陳康明，吳慶雄，黃宛昆，陳寶春

(福州大學(xué)　土木工程學(xué)院，福建　福州　350116)

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結(jié)合面底部帶門式鋼筋的鉸接空心板橋受力性能參數(shù)分析

陳康明，吳慶雄，黃宛昆，陳寶春

(福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建福州350116)

為研究結(jié)合面底部帶門式鋼筋的鉸接空心板橋鉸縫受力性能，以帶深鉸縫構(gòu)造的鉸接空心板橋為研究對象，總結(jié)了我國鉸接空心板橋鉸縫構(gòu)造的演變過程，進(jìn)行了一跨8 m跨徑的空心板橋非線性有限元參數(shù)分析，分析了不同鉸縫構(gòu)造參數(shù)下空心板橋鉸縫構(gòu)造的開裂荷載、裂縫分布等破壞模式，討論了現(xiàn)有鉸縫構(gòu)造的改進(jìn)措施。結(jié)果表明：在結(jié)合面底部增設(shè)門式鋼筋，不能明顯地提高鉸縫構(gòu)造的開裂荷載，但可以提高鉸縫構(gòu)造的通縫荷載，延緩空心板與鉸縫結(jié)合面豎向通縫和縱橋向通縫的形成；增大門式構(gòu)造鋼筋直徑對結(jié)合面開裂荷載、通縫荷載和最終的裂縫分布沒有明顯改善；增大混凝土強(qiáng)度對空心板與鉸縫結(jié)合面的改善作用有限；提高空心板與鉸縫結(jié)合面黏結(jié)力可以提高結(jié)合面通縫荷載，并能減小裂縫分布范圍；現(xiàn)有文獻(xiàn)提及的3種鉸縫鋼筋布置形式和增大鋼筋直徑的方法較難從根本上改善結(jié)合面受力性能。

橋梁工程；空心板橋；參數(shù)分析；鉸縫構(gòu)造；門式鋼筋；非線性有限元

0　引言

我國從20世紀(jì)60年代開始使用鉸接空心板橋，鉸接空心板橋在我國中小跨徑橋梁中得到廣泛應(yīng)用。早期建設(shè)的大量空心板橋在投入實際運(yùn)營多年后出現(xiàn)了諸多病害，以鉸縫病害為主，導(dǎo)致橋梁的橫向傳力性能下降，甚至形成“單板受力”[1-2]。針對鉸接空心板橋的鉸縫構(gòu)造病害問題，王渠[3]、陳悅馳[4]等以鉸縫和空心板的結(jié)合面底部未設(shè)置門式鋼筋的鉸接空心板為研究對象，通過試驗和有限元分析得到在車輛荷載作用下最先發(fā)生開裂的部位是空心板與鉸縫結(jié)合面，該部位是鉸接空心板最薄弱的部位；鉸縫開裂先于空心板開裂，鉸縫會出現(xiàn)結(jié)合面豎向通縫和縱橋向通縫。吳慶雄[5]和王峰[6]以鉸縫和空心板的結(jié)合面底部增設(shè)門式鋼筋的鉸接空心板為研究，通過試驗和有限元分析得到，雖然設(shè)置了門式鋼筋，但是鉸縫和空心板的結(jié)合面仍是最薄弱的部位；在空心板與鉸縫結(jié)合面底部布設(shè)門式鋼筋，雖不能明顯提高鉸縫構(gòu)造的開裂荷載，但可以限制結(jié)合面裂縫沿豎向和縱橋向的開展。

已有的研究成果給出了鉸接空心板橋的受力性能和破壞模式，但尚未明確各鉸縫構(gòu)造參數(shù)對受力薄弱的鉸縫構(gòu)造受力性能的影響。因此，本文首先總結(jié)了我國鉸接空心板橋鉸縫構(gòu)造的演變過程，然后以帶深鉸縫構(gòu)造的鉸接空心板橋為研究對象，進(jìn)行鉸縫構(gòu)造的參數(shù)分析，并對現(xiàn)有鉸縫構(gòu)造的改進(jìn)措施進(jìn)行討論，研究結(jié)果可為后期改進(jìn)鉸縫構(gòu)造、提高空心板橋受力性能提供參考和依據(jù)。

