)+(60 m+65 m+60 m)的連續(xù)鋼箱-混凝土組合梁,橋面寬12.75 m。橋梁平面位于直線上,順橋向位于縱坡為+2.166%。橋跨布置圖和橫斷面布置如圖1所示。橋梁下部結(jié)構(gòu)1～7#墩采用雙柱式橋墩,下設(shè)承臺及群樁基礎(chǔ),兩岸橋臺均采用重力式橋臺,設(shè)計(jì)荷載為公路-I級荷載。

圖1 某大跨度鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁示意圖Fig.1 Illustration of large-span steel-concrete composite structure bridge

考慮到混凝土澆筑影響工期、組合結(jié)構(gòu)橋梁頂推中混凝土易開裂,因此采用先頂推槽型鋼梁,待鋼梁到位后原位澆筑混凝土。采用步履式多點(diǎn)同步頂推施工方案在石林側(cè)橋臺后設(shè)置鋼梁拼裝區(qū),用于鋼梁起吊拼裝。設(shè)置鋼梁接引區(qū)域,用于拆除鋼導(dǎo)梁。進(jìn)行槽型鋼梁的制造、運(yùn)輸以及頂推設(shè)備布置,在拼裝區(qū)域布設(shè)鋼梁節(jié)段拼焊場及頂推設(shè)備。鋼梁由側(cè)方便道運(yùn)輸至拼裝區(qū)域,拼裝鋼導(dǎo)梁,拼裝完成后,往前頂推2～3個節(jié)間,鋼梁在工廠加工制作,制作時分段單體長度為10 m一節(jié),預(yù)拼后將鋼梁通過便道運(yùn)至起吊位置,由龍門吊或履帶吊提至拼臺區(qū)域,并與鋼導(dǎo)梁連接,向前頂推鋼梁。

頂推就位后將簡支處下落至永久支座,連續(xù)處下落至臨時支座,臨時支座高度應(yīng)高出永久支座高度30 cm/25 cm;澆筑連續(xù)墩墩頂處兩側(cè)5 m底板40 cm厚混凝土;墩頂處底板混凝土與鋼箱梁結(jié)合后,澆筑跨中墩頂兩側(cè)10 m外橋面板;待墩頂橋面板混凝土達(dá)到強(qiáng)度后,連續(xù)處支點(diǎn)下降30 cm/25 cm。

1.2 現(xiàn)場靜載試驗(yàn)方案

為評價該組合結(jié)構(gòu)橋梁在設(shè)計(jì)荷載作用下的承載能力和使用狀況,在成橋后進(jìn)行靜載試驗(yàn),在最不利內(nèi)力位置布載,選取橋跨第3跨和第4跨進(jìn)行靜載試驗(yàn)。根據(jù)《公路橋梁荷載試驗(yàn)規(guī)程》(JTG/T J21-01—2015),規(guī)定試驗(yàn)荷載效率η為

(1)

式中:η為靜力試驗(yàn)荷載效率;SS為試驗(yàn)荷載作用下,截面對控制截面內(nèi)力或變位最大計(jì)算效應(yīng)值;S為設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)活載不計(jì)沖擊荷載作用時產(chǎn)生的截面對應(yīng)控制面內(nèi)力或變位最不利計(jì)算效應(yīng)值;μ為沖擊系數(shù)。

采用三軸載重汽車進(jìn)行加載,根據(jù)各控制截面加載效率并滿足試驗(yàn)要求下盡可能減少加載車數(shù)量的原則,采用總重400 kN的試驗(yàn)車,前軸重100 kN、中后軸總重300 kN,考慮中載作用下的結(jié)構(gòu)受力情況如圖2所示。試驗(yàn)加載時均采用分級加載,分3級加載。

圖2 試驗(yàn)車輛布置Fig.2 Vehicle arrangement of loading test

試驗(yàn)測量方案見圖3,撓度測試設(shè)2個截面,共9個測點(diǎn),應(yīng)變測試設(shè)2個截面,共4個測點(diǎn)。通過在鋼箱梁表面黏貼電阻應(yīng)變片,匹配DH3819N靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集,采用水準(zhǔn)儀DiNi03測量各測點(diǎn)的撓度。

圖3 靜載試驗(yàn)加載與測量方案Fig.3 Loading and measurement plan in static load test

1.3 現(xiàn)場靜載試驗(yàn)評價標(biāo)準(zhǔn)

根據(jù)結(jié)構(gòu)校驗(yàn)系數(shù)、相對殘余應(yīng)變等對橋梁成橋階段的性能進(jìn)行評價。結(jié)構(gòu)校驗(yàn)系數(shù)ζ是對比橋梁實(shí)際狀況和理論狀況,結(jié)構(gòu)校驗(yàn)系數(shù)ζ< 1.0時,表示橋梁實(shí)際狀況優(yōu)于理論狀況。

(2)

式中:Se為彈性應(yīng)變或位移實(shí)測值;Ss為應(yīng)變或位移理論計(jì)算值。

相對殘余應(yīng)變ΔS越小,說明結(jié)構(gòu)越處于彈性工作中,規(guī)范要求ΔS≤20%.

