延伸橋面板無(wú)縫化改造空心板橋的研究與應(yīng)用

苗建寶,王 玥,王 旭

(1.西安公路研究院有限公司,西安 710060; 2.陜西交通控股集團(tuán)有限公司西安繞城分公司,西安 710000)

0 引言

橋梁伸縮縫破損失效易導(dǎo)致病害,降低公路橋梁服務(wù)水平及行車舒適性,消耗大量的維修費(fèi)用[1],影響橋梁安全性及耐久性[2-4]。為解決橋面伸縮裝置的易損性病害[5-6],人們進(jìn)行了無(wú)縫橋研究實(shí)踐。

延伸橋面板橋的橋臺(tái)與上部結(jié)構(gòu)及主梁不形成整體結(jié)構(gòu),橋面連續(xù)無(wú)縫。主梁不參與承受臺(tái)后土壓力,引板作為橋面的一部分向臺(tái)后延伸,其整體性與抗震性都較低,特別適用于舊橋的改造[7]。延伸橋面板與常規(guī)橋梁搭板的構(gòu)造類似,在實(shí)際工程中應(yīng)用較多,設(shè)計(jì)施工方案成熟。很多國(guó)家都形成了相應(yīng)的設(shè)計(jì)通用圖[8],其中埋入式引板有著廣泛的應(yīng)用[9]。埋置深度一般大于50 cm[10],周邊常設(shè)置砂土等黏性小的材料以降低摩阻力,適應(yīng)結(jié)構(gòu)伸縮,因此臺(tái)后出現(xiàn)反射裂縫病害的可能性較低。

本研究對(duì)一座四孔4孔13 m預(yù)應(yīng)力混凝土空心板采用延伸橋面板無(wú)縫化改造,利用有限元模擬改造前后結(jié)構(gòu)受力性能,對(duì)改造后的橋梁進(jìn)行荷載試驗(yàn),以驗(yàn)證延伸橋面板無(wú)縫化改造方案的可行性。

1 力學(xué)性能與傳力機(jī)理

延伸橋面板主梁溫度變化所受的約束主要來(lái)自于引板與其下土體的摩阻力。該摩阻力很小,幾乎可以忽略不計(jì)。故主梁軸向彈性變形△l1很小,縱橋向受力與變形特點(diǎn)與有縫橋相近?？煽闯墒菍⒂锌p橋的伸縮裝置從橋臺(tái)與主梁相接處后移到引板與接線道路相接處的一種無(wú)縫梁橋。

延伸橋面板橋在構(gòu)造上主梁與橋臺(tái)分離,二者之間設(shè)有伸縮縫,這是與整體橋及半整體橋最顯著的區(qū)別。主梁與橋臺(tái)之間不設(shè)伸縮裝置,這是與有縫橋最主要的不同。

目前主要通過(guò)試驗(yàn)及有限元軟件模擬其結(jié)構(gòu)受力狀況進(jìn)行相應(yīng)的設(shè)計(jì)與優(yōu)化。

2 工程概況

某中橋建成于2014年,全長(zhǎng)57.08 m,橋面寬度13 m,上部結(jié)構(gòu)為4孔13 m預(yù)應(yīng)力混凝土空心板,橋面連續(xù);下部結(jié)構(gòu)橋墩采用單排柱式墩。鉆孔灌注樁基礎(chǔ),橋臺(tái)為樁接臺(tái)帽。橋面鋪裝9 cm瀝青混凝土、ATR-1型防水層、10 cmC40混凝土。

延伸橋面板無(wú)縫化改造：拆除伸縮裝置,鑿除原橋頭搭板及部分原背墻,將背墻高度降低至設(shè)計(jì)要求,方便引板與主梁連接。延伸橋面板無(wú)縫化改造過(guò)程中拆除部分施工如果對(duì)臺(tái)后填土造成影響,應(yīng)重新進(jìn)行臺(tái)后填土施工。引板下方設(shè)置滑動(dòng)層,采用砂層作為滑動(dòng)層,施工過(guò)程中應(yīng)保證砂層厚度及均勻性。引板采用現(xiàn)澆施工,引板與主梁相接處、引板與瀝青混凝土路面相接處需進(jìn)行割縫處理。