1　鉸接空心板橋鉸縫構(gòu)造的演變

隨著我國技術(shù)水平的發(fā)展，公路橋涵設(shè)計規(guī)范的更新和提高，鉸接空心板橋構(gòu)造也在不斷地改進(jìn)[7]。選取在國內(nèi)應(yīng)用時間最長、具代表性的交通部頒布的鉸接空心板標(biāo)準(zhǔn)圖為對象，分為舊標(biāo)準(zhǔn)圖和新標(biāo)準(zhǔn)圖兩種進(jìn)行對比分析。在此，舊標(biāo)準(zhǔn)圖為依據(jù)1985年和1989年交通部頒布的《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》(JTJ 023—85)[8]和《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTJ 021—89)[9]制定的橋涵標(biāo)準(zhǔn)圖[10-11]，新標(biāo)準(zhǔn)圖為依據(jù)2004年交通部頒布的《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60—2004)[12]和《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》(JTG D62—2004)[13]制定的橋涵標(biāo)準(zhǔn)圖[14]。

1.1鉸縫尺寸

鉸縫構(gòu)造沿著板高方向的鉸槽部分深度示意，見圖1。新、舊標(biāo)準(zhǔn)圖中鉸槽深度和鉸槽占板高的比例對比見表1。在舊標(biāo)準(zhǔn)圖中，鉸接鋼筋混凝土空心板橋的鉸縫鉸槽構(gòu)造的深度隨著板高的增加而增加，屬于深鉸縫構(gòu)造范疇；然而預(yù)應(yīng)力混凝土空心板橋的鉸槽構(gòu)造深度隨著板高的增加保持不變。對于新標(biāo)準(zhǔn)圖，由于《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60—2004)[13]第9.2.9條規(guī)定鉸槽的深度宜為預(yù)制板高的2/3，故鉸槽構(gòu)造深度隨著板高的增加而增加，始終大于67%(2/3)。

圖1　鉸槽深度Fig.1　Depth of hinged joint表1　新、舊標(biāo)準(zhǔn)圖鉸槽深度和鉸槽占板高比例對比Tab.1　Comparison between hinge groove depths and its accounted percentages in new and old standard drawings

跨徑/m鉸槽深度/cm占板高比例/%舊標(biāo)準(zhǔn)新標(biāo)準(zhǔn)舊標(biāo)準(zhǔn)新標(biāo)準(zhǔn)629/--83/--834/-30/-85/-71/-1039/4338/4887/8676/801349/43-/5889/72-/8316-/43-/68-/57-/8520-/43-/83-/45-/87

注：/前的數(shù)值為鉸接鋼筋混凝土預(yù)制板橋；/后的數(shù)值為鉸接預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制板橋。

1.2鉸縫鋼筋布置

舊標(biāo)準(zhǔn)圖中鉸縫鋼筋分3類，即預(yù)埋在空心板內(nèi)的頂部連接鋼筋N1(①號鋼筋)、剪刀鋼筋N2(②號鋼筋)和縱向鋼筋N3(③號鋼筋)，見圖2(a)。

新標(biāo)準(zhǔn)圖中的鉸縫鋼筋在空心板與鉸縫結(jié)合面的底部均需增設(shè)如圖2所示的門式鋼筋N4。

圖2　鉸縫鋼筋構(gòu)造Fig.2　Steel rebar structure in hinged joint

1.3鉸縫混凝土強(qiáng)度

舊標(biāo)準(zhǔn)圖中鋼筋混凝土預(yù)制板的鉸縫混凝土強(qiáng)度為30號(C28)，預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制板的鉸縫混凝土強(qiáng)度為40號(C38)；新標(biāo)準(zhǔn)圖中鋼筋混凝土預(yù)制板的鉸縫混凝土強(qiáng)度為C40，預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制板的混凝土強(qiáng)度為C50。

此外，在新標(biāo)準(zhǔn)圖的設(shè)計說明中有提到“鉸縫混凝土可選擇抗裂、抗剪、韌性好的鋼纖維混凝土”，說明在條件允許時可考慮將鋼纖維混凝土應(yīng)用于實際工程中，使鉸縫能更好地滿足實際需求。

2　有限元計算模型

2.1計算對象

本文以新標(biāo)準(zhǔn)圖中8 m鉸接空心板橋為原型，選取5片空心板、4道鉸縫和10 cm厚的橋面鋪裝層組成分析模型。橫斷面布置見圖3。

圖3　有限元分析模型橫斷面布置(單位：cm)Fig.3　Cross-sectional layout of FE model (unit: cm)

空心板采用C30混凝土，鉸縫和橋面鋪裝層采用C40混凝土。鋼筋等級均為HRB335級。

空心板沿縱橋向為等截面，構(gòu)造尺寸如圖4所示。鉸縫構(gòu)造見圖5(a)，構(gòu)造鋼筋分3類，分別為沿縱橋向間距為15 cm的剪刀鋼筋(①號鋼筋)、縱向受力鋼筋(②號鋼筋)和空心板與鉸縫結(jié)合面底部門式鋼筋(③號鋼筋)。此外空心板內(nèi)預(yù)埋頂部連接鋼筋(④號鋼筋)，鋼筋構(gòu)造見圖5(b)。在橋面鋪裝層的中部布置一層10 cm×10 cm的鋼筋網(wǎng)。