(3)

式中:Sp為殘余應(yīng)變或位移實(shí)測值;St為應(yīng)變或位移理論計(jì)算值。

1.4 現(xiàn)場靜載試驗(yàn)結(jié)果分析

1.4.1 應(yīng)變測試結(jié)果

相對殘余應(yīng)變和結(jié)構(gòu)校檢系數(shù)如表1所示。相對殘余應(yīng)變最大為1.87%,位于中載作用下的測點(diǎn)Ⅰ和測點(diǎn)Ⅳ,截面各測點(diǎn)在中載作用下的實(shí)測應(yīng)變值均小于理論值,箱梁測試截面實(shí)測應(yīng)變校驗(yàn)系數(shù)為0.78～ 0.82,滿足《公路橋梁承載能力檢測評定規(guī)程》(JTG/TJ21—2011)中相對殘余應(yīng)變小于允許值20%、應(yīng)變校驗(yàn)系數(shù)不大于1.0的要求,說明橋梁的實(shí)際狀況優(yōu)于理論狀況。

表1 相對殘余應(yīng)變及結(jié)構(gòu)校驗(yàn)系數(shù)Table 1 Relative residual strain and structural calibration coefficient

1.4.2 撓度測試結(jié)果

撓度測試在該橋的第3跨和第4跨之間布置了9個測點(diǎn)。該橋在該工況下相應(yīng)殘余變形如表2所示,撓度校驗(yàn)系數(shù)如表3所示。

中載情況下,左右兩側(cè)撓度沿橋梁橫向相差不大,撓度校驗(yàn)系數(shù)為0.55～0.91,除橋墩處均出現(xiàn)了殘余變形,最大值為18.0%,滿足《公路橋梁承載能力檢測評定規(guī)程》(JTG/TJ21—2011)中撓度校驗(yàn)系數(shù)不大于1.0的要求,相對殘余變形小于允許值20%,說明結(jié)構(gòu)抵抗變形的性能良好。

在試驗(yàn)荷載作用下,橋梁測試截面的撓度和應(yīng)變校驗(yàn)系數(shù),相對殘余撓度和應(yīng)變均滿足《公路橋梁承載能力檢測評定規(guī)程》(JTG/TJ21—2011)中的要求,表明該橋結(jié)構(gòu)的剛度和強(qiáng)度均滿足設(shè)計(jì)活載標(biāo)準(zhǔn)公路-I級的使用要求。

表2 相對殘余變形Table 2 Relative residual deformation

表3 結(jié)構(gòu)校驗(yàn)系數(shù)Table 3 Structure check factor

2 有限元模擬及初應(yīng)力分析

2.1 有限元模型建立

采用Midas/Civil軟件建立橋梁的有限元模型(見圖4)，模型中縱橋向?yàn)閄軸、橫橋向?yàn)閅軸、豎向?yàn)閆軸。槽型鋼梁和混凝土橋面采用梁單元模擬,混凝土強(qiáng)度等級采用C50,鋼材采用Q345。橋墩與主梁連接采用彈性連接,并根據(jù)實(shí)際支座的約束方向?qū)ζ溥M(jìn)行設(shè)置。選取中間橋墩位置處為固定支座,水平方向的釋放X約束變?yōu)閱蜗蚩蓜又ё?垂直方向的釋放Y約束也變?yōu)閱蜗蚩蓜又ё?既在水平方向又在垂直方向的釋放X、Y約束變?yōu)殡p向可動支座。

圖4 Midas有限元模型Fig.4 Midas finite element model

靜力荷載考慮自重和二期恒載,二期恒載為82.8 kN/m。同時考慮移動荷載,共3條車道,車道1偏心距離為-1.55 m、車道2為1.55 m、車道3為-4.65 m,車輪間距均為1.8 m,橋梁跨度選最大跨為70 m,車輛總重為400 kN,前輪重100 kN,中后輪總重為300 kN,車道荷載采用居中加載,分3級加載。

