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        設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)大跨徑PC箱梁橋底板抗裂性能影響的試驗(yàn)研究與分析

        2014-12-25 09:18:08張?zhí)旄?/span>
        交通運(yùn)輸研究 2014年17期
        關(guān)鍵詞:鋼束跨徑箱梁

        張?zhí)旄?/p>

        (義烏市交通設(shè)計(jì)有限公司,浙江 義烏322000)

        0 引言

        箱形截面具有良好的結(jié)構(gòu)性能,是城市立交、跨越大江大河及峽谷的首選橋型之一,但隨著其結(jié)構(gòu)進(jìn)一步向大跨、寬箱和薄壁的方向發(fā)展,一直伴隨其發(fā)展的裂縫問題也更加凸顯出來。近幾年來,不少大跨徑PC 箱梁橋在施工底板合龍鋼束時(shí)或在底板合龍鋼束張拉完畢后壓漿之前的一段時(shí)間內(nèi)出現(xiàn)底板開裂甚至底板崩裂的嚴(yán)重事故,這嚴(yán)重影響了此類橋型的推廣和應(yīng)用。研究表明,箱梁底板寬度設(shè)計(jì)不當(dāng)是引起結(jié)構(gòu)開裂的重要原因之一[1-6]。本文將通過大比例模型試驗(yàn)對(duì)底板寬度變化對(duì)大跨徑PC 箱梁橋底板抗裂性能的影響因子進(jìn)行研究與分析,并將模型試驗(yàn)結(jié)果與典型背景工程的底板寬度參數(shù)化分析結(jié)果進(jìn)行比較,以此對(duì)設(shè)計(jì)此類結(jié)構(gòu)時(shí)箱梁底板寬度的擬定提出一個(gè)明確的規(guī)定。

        1 模型試驗(yàn)

        1.1 模型設(shè)計(jì)

        根據(jù)筆者對(duì)國內(nèi)65 座主跨為150m 的大跨徑PC 梁橋的頂?shù)装鍖挾葏?shù)分析可知(結(jié)果如表1、表2 所示)[7]:此類結(jié)構(gòu)頂板寬度主要集中在12~17m 之間(約占79.69%);底板寬度主要在6~9m之間(約占80.95%)。在綜合多座中跨合龍段發(fā)生底板崩裂事故的橋梁結(jié)構(gòu)構(gòu)造參數(shù)的基礎(chǔ)上[7],設(shè)計(jì)底板寬7~9m、頂板寬16m的結(jié)構(gòu)作為本文試驗(yàn)研究的對(duì)象,其標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖1所示。

        表1 65座橋梁頂板寬度統(tǒng)計(jì)表

        表2 65座橋梁底板寬度統(tǒng)計(jì)表

        圖1 典型背景工程跨中斷面(單位:cm)

        按照1∶3.5的比例制作了大跨徑PC箱梁橋中跨合龍段臨近區(qū)域的試驗(yàn)?zāi)P?,模型總長4.5m,寬度分別為2.0m、2.3m 和2.6m 三種,對(duì)應(yīng)典型背景工程箱梁底板寬度分別為7m、8m和9m。在U形槽模型的兩端設(shè)置25cm 厚的橫隔板以限制U 形槽的開口效應(yīng),模型截面尺寸和截面配筋如圖2~圖5所示。

        圖2 模型平面布置圖(單位:cm)

        圖3 1/2全橋有限元模型圖(單位:cm)

        圖4 1/2鋼束立面布置圖(單位:cm)

        圖5 模型跨中斷面尺寸及配筋(單位:cm)

        1.2 測(cè)點(diǎn)設(shè)計(jì)

        根據(jù)研究可知,大跨徑PC 箱梁主跨跨中合龍段及鄰近梁段底板高開孔區(qū)域的抗裂性能最差。在本模型試驗(yàn)中,在跨中截面及距離跨中截面30cm 位置的結(jié)構(gòu)表面布置混凝土應(yīng)變計(jì)測(cè)量混凝土表面應(yīng)變,如圖6、圖7 所示;在相同的斷面的橫向、縱向及豎向鋼筋上預(yù)埋弦式應(yīng)力計(jì)測(cè)量鋼筋應(yīng)力變化,鋼筋應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置如圖8、圖9所示。

        圖6 底板混凝土測(cè)點(diǎn)斷面布置圖(單位:cm)

        圖7 底板底面應(yīng)變片平面布置圖(單位:cm)

        圖8 標(biāo)準(zhǔn)斷面鋼筋應(yīng)變片立面布置圖(單位:cm)

        圖9 2.0m寬模型鋼筋應(yīng)變片平面布置圖(單位:cm)