圖4　空心板截面(單位：cm)Fig.4　Cross-section of hollow slab (unit: cm)

圖5　鉸縫構(gòu)造(單位：cm)Fig.5　Hinged joint structure (unit: cm)

采用公路-I級標(biāo)準(zhǔn)車輛荷載進(jìn)行加載，根據(jù)最不利原則選取標(biāo)準(zhǔn)車輛較重的后軸進(jìn)行加載。同時將荷載轉(zhuǎn)換為均布荷載，根據(jù)JTG D62—2004[13]的規(guī)定，后軸輪胎著地橫橋向?qū)挾葹?.6 m，縱橋向長度為0.2 m。車輛輪載F沿縱橋向最不利作用位置在跨中處，加載位置見圖6(a);車輛輪載F沿橫橋向?qū)ΨQ布置，加載位置見圖6(b)。

圖6　車輛荷載加載布置(單位：cm)Fig.6　Layouts of vehicle load (unit: cm)

2.2有限元模型

利用ABAQUS通用程序建立有限元模型，全橋有限元模型見圖7(a)、(b)所示。模型采用C3D8單元(八節(jié)點三維線性六面體單元)模擬空心板、鉸縫和橋面鋪裝層，如圖7(c)、(d)所示。由于在空心板和鉸縫處需要針對接觸進(jìn)行模擬，故在空心板靠近鉸縫處的區(qū)域?qū)⒕W(wǎng)格細(xì)化。其中，空心板單元邊長在1～3 cm之間，鉸縫單元邊長在0.5～3 cm之間，鋪裝層單元邊長在3～12 cm之間。采用T3D2單元(三維三節(jié)點桁架單元)建立空心板底部受力主筋和空心板與鉸縫結(jié)合面門式鋼筋。采用Interaction中的Embedded功能將鋼筋嵌入到混凝土實體單元中。

圖7　空心板橋有限元計算模型Fig.7　FE model of hinged hollow slab bridge

采用混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范(GB 50010—2002)[15]中塑性損傷模型模擬混凝土的塑性行為。鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用理想彈塑性模型，彈性模量Es=2.0×105MPa，泊松比μ=0.3，屈服應(yīng)力為335 MPa。

限制模型兩側(cè)布設(shè)板式橡膠支座處空心板的豎向、橫橋向和縱橋向位移，其中豎向抗壓剛度、橫橋向和縱橋向抗剪剛度根據(jù)文獻(xiàn)[16]設(shè)置。

2.3空心板與鉸縫構(gòu)造的結(jié)合面模擬

不考慮空心板頂面和鉸縫頂面與橋面鋪裝層底面間的相對滑移，模型中采用區(qū)域綁定約束Tie連接，使上述各接觸面的平動和轉(zhuǎn)動相互耦合。

空心板與鉸縫的結(jié)合面屬于新、老混凝土結(jié)合面，如圖8所示，新老混凝土黏結(jié)強(qiáng)度可以分為法向軸拉黏結(jié)強(qiáng)度ft和兩個沿著結(jié)合面切向方向的黏結(jié)剪切強(qiáng)度τx，τy。

圖8　結(jié)合面黏結(jié)強(qiáng)度方向Fig.8　Direction of bonding strength on junction surface

法向軸拉黏結(jié)強(qiáng)度采用文獻(xiàn)[17-18]的計算方法，即：選取軸拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值較小的空心板側(cè)混凝土(C30)的軸拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的70%。

(1)

關(guān)于黏結(jié)剪切強(qiáng)度，采用葉見曙等[20]提出的普通混凝土鉸縫抗剪強(qiáng)度計算公式：

(2)

式中fs為鉸縫和空心板混凝土中強(qiáng)度值較小的混凝土軸心抗壓強(qiáng)度值。

根據(jù)材性試驗結(jié)果選取軸心抗壓強(qiáng)度值較低的空心板側(cè)混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度值用于計算，即：τx=τy=0.01×28.9=0.29。

新老混凝土結(jié)合面的黏結(jié)滑移關(guān)系是進(jìn)行有限元模擬的重要依據(jù)，主要包括黏結(jié)滑移曲線的類型、結(jié)合面上兩個方向的剪切強(qiáng)度τx和τy、結(jié)合面法向軸拉強(qiáng)度ft、結(jié)合面黏結(jié)滑移剛度K和最終的滑移值與峰值應(yīng)力對應(yīng)滑移值Su/So。