2.2 有限元模型驗(yàn)證

采用有限元模擬3級加載,得到對應(yīng)的應(yīng)變實(shí)測結(jié)果與理論計(jì)算值如圖5所示。

圖5 應(yīng)變實(shí)測值與理論值對比Fig.5 Comparison of measured and theoretical strain values

從圖5可知，同一截面多個測點(diǎn)的應(yīng)變值相差不大,說明結(jié)構(gòu)抗扭性能較好。1級加載應(yīng)變實(shí)測值與理論值相差在25%以內(nèi);2級加載應(yīng)變實(shí)測值與理論值相差在40%以內(nèi);3級加載應(yīng)變實(shí)測值與理論值相差在16%以內(nèi)。由于應(yīng)變測量的結(jié)果受環(huán)境因素的影響較為顯著,3級加載下應(yīng)變實(shí)測值與理論值吻合較好,且實(shí)測值均小于理論值。

在相應(yīng)加載工況下,豎向撓度的實(shí)測值與理論值對比如圖6所示。實(shí)測槽型鋼梁最大撓度為-19.41 mm,且實(shí)測值均小于理論值。1級加載撓度實(shí)測值與理論值對比結(jié)果,撓度結(jié)構(gòu)校驗(yàn)系數(shù)對比測點(diǎn)6,測點(diǎn)7相差較大,其余測點(diǎn)均在20%以內(nèi)。2級加載撓度實(shí)測值與理論值對比結(jié)果,撓度結(jié)構(gòu)校驗(yàn)系數(shù)對比測點(diǎn)7,測點(diǎn)8相差較大,其余測點(diǎn)均在20%以內(nèi)。3級加載撓度實(shí)測值與理論值對比結(jié)果,撓度結(jié)構(gòu)校驗(yàn)系數(shù)測點(diǎn)7相差較大,其余測點(diǎn)均在20%以內(nèi)。由此可知,分級加載中,各級加載下?lián)隙葘?shí)測值與理論值吻合較好,這也驗(yàn)證了模型的可靠性。

圖6 撓度實(shí)測值與理論值對比Fig.6 Comparison of measured and theoretical deflection values

2.3 初應(yīng)力分析

采用驗(yàn)證后的有限元模型,分析組合梁的初始應(yīng)力水平(見圖7)?；炷磷畲罄瓚?yīng)力在支座處,從支座處到跨中位置應(yīng)力越來越小,C50混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為2.64 MPa,靠近支座處的混凝土拉應(yīng)力大于軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,而跨中位置處拉應(yīng)力小于軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,因此,在試驗(yàn)荷載作用下,橋梁支座處存在開裂風(fēng)險(xiǎn),開裂范圍約為橋梁跨度的16%～38%。

槽型鋼梁的最大拉應(yīng)力為107.9 MPa,最大壓應(yīng)力為-111.4 MPa,而且最大拉應(yīng)力在支座處,靠近跨中位置時應(yīng)力逐漸變小,Q345抗拉與抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為310 MPa,槽型鋼梁的應(yīng)力水平約為屈服強(qiáng)度的36%。

圖7 鋼梁的初始應(yīng)力Fig.7 Initial stress of steel girder

3 結(jié) 論

(1)靜力荷載作用下鋼-混凝土組合梁同一截面多個測點(diǎn)的應(yīng)力值相近,該類橋梁抗扭性能較好。應(yīng)變和撓度校驗(yàn)系數(shù)分別為0.78～0.82和0.55～0.91,最大殘余應(yīng)變和殘余變形分別為1.87%和18.0%,該類橋梁的實(shí)際應(yīng)用狀態(tài)優(yōu)于設(shè)計(jì)狀態(tài)。

(2)有限元模型可以較好地模擬靜力荷載作用下的組合結(jié)構(gòu)橋梁的應(yīng)力與撓度。不同荷載工況下,應(yīng)變和撓度的實(shí)測值與理論值大多相差在20%以內(nèi)。

(3)在設(shè)計(jì)荷載作用下,鋼-混凝土組合梁的中部支座附近的混凝土將發(fā)生開裂,開裂范圍約為橋梁跨度的16%～38%,槽型鋼梁的應(yīng)力水平約為屈服強(qiáng)度的36%。在正常服役荷載作用下,大跨度鋼-混凝土組合橋梁成橋階段的混凝土存在開裂風(fēng)險(xiǎn),但開裂范圍有限。