        采用圖10 所示加載方式逐步施加荷載,最大試驗(yàn)荷載為500kN,每一個(gè)階段荷載張拉完畢,按規(guī)定時(shí)間間隔測(cè)試應(yīng)力應(yīng)變并觀察底板裂縫發(fā)展?fàn)顩r,整個(gè)試驗(yàn)在2010年10月至11月間完成。圖11 為張拉位置示意圖。試驗(yàn)完成后模型開裂如圖12、圖13所示。

        圖10 試驗(yàn)加載

        圖11 張拉位置示意圖

        圖12 底板開裂勾筋拉直

        圖13 底板開裂

        2 有限元分析

        2.1 有限元模型

        有限元離散時(shí)結(jié)構(gòu)完全按照實(shí)際的結(jié)構(gòu)尺寸模擬,齒塊、橫隔梁等均根據(jù)其實(shí)際尺寸進(jìn)行模擬,但不考慮錨具等的模擬(錨具位置將出現(xiàn)應(yīng)力突變,實(shí)際計(jì)算中不考慮該部位的應(yīng)力數(shù)值)。結(jié)構(gòu)中的縱向、橫向即豎向預(yù)應(yīng)力筋則通過輸入實(shí)體單元內(nèi)的鋼筋元來模擬,中跨底板合龍鋼束則通過建立縱向桁架單元模擬,鋼束與混凝土兩種不同類型單元之間建立約束方程。為了減少建模時(shí)局部桁架單元與混凝土之間的應(yīng)力突變,實(shí)際建模時(shí)盡可能地模擬底板合龍鋼束的實(shí)際線形。典型背景工程單元離散如圖14、圖15所示。

        圖14 1/2全橋有限元模型

        圖15 中跨段箱梁網(wǎng)格單元

        2.2 有限元分析

        隨著底板寬度由7m增加到9m,雖然底板最大的橫向拉應(yīng)力變化不明顯,如底板上緣最大橫向應(yīng)力分別為4.104MPa(7.0m)、3.678MPa(8.0m)和3.519MPa(9.0m),但底板中間上下緣的應(yīng)力卻發(fā)生了明顯的改變。不同板寬情況下,底板中間上緣的橫向應(yīng)力分別為0.29MPa(7.0m),0.74MPa(8.0m)和0.99MPa(9.0m)。以8.0m 底板為基準(zhǔn),則7.0m 的底板橫向應(yīng)力削減61%,9.0m 的底板橫向應(yīng)力增量為34%。具體如圖16所示。

        圖16 跨中底板上緣橫向應(yīng)力

        3 試驗(yàn)結(jié)果分析

        對(duì)底板寬度試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果進(jìn)行比較分析時(shí),對(duì)2.6m 板寬模型僅取到其錨后破壞前的400kN這一工況,其余兩個(gè)模型則取到底板崩裂的荷載工況。

        3.1 混凝土應(yīng)變測(cè)試結(jié)果分析

        圖17 為底板中間上緣的橫向應(yīng)力,在張拉荷載為400kN 時(shí),其對(duì)應(yīng)的最大橫向拉應(yīng)力分別為1.62MPa (2.0m)、 3.55MPa (2.3m) 和4.49MPa(2.6m)。以2.3m 板的應(yīng)力結(jié)果為基準(zhǔn),2.0m 寬的底板模型其底板橫向應(yīng)力削減54%,2.6m 寬的底板其橫向應(yīng)力增加26.5%。

        圖17 底板中間上緣橫向應(yīng)力圖

        圖18 為底板中間上緣縱向應(yīng)力圖,在荷載工況F=400kN時(shí),其對(duì)應(yīng)的縱向應(yīng)力分別為-5.70MPa(2.0m)、-5.18MPa (2.3m) 和-4.5MPa (2.6m);相應(yīng)的以2.3m 板的應(yīng)力成果為基準(zhǔn),底板寬2.0m模型底板縱向應(yīng)力增量為10%,2.6m 模型底板縱向應(yīng)力削減13%。

        圖18 底板中間上緣縱向應(yīng)力圖

        將試驗(yàn)結(jié)果與設(shè)計(jì)的背景工程有限元參數(shù)分析結(jié)果進(jìn)行比較可知,雖然兩者的應(yīng)力值相差較大,但應(yīng)力的發(fā)展趨勢(shì)基本吻合,這表明底板每

        削減一個(gè)單位的寬度對(duì)底板抗裂性能的影響明顯大于增加一個(gè)單位寬度的影響。

        3.2 鋼筋應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

        外側(cè)張拉鋼束上下緣縱向鋼筋跨中測(cè)點(diǎn)在不同張拉工況下的應(yīng)力變化曲線如圖19和圖20所示(ZJS—01 為外側(cè)張拉鋼束上緣外側(cè)縱向鋼筋,ZJX—01 為外側(cè)張拉鋼束下緣外側(cè)縱向鋼筋)??梢婋S著張拉荷載的逐步增加,縱向鋼筋的應(yīng)力逐步增大,三種不同寬度模型中的縱向鋼筋的應(yīng)力發(fā)展趨勢(shì)基本吻合。