圖1 引板構(gòu)造Fig.1 Guide plate structure

該橋于2018年改造后已運(yùn)營(yíng)4年多,通車后線形及運(yùn)營(yíng)狀況良好,長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)符合預(yù)期,定期檢查結(jié)果表明結(jié)構(gòu)技術(shù)狀況良好。

3 延伸橋面板橋設(shè)計(jì)研究

3.1 有限元建模

主梁于引板的建模方法均為梁格法。主梁分為12根寬1 m的縱梁,釋放虛擬橫梁的梁端約束,形成鉸接。引板分為12根寬1 m的縱梁,不釋放虛擬橫梁的梁端約束,形成剛接。主梁底部采用彈性連接模擬支座。將結(jié)構(gòu)離散為1768個(gè)單元,1716個(gè)節(jié)點(diǎn),有限元模型如圖2所示。

圖2 分析模型Fig.2 Analysis model

3.2 邊界條件

主梁與引板之間通過(guò)鉸接的方式來(lái)模擬單層縱橋向鋼筋連接。后臺(tái)填土對(duì)引板的支撐作用采用面彈性支撐中的節(jié)點(diǎn)彈性支撐模擬,根據(jù)《彈性地基梁及矩形板計(jì)算》規(guī)定,路基的豎直基床系數(shù)k1取20 000 kN/m3?？v向約束考慮板下材料的摩擦系數(shù)來(lái)設(shè)置縱向多折線性彈簧,具體計(jì)算方法如下：

當(dāng)0≤x≤x0時(shí),F(p,x)=kh·x

當(dāng)x0≤x時(shí),F(p,x)=p

P=γ×V

f=u×P=101.73 kN

p=f/N=4.24 kN

kh=p/x0=5.51 kN/mm

式中,板下材料為細(xì)砂層,u=0.66;P為引板,自重155.14 kN;N為引板單元個(gè)數(shù),為24個(gè)。

3.3 延伸橋面板改造驗(yàn)算

3.3.1 主梁持久狀況承載能力極限狀態(tài)驗(yàn)算

承載能力極限狀態(tài)下的主梁正截面抗彎承載力驗(yàn)算均滿足式γ0Md≤Mu,典型位置的結(jié)果見表1。

表1 正截面抗彎承載能力驗(yàn)算結(jié)果Tab.1 Results of the check of the bending bearing capacity of normal section (kN.m)

全橋所有截面的斜截面抗剪承載能力驗(yàn)算均滿足式γ0Vd≤Vn,典型位置的結(jié)果見表2。

表2 斜截面抗剪承載能力驗(yàn)算結(jié)果Tab.2 Checking results of the shear bearing capacity of oblique section (kN)

3.3.2 主梁持久狀況正常使用極限狀態(tài)驗(yàn)算

主梁持久狀況正常使用極限狀態(tài)驗(yàn)算典型位置的結(jié)果見表3。由表3可知,所有截面頂?shù)拙壛芽p均未超過(guò)限值,滿足要求。

表3 結(jié)構(gòu)正截面抗裂驗(yàn)算Tab.3 Checking calculation of structural normal section cracking resistance (mm)

3.4 脹縫變形驗(yàn)算

引板1與引板2之間的脹縫寬度為2 cm,溫度作用引起的主梁變形通過(guò)引板1傳遞至脹縫。計(jì)算脹縫兩端的引板在頻遇組合與準(zhǔn)永組合下的相對(duì)變形可得：脹縫兩端引板相對(duì)變形均小于2 cm,滿足要求。

4 結(jié)構(gòu)荷載試驗(yàn)研究

4.1 方案擬定

為驗(yàn)證無(wú)延伸橋面板橋臺(tái)無(wú)縫化改造效果,對(duì)加固后結(jié)構(gòu)荷載進(jìn)行試驗(yàn)分析,加載效率0.97,滿足規(guī)范要求,選取第1孔作為試驗(yàn)孔。

4.2 測(cè)點(diǎn)布置

為保證試驗(yàn)加載的有效性及合理性,令橋跨結(jié)構(gòu)測(cè)試斷面在彎矩最不利情況下加載檢測(cè),加載分為中載與偏載。為了分析該橋梁在試驗(yàn)荷載作用下的應(yīng)變及變形狀況,在跨中截面布置14個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)和6個(gè)撓度測(cè)點(diǎn)。