根據(jù)文獻(xiàn)[19]可以采用雙折線模型來模擬空心板與鉸縫結(jié)合面的黏結(jié)滑移關(guān)系，并通過統(tǒng)計得到關(guān)于空心板與鉸縫結(jié)合面黏結(jié)滑移曲線相關(guān)參數(shù)的取值范圍：結(jié)合面法向軸拉黏結(jié)滑移曲線類型與沿著結(jié)合面表面方向的抗剪黏結(jié)滑移曲線類型相同；空心板與鉸縫結(jié)合面的黏結(jié)滑移剛度K可取5～15 MPa/mm 之間，計算模型中取10 MPa/mm；最終滑移值和峰值應(yīng)力對應(yīng)的滑移值之比可取1.5～3.0，計算模型取2.0。將法向和切向的黏結(jié)滑移曲線見圖9。

圖9　結(jié)合面黏結(jié)滑移曲線Fig.9　Curves of bonding-slip on junction surface

2.4有限元模型的驗證

文獻(xiàn)[6]對本文研究對象進(jìn)行了試驗研究。圖10為模型計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比，包括跨中截面空心板荷載-撓度曲線、最不利的2號鉸縫底部荷載-橫向張開量曲線和結(jié)合面門式鋼筋荷載-應(yīng)變曲線，圖中所示荷載為單個加載點(后文若無特別注釋，荷載值的定義與此相同)，因?qū)ΨQ性，圖10(a)、(c)中僅畫出1～3號板和1、2號鉸縫的曲線。可以看出，有限元計算值與試驗值吻合良好，相同荷載下各空心板跨中撓度誤差小于8.6%，2號鉸縫跨中截面底部橫向張開量誤差小于13.4%，結(jié)合面底部門式鋼筋應(yīng)變誤差小于12.6%。這說明該非線性有限元模型可以用于鉸接空心板橋受力性能的分析。

圖10　有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比Fig.10　Comparison between FE calculated values and experimental values

3　鉸縫構(gòu)造參數(shù)分析

3.1參數(shù)選擇與說明

根據(jù)第1節(jié)的統(tǒng)計結(jié)果可知，新、舊標(biāo)準(zhǔn)圖中鉸接空心板橋在構(gòu)造上有兩個重要區(qū)別之處在于新標(biāo)準(zhǔn)圖中空心板與鉸縫結(jié)合面底部增設(shè)了門式鋼筋，并提高了鉸縫及空心板混凝土強(qiáng)度等級。根據(jù)文獻(xiàn)[5-6]，由于鉸縫與空心板結(jié)合面黏結(jié)力較弱，結(jié)合面是空心板橋最薄弱的位置。因此，本文選取門式構(gòu)造鋼筋、鉸縫混凝土強(qiáng)度等級以及結(jié)合面黏結(jié)力進(jìn)行參數(shù)分析，了解這些鉸縫構(gòu)造參數(shù)對鉸接空心板橋受力性能的影響。

根據(jù)2.2節(jié)對新、舊混凝土結(jié)合面模擬方法的敘述可知，在3個方向的黏結(jié)強(qiáng)度非耦合的情況下，當(dāng)某點處的3個方向中有某個方向的相對位移量超過峰值應(yīng)力所對應(yīng)的位移限值時，即認(rèn)為該處的黏結(jié)發(fā)生失效。從圖9可知，法向和切向的相對位移量限值分別為0.14 mm和0.03 mm。根據(jù)文獻(xiàn)[5-6]分析結(jié)果可知，以豎向滑移量為指標(biāo)時，結(jié)合面處的超限分布范圍最廣，對應(yīng)的開裂荷載最?。桓鶕?jù)圖11中8個結(jié)合面的編號，3#(4#)結(jié)合面先于其他結(jié)合面發(fā)生黏結(jié)失效，且黏結(jié)失效范圍更大。因此，本文選取受力最不利的4#結(jié)合面，以豎向相對滑移量作為結(jié)合面黏結(jié)破壞失效指標(biāo)，分析不同鉸縫構(gòu)造參數(shù)對空心板和鉸縫受力性能和破壞模式的影響。

圖11　結(jié)合面分布Fig.11　Distribution of junction faces

文獻(xiàn)[5]和[6]分別進(jìn)行了3片和5片8 m空心板橋的荷載試驗，結(jié)果對比分析表明，空心板橫橋向片數(shù)會影響分配至各片空心板的試驗荷載，但對鉸縫和空心板的受力性能和在各自極限荷載下破壞模式影響較小。以撓度最大空心板的荷載-撓度曲線和張開量最大鉸縫的荷載-橫向張開量為例，對比見圖12。為明確空心板跨徑的影響，本文根據(jù)第2節(jié)建模方法和加載方式，建立了5片20 m跨徑的空心板橋，并將其計算結(jié)果與文獻(xiàn)[5-6]對比。如圖15所示，跨徑對鉸縫和空心板的受力性能和破壞模式影響也較小。因此，下文僅以文獻(xiàn)[6]中的5片8 m空心板橋為研究對象進(jìn)行參數(shù)分析。