        圖19 縱向鋼筋ZJS-01應(yīng)力圖

        圖20 縱向鋼筋ZJX-01應(yīng)力圖

        圖21~圖24 為跨中斷面位置上側(cè)橫向鋼筋開裂側(cè)三個(gè)測(cè)點(diǎn)隨著荷載工況增加其的應(yīng)力發(fā)展曲線圖。圖22 為跨中斷面下側(cè)橫向鋼筋最外側(cè)一個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力曲線圖。由圖可知,隨著荷載的增大,不同板寬條件下底板上、下層橫向鋼筋在相應(yīng)位置的應(yīng)力值有較明顯的不同,且隨著板寬的增加各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力值也相應(yīng)增加。由圖22、圖23可知,在整個(gè)試驗(yàn)過程中,雖然最后底板發(fā)生崩裂破壞,但縱向鋼筋的應(yīng)力并不受底板崩裂破壞的影響,其應(yīng)力發(fā)展歷程基本平穩(wěn)。

        圖21 鋼筋HS-01應(yīng)力圖

        圖22 鋼筋HS-02應(yīng)力圖

        圖23 鋼筋HS-03應(yīng)力圖

        圖24 鋼筋HX-01應(yīng)力圖

        圖25 是三種不同板寬工況下底板開裂一側(cè)的最外側(cè)的豎向鋼筋的實(shí)測(cè)應(yīng)力值比較曲線圖。由圖25 可知,其應(yīng)力發(fā)展歷程與底板鋼束施加荷載的工況過程相吻合,其應(yīng)力值在工況14(底板鋼束張拉力為450kN)時(shí)有一個(gè)突變,這表明在此階段底板混凝土出現(xiàn)了微裂縫或者開裂,導(dǎo)致原本由混凝土承擔(dān)的荷載轉(zhuǎn)而由勾筋部分或全部承擔(dān)。但在此階段底板并未發(fā)生崩裂,這表明勾筋的存在能減緩底板崩裂的發(fā)生,有利于改善底板受力性能。

        圖25 豎向鋼筋GJZ-01應(yīng)力圖

        圖26 是三種板寬工況下底板中間豎向鋼筋的實(shí)測(cè)應(yīng)力值比較曲線圖。由圖26 可知,其應(yīng)力值隨著底板寬度的增加和底板縱向鋼束張拉力的逐步增大而增大,且基本保持一定增幅的穩(wěn)定增長,但其應(yīng)力值較小且不存在如外側(cè)勾筋一樣的應(yīng)力突變,這說明中間非開孔底板區(qū)域的勾筋的應(yīng)力受底板局部開裂的影響很小。

        圖26 豎向鋼筋GJZ-05應(yīng)力圖

        4 結(jié)論

        綜合大跨徑PC 箱梁橋不同底板寬度的有限元參數(shù)分析結(jié)果和本次試驗(yàn)研究的結(jié)果,可得到如下主要結(jié)論。

        (1)底板寬度對(duì)底板抗裂性能的影響主要體現(xiàn)在對(duì)底板橫向應(yīng)力的影響上,而對(duì)縱向應(yīng)力的影響較小。

        (2)開孔區(qū)域豎向鋼筋對(duì)底板開裂反應(yīng)靈敏,但非開孔區(qū)域的豎向鋼筋基本不受底板開裂的影響且數(shù)值較小,所以非開孔區(qū)域的豎向鋼筋設(shè)計(jì)時(shí)可以僅按照一般的構(gòu)造要求擬定。

        (3)豎向鋼筋應(yīng)力發(fā)生突變后結(jié)構(gòu)并未發(fā)生崩裂,這表明豎向鋼筋的存在對(duì)限制底板的開裂破壞有一定的作用。但對(duì)底板開裂破壞后對(duì)應(yīng)位置的豎向鋼筋的應(yīng)力值進(jìn)行檢查后發(fā)現(xiàn),該值并未達(dá)到屈服強(qiáng)度,且實(shí)際豎向鋼筋也并未拉斷破壞而是彎勾拉直。所以,在對(duì)箱梁開孔區(qū)域的底板進(jìn)行防崩設(shè)計(jì)時(shí),單從增加豎向鋼筋受力的角度出發(fā)無法滿足結(jié)構(gòu)抗崩的需要,也是不現(xiàn)實(shí)的。

        (4)底板寬度每降低一個(gè)單位長度對(duì)底板抗裂性能的影響明顯比增加一個(gè)單位長度對(duì)底板抗裂性能的影響要大,所以底板寬度宜盡量選擇在0.45~0.55倍頂板寬度的區(qū)間。

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