4.3 靜載試驗(yàn)

將主梁豎向位移與主梁底混凝土應(yīng)變的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值繪制成圖3、圖4。對(duì)比發(fā)現(xiàn),重車軸載作用附近主梁撓度及應(yīng)變的計(jì)算值均稍大于實(shí)測(cè)值,而遠(yuǎn)離重車軸載作用的主梁撓度及應(yīng)變的計(jì)算值則稍小于實(shí)測(cè)值。

圖3 主梁豎向位移計(jì)算值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.3 Comparison of calculated and measured values of vertical displacement of main beam

圖4 主梁底部混凝土應(yīng)變計(jì)算值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.4 Comparison between the calculated and measured strain values of concrete at the bottom of the main beam

4.4 動(dòng)載試驗(yàn)

根據(jù)動(dòng)載試驗(yàn)結(jié)果取平均值得到頻率為15.03 Hz,沖擊系數(shù)為1.17。該頻率大于理論值。

5 成橋長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)研究

5.1 監(jiān)測(cè)方案

橋的上部結(jié)構(gòu)由12片預(yù)應(yīng)力混凝土空心板組成,選取其中6片空心板頂板及底板均布置傳感器,頂板受力狀況不利,故單片梁布置2個(gè)測(cè)點(diǎn),底板1個(gè)測(cè)點(diǎn),傳感器布置方案如圖5所示。

圖5 傳感器布置Fig.5 Sensor location

5.2 溫度監(jiān)測(cè)結(jié)果與分析

橋梁溫度監(jiān)測(cè)時(shí)間為2019年6月—2020年7月,采集一年零一個(gè)月的溫度數(shù)據(jù)。取溫度最高和最低的兩個(gè)月份來(lái)分析溫度數(shù)據(jù)。

5.2.1 高溫階段

高溫階段出現(xiàn)在7月份,選取2020年7月1日0時(shí)至2020年7月30日17時(shí)的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。7月份頂板測(cè)點(diǎn)的溫度數(shù)據(jù)如圖6所示。

圖6 7月份頂板溫度測(cè)點(diǎn)變化規(guī)律Fig.6 Variation regularity of roof temperature measurement points in July

由圖6可知,頂板測(cè)點(diǎn)受到太陽(yáng)輻射的直接照射測(cè)點(diǎn)溫度起伏較大,曲線飽和程度明顯大于環(huán)境溫度。7號(hào)梁與9號(hào)梁的所有測(cè)點(diǎn)溫度數(shù)據(jù)幾乎一致,12號(hào)梁受護(hù)欄的影響頂板測(cè)點(diǎn)的最高溫度低于7號(hào)梁與9號(hào)梁。除峰值出現(xiàn)時(shí)間外,頂板所有測(cè)點(diǎn)的溫度上升及下降與環(huán)境溫度基本一致,說(shuō)明混凝土內(nèi)部溫度受環(huán)境溫度影響較大。

5.2.2 低溫階段

由于冬季輻射較弱,頂板溫度受環(huán)境溫度影響較大,曲線走勢(shì)、起伏與飽和程度較為接近環(huán)境溫度值。頂板測(cè)點(diǎn)的溫度峰值僅滯后于環(huán)境溫度1 h左右,最低溫出現(xiàn)時(shí)間略提前于環(huán)境溫度,大約為2～4 h。7號(hào)梁與9號(hào)梁的頂板測(cè)點(diǎn)溫度大體一致,12號(hào)梁的頂板溫度受護(hù)欄影響,從內(nèi)向外不斷下降,規(guī)律與夏季基本一致。

5.3 有限元建模與數(shù)據(jù)對(duì)比

5.3.1 邊界條件的模擬

選擇在MIDAS-FEA中適用于二維穩(wěn)態(tài)及瞬態(tài)分析的二維平面應(yīng)變單元,建立梁截面溫度場(chǎng)模型,每個(gè)節(jié)點(diǎn)設(shè)置1個(gè)溫度自由度,每0.5 h為1個(gè)時(shí)間 分析步。有限元網(wǎng)格尺寸設(shè)定為20 mm,全模型共有17 966個(gè)單元和17 959個(gè)節(jié)點(diǎn)。