圖12　空心板跨徑與片數(shù)影響Fig.12　Influence of span and transversal number of hollow slab

3.2門式鋼筋

將結(jié)合面開裂荷載(結(jié)合面底部初裂時荷載)、通縫荷載(結(jié)合面裂縫貫穿到截面頂面，形成通縫時荷載)見圖13，結(jié)合面豎向通縫縱向分布長度、結(jié)合面底部裂縫縱向分布長度見圖14。

圖13　不同門式鋼筋直徑下結(jié)合面開裂荷載和通縫荷載Fig.13　Crack loads and full-length crack loads of junction surface with different diameters of gate-type steel rebar

圖14　不同門式鋼筋直徑下結(jié)合面豎向通縫和底部裂縫縱向分布長度Fig.14　Vertical full-length cracks and longitudinal cracks at bottom of junction surface with different diameters of gate-type steel rebar

從圖13和圖14可知，當(dāng)結(jié)合面設(shè)置8 mm門式鋼筋后，相對于無門式鋼筋的空心板：開裂荷載由66 kN增加到69 kN，提高4.5%；通縫荷載由145 kN 提高到199 kN，提高37.2%；結(jié)合面豎向通縫的分布由跨中5 m范圍減小到跨中1.4 m范圍，減小72%；結(jié)合面底部裂縫縱向分布長度由通長8 m 改善到分布長度為5.4 m，減少48.1%。這是由于門式構(gòu)造鋼筋距空心板底面有一定距離，結(jié)合面底部還是空心板橋最薄弱部位，在外荷載作用下，仍然最先開裂。因此，在結(jié)合面增設(shè)門式鋼筋，不能明顯提高鉸縫構(gòu)造的開裂荷載。但是，由于門式鋼筋能有效地連接空心板和鉸縫，改善結(jié)合面受力性能，并承擔(dān)部分彎矩和豎向剪力，使得門式鋼筋可以延緩空心板與鉸縫結(jié)合面豎向通縫和縱橋向通縫的形成。

從圖13和圖14可知，當(dāng)門式鋼筋的直徑由8 mm 增加到16 mm：開裂荷載從69 kN提高至72 kN，提高4.3%；形成通縫荷載從199 kN提高至206 kN，提高3.5%；結(jié)合面豎向通縫的縱橋向分布范圍由1.4 m減小到1.2 m，減少16.7%；結(jié)合面底部縱橋向裂縫分布范圍由5.4 m減小到5.0 m，減少8%。這說明增大門式鋼筋直徑并不能進(jìn)一步改善空心板與鉸縫連接性能。同時，從圖10(c)可以看出，直至空心板破壞，8 mm門式鋼筋還處于彈性階段，增大門式鋼筋直徑并不能承擔(dān)更大荷載。因此，增大結(jié)合面門式鋼筋直徑對結(jié)合面開裂荷載、通縫荷載以及最終的裂縫分布沒有明顯的改善。

圖15為鉸縫跨中截面底部橫向張開量曲線?？梢钥闯觯奢d達(dá)到300 kN時，設(shè)置8 mm門式鋼筋后鉸縫的橫向張開量為不設(shè)置門式鋼筋時的0.55倍。這是由于門式鋼筋能有效地連接空心板和鉸縫，改善結(jié)合面受力性能，延緩空心板與鉸縫結(jié)合面豎向通縫和縱橋向通縫的形成。因此，門式鋼筋可顯著減小鉸縫橫向張開量。

圖15　不同門式鋼筋直徑下跨中鉸縫橫向張開量曲線Fig.15　Transverse opening curves of hinged joint at mid-span with different diameters of steel rebar

從圖15可知，將門式鋼筋的直徑由8 mm增大到12 mm和16 mm，鉸縫橫向張開量分別減小了9%和15%，這說明增大門式鋼筋直徑并不能進(jìn)一步改善空心板與鉸縫連接性能，對減小空心板底部裂縫和結(jié)合面豎向通縫沿縱橋向分布范圍的作用有限。因此，增大門式鋼筋直徑對限制鉸縫橫向張開量作用也有限。

以單位荷載作用于3號板時各板荷載橫向分布系數(shù)為例，門式構(gòu)造鋼筋對荷載橫向分布系數(shù)的影響如圖16所示。當(dāng)結(jié)合面設(shè)置8 mm門式鋼筋后，相對于無門式鋼筋的空心板，3號板荷載橫向分布系數(shù)由0.240減小至0.226；當(dāng)門式構(gòu)造鋼筋直徑由8 mm 增大至16 mm時，3號板荷載橫向分布系數(shù)僅由0.226減小至0.219。因此，增設(shè)門式構(gòu)造鋼筋可增強(qiáng)空心板間協(xié)同承載，但增大門式鋼筋直徑對改善空心板間協(xié)同承載的作用不大。

圖16　不同門式鋼筋直徑下荷載橫向分布系數(shù)Fig.16　Load transversal distribution factors with different diameters of gate-type steel rebar

3.3鉸縫混凝土強(qiáng)度等級

根據(jù)前面的統(tǒng)計結(jié)果可知，新標(biāo)準(zhǔn)圖中空心板和鉸縫的混凝土材料范圍為C30至C50混凝土?，F(xiàn)將空心板與鉸縫的混凝土取為C30，C40和C50，各項材料的強(qiáng)度、彈性模量按(JTG D62—2004)[12]的相關(guān)條文進(jìn)行取值。將各個強(qiáng)度等級下結(jié)合面黏結(jié)滑移關(guān)系見圖17～圖19。

圖17　C30混凝土黏結(jié)滑移關(guān)系曲線Fig.17　Curves of bonding-slip of C30 concrete

圖18　C40混凝土黏結(jié)滑移關(guān)系曲線Fig.18　Curves of bonding-slip of C40 concrete

圖19　C50混凝土黏結(jié)滑移關(guān)系曲線Fig.19　Curves of bonding-slip of C50 concrete

圖20　不同混凝土強(qiáng)度下結(jié)合面開裂荷載和通縫荷載Fig.20　Crack loads and full-length crack loads of junction surface with different concrete strengths

圖20和圖21為不同混凝土強(qiáng)度下鉸縫的開裂荷載、通縫荷載和裂縫分布。圖22為不同混凝土強(qiáng)度下1號鉸縫底部跨中處橫向張開量曲線?？梢钥闯?，當(dāng)混凝土強(qiáng)度等級從C30提高到C50時，結(jié)合面開裂荷載僅從69 kN提高至72 kN，提高7.2%；通縫荷載僅從199 kN提高至216 kN，提高8.5%；空心板與鉸縫結(jié)合面豎向通縫沿縱橋向分布范圍減小7.7%；結(jié)合面底部裂縫沿縱向分布范圍減小10.2%；鉸縫橫向張開量減小10.5%。由于空心板與鉸縫結(jié)合面是空心板橋最薄弱部位，在外荷載作用下，結(jié)合面先于鉸縫和空心板開裂，然而提高混凝土強(qiáng)度對結(jié)合面黏結(jié)強(qiáng)度影響較小。因此，提高鉸縫混凝土強(qiáng)度，對結(jié)合面開裂荷載、通縫荷載無明顯改善，對結(jié)合面豎向通縫和結(jié)合面底部裂縫縱向分布、限制鉸縫橫向張開所起的作用較為有限。

圖21　不同混凝土強(qiáng)度下豎向通縫和底部裂縫分布長度Fig.21　Lengths of vertical full-length crack and crack at bottom of junction surface with different concrete strengths

圖22　不同混凝土強(qiáng)度下跨中鉸縫橫向張開量曲線Fig.22　Curves of transverse opening of hinged joint at mid-span with different concrete strengths

3.4空心板與鉸縫結(jié)合面黏結(jié)力

結(jié)合面黏結(jié)力與結(jié)合面的粗糙程度等因素密切相關(guān)，本文通過調(diào)整黏結(jié)滑移剛度K來改變結(jié)合面黏結(jié)力的大小。根據(jù)前面的敘述可知，黏結(jié)滑移剛度K的取值范圍為5～15 MPa/mm，現(xiàn)考慮K取5，10 MPa/mm和15 MPa/mm 3個數(shù)值，數(shù)值越大說明結(jié)合面黏結(jié)力越大。圖23和圖24為黏結(jié)滑移剛度為5 MPa/mm和15 MPa/mm的結(jié)合面黏結(jié)滑移曲線。

圖23　黏結(jié)滑移剛度5 MPa/mm的黏結(jié)滑移曲線Fig.23　Bonding-slip curves with bonding-slip stiffness of 5 MPa/mm

圖24　黏結(jié)滑移剛度15 MPa/mm的黏結(jié)滑移曲線Fig.24　Bonding-slip curves with bonding-slip stiffness of 15 MPa/mm

圖25和圖26表示了不同結(jié)合面黏結(jié)力下鉸縫的開裂荷載、通縫荷載和裂縫分布。當(dāng)黏結(jié)滑移剛度從5 MPa/mm增大到15 MPa/mm時，結(jié)合面開裂荷載從73 kN僅提高至76 kN，提高4.1%；結(jié)合面底部裂縫縱向分布長度從5.8 m僅減少至5.3 m，減小9.4%。這是由于即使提高鉸縫與空心板結(jié)合面黏結(jié)力，結(jié)合面還是空心板橋最薄弱位置，在外荷載作用下，結(jié)合面仍然會先于空心板開裂。