5.3.2 熱工參數(shù)取值

所用材料為瀝青和水泥混凝土,二者的熱工參數(shù)取值如表4所示。

5.3.3 初始溫度取值方法

有限元的溫度場(chǎng)模擬是一個(gè)不斷迭代計(jì)算的過(guò)程,需要施加一個(gè)迭代初值,即初始溫度。不同的初始溫度取值對(duì)前幾天的溫度計(jì)算結(jié)果影響較大,故許多學(xué)者采用循環(huán)計(jì)算的方式消除初始溫度帶來(lái)的影響。觀察實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn),第1 d 0∶00時(shí)的主梁各測(cè)點(diǎn)溫度分布較為平均,取其均值作為有限元溫度場(chǎng)計(jì)算的初始溫度。

5.3.4 太陽(yáng)輻射數(shù)值模擬

太陽(yáng)輻射分為總輻射、散射輻射及直接輻射,三者之間的數(shù)值關(guān)系為：總輻射=散射輻射+直接輻射。

5.3.5 有限元溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果與精度分析

利用邊界條件等參數(shù)信息進(jìn)行為期一年的溫度計(jì)算。計(jì)算時(shí)間為2019年7月1日—2020年6月30日,提取7號(hào)梁測(cè)點(diǎn)的頂板及底板溫度進(jìn)行對(duì)比,計(jì)算結(jié)果如圖7所示。對(duì)頂板測(cè)點(diǎn)進(jìn)行精度分析,結(jié)果如圖8所示。

圖7 7號(hào)梁計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.7 Comparison between the calculated and measured values of beam No. 7

圖8 7號(hào)板全年溫度測(cè)點(diǎn)分析Fig.8 Analysis of annual temperature measurement points on board 7

由圖可知,有限元總體擬合情況較好,頂板與底板的R2值分別為0.94、0.97,均方根誤差分別為2.56 ℃、1.61 ℃,均在可接受范圍內(nèi)。頂板的極端低溫計(jì)算值為-3.92 ℃,實(shí)測(cè)值為-4.33 ℃,誤差為0.41 ℃;底板的極端低溫計(jì)算值為-4.53 ℃,實(shí)測(cè)值為-1.83 ℃,誤差為2.7 ℃,誤差相對(duì)于上述數(shù)據(jù)而言較大。但總體誤差在可接受范圍內(nèi),故使用上述邊界進(jìn)行全年溫度場(chǎng)模擬是可行的。

將該有限元模型提取主梁數(shù)據(jù)進(jìn)行平均溫度計(jì)算,得到關(guān)中地區(qū)空心板極端高溫為34.3 ℃,極端低溫為-4.2 ℃。我國(guó)現(xiàn)行公路橋規(guī)JTG D60-2015規(guī)定此地為寒冷地區(qū),規(guī)定有效溫度高溫取值34 ℃,低溫取值-10 ℃。從上述計(jì)算中可以看出,該地區(qū)空心板極端高溫取值與規(guī)范規(guī)定幾乎相同,極端低溫取值高于規(guī)范規(guī)定。

6 結(jié)論

延伸橋面板無(wú)縫化改造橋梁與新建延伸橋面板橋類似,可采用有限元軟件的桿系單元建立上部結(jié)構(gòu)有限元模型,通過(guò)建立合理邊界條件考慮引板-土相互作用。

空心板橋改造后靜載試驗(yàn)計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的變化趨勢(shì)及數(shù)值吻合良好,動(dòng)載試驗(yàn)實(shí)測(cè)頻率大于理論值,表明結(jié)構(gòu)受力滿足規(guī)范要求,結(jié)構(gòu)改造方案合理可行。

無(wú)縫橋?qū)τ跍囟让舾?對(duì)結(jié)構(gòu)受力開展長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)并對(duì)空心板的頂板及底板測(cè)點(diǎn)進(jìn)行溫度分析,研究無(wú)縫橋太陽(yáng)輻射數(shù)值模擬,得到頂板與底板的R2值分別為0.94、0.97,均方根誤差分別為2.56 ℃、1.61 ℃,均在可接受范圍內(nèi),有限元總體擬合情況較好。