圖25　不同黏結(jié)滑移剛度下結(jié)合面開裂荷載和通縫荷載Fig.25　Crack loads and full-length crack loads of junction surface with different bonding-slip stiffnesses

圖26　不同黏結(jié)滑移剛度下結(jié)合面豎向通縫和底部裂縫縱向分布長度Fig.26　Longitudinal lengths of vertical full-length crack and crack at bottom of junction surface with different bonding-slip stiffnesses

從圖25和圖26可以看出，當(dāng)黏結(jié)滑移剛度從5 MPa/mm 增大到15 MPa/mm時，通縫荷載從184 kN 提高至212 kN，提高15.2%；結(jié)合面豎向通縫縱向分布范圍從1.6 m減少至1.3 m，減小23%。這說明雖然提高結(jié)合面黏結(jié)力對提高鉸縫開裂荷載減少底部裂縫縱向分布長度有限，但提高結(jié)合面黏結(jié)力可有效延緩裂縫開展。

因此，提高空心板與鉸縫結(jié)合面黏結(jié)力，不能明顯提高結(jié)合面開裂荷載，但可以提高結(jié)合面通縫荷載，并能減小結(jié)合面底部裂縫和豎向通縫縱向分布范圍。

圖27為鉸縫跨中截面底部橫向張開量曲線?？梢钥闯?，當(dāng)黏結(jié)滑移剛度從5 MPa/mm增大到15 MPa/mm 時，鉸縫橫向張開量減少13.3%。由于提高空心板與鉸縫結(jié)合面黏結(jié)力能有效延緩裂縫開展，減小通縫縱向分布范圍，因此，該措施對限制鉸縫橫向張開也有一定的作用。

圖27　不同黏結(jié)滑移剛度下鉸縫跨中截面橫向張開量曲線Fig.27　Curves of transverse opening at mid-span section of junction surface with different bonding-slip stiffnesses

4　對現(xiàn)有鉸縫構(gòu)造改進(jìn)措施的討論

4.1結(jié)合面構(gòu)造鋼筋

文獻(xiàn)[20-22]提及了幾種新型鉸縫鋼筋，見圖28。圖28(a)和(b)所示結(jié)合面構(gòu)造鋼筋類似于標(biāo)準(zhǔn)圖中的門式構(gòu)造鋼筋，主要改變了空心板與現(xiàn)澆鉸縫之間的錨固方式，包括構(gòu)造鋼筋角度、增設(shè)端部彎鉤等。圖28(c)是將構(gòu)造鋼筋延伸至相鄰空心板頂部，以增加空心板、鉸縫和橋面鋪裝的整體性。

圖28　結(jié)合面構(gòu)造鋼筋Fig.28　Structural rebar at junction surface

結(jié)合3.1節(jié)的參數(shù)分析可知，由于空心板與鉸縫結(jié)合面是空心板橋最薄弱位置，在外荷載作用下，結(jié)合面最先開裂破壞。因此，與門式構(gòu)造鋼筋相比，這3類鉸縫鋼筋僅改變空心板與鉸縫連接方式的措施，對改善結(jié)合面受力性能有限，無法提高空心板與鉸縫結(jié)合面的開裂荷載和形成豎向通縫的荷載，也無法改善結(jié)合面裂縫分布。

此外，結(jié)合3.2節(jié)的參數(shù)分析可知，增加結(jié)合面鋼筋直徑對結(jié)合面開裂荷載和通縫荷載無明顯影響，對結(jié)合面裂縫分布所起的限制作用較為有限，因此，在實際應(yīng)用中沒有必要加大結(jié)合面門式構(gòu)造鋼筋的直徑。

4.2鉸縫內(nèi)填材料

目前在國外填充剪力鍵最常用的材料為高強(qiáng)砂漿[23]，如果將高強(qiáng)砂漿應(yīng)用在我國鉸接空心板橋鉸縫內(nèi)填材料中，這類材料具有流動性好和現(xiàn)場施工工藝簡便的特點[24]，可以解決空心板橋現(xiàn)場施工中鉸縫混凝土由于鋼筋密集難以振搗的缺陷，還具有與鋼筋協(xié)同工作性能良好、耐久性良好的優(yōu)點。同時，高強(qiáng)砂漿1 d抗壓強(qiáng)度可達(dá)20 MPa，28 d抗壓強(qiáng)度可大于60 MPa[24]。

根據(jù)3.3節(jié)的參數(shù)分析可知，如果僅僅是材料強(qiáng)度的提高，對整體結(jié)構(gòu)最為薄弱的空心板與鉸縫結(jié)合面的開裂荷載和通縫荷載無明顯改善，對限制結(jié)合面豎向通縫和結(jié)合面底部裂縫沿縱向分布范圍所起的作用較為有限。由于目前對高強(qiáng)砂漿與混凝土結(jié)合面的黏結(jié)滑移關(guān)系還未有深入的研究，因此需要先進(jìn)行這方面的相關(guān)內(nèi)容后方可進(jìn)一步考慮高強(qiáng)砂漿在鉸縫內(nèi)填材料中的應(yīng)用。

5　結(jié)論

由于空心板跨徑和橫橋向片數(shù)對鉸縫與空心板受力性能及在各自極限荷載下的破壞模式影響較小，因此，本文以5片8 m跨徑的帶深鉸縫構(gòu)造的鉸接空心板橋為研究對象，分析了不同鉸縫構(gòu)造參數(shù)對空心板橋鉸縫和空心板破壞模式的影響，研究結(jié)論適用于各種跨徑的鉸接空心板橋。

(1)新標(biāo)準(zhǔn)圖在空心板與鉸縫結(jié)合面之間增設(shè)了8 mm門式鋼筋，空心板與鉸縫結(jié)合面開裂荷載僅提高4.5%，但是，結(jié)合面通縫荷載提高37.2%，結(jié)合面豎向通縫縱向分布范圍減小72%，結(jié)合面底部通長裂縫減少48.1%。這說明在結(jié)合面底部增設(shè)門式鋼筋，不能明顯提高鉸縫構(gòu)造的開裂荷載，但可以提高鉸縫構(gòu)造的通縫荷載，延緩空心板與鉸縫結(jié)合面豎向通縫和縱橋向通縫的形成。

(2)當(dāng)空心板與鉸縫結(jié)合面門式鋼筋的直徑由8 mm增大至16 mm，空心板與鉸縫結(jié)合面開裂荷載提高4.3%，通縫荷載提高3.5%，結(jié)合面豎向通縫縱向分布范圍減少16.7%，結(jié)合面底部裂縫縱向分布范圍減少8%。這說明增大空心板與鉸縫結(jié)合面構(gòu)造鋼筋直徑對結(jié)合面開裂荷載、通縫荷載和最終的裂縫分布沒有明顯改善。

(3)隨混凝土強(qiáng)度由C30提高至C50，空心板與鉸縫結(jié)合面開裂荷載提高了7.2%，形成通縫的荷載提高了8.5%，結(jié)合面豎向通縫沿縱橋向分布范圍減小了7.7%，結(jié)合面底部裂縫分布減小10.2%。這說明增大混凝土強(qiáng)度對空心板與鉸縫結(jié)合面的改善作用有限。

(4)隨結(jié)合面黏結(jié)滑移剛度由5 MPa/mm提高至15 MPa/mm時，空心板與鉸縫結(jié)合面開裂荷載提高4.1%，通縫荷載提高15.2%，結(jié)合面豎向通縫縱向分布范圍減小23%，結(jié)合面底部裂縫縱向分布范圍減小9.4%。這說明提高空心板與鉸縫結(jié)合面黏結(jié)力可提高結(jié)合面通縫荷載，并能減小裂縫分布范圍。

(5)現(xiàn)有文獻(xiàn)提及的3種鉸縫鋼筋布置形式和增大鋼筋直徑的方法較難從根本上改善結(jié)合面受力性能。

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Parameter Analysis on Mechanical Property of Hinged Hollow Slab Bridge with Gate-type Steel Bars at Bottom of Junction Surface

CHEN Kang-ming, WU Qing-xiong, HUANG Wan-kun, CHEN Bao-chun

(School of Civil Engineering, Fuzhou University, Fuzhou Fujian 350116, China)

In order to study the mechanical performance of hinged joint in hinged hollow slab bridge with gate-type steel rebar, taking the hinged hollow slab bridge with full-depth hinged joint structure as study object, the evolution of hinged joint structure in Chinese hinged hollow slab bridges is summarized, and the parameter analysis for a hollow slab bridge with a span of 8 m is conducted by nonlinear finite element method. The failure mode of the hinged joint structure with different parameters, including crack load and distribution of cracks, is studied, and the improving countermeasures of existing hinged joint structures are also discussed. The result shows that (1) adopting gate-type steel rebar at the bottom of junction surface cannot obviously improve the crack load of hinged joint, but it can delay the occurring of the full-length cracks of junction surface between hollow slab and hinged joint as mell as the longitudinal full-length cracks; (2) increasing the diameter of gate-type steel rebar cannot obviously improve the crack load of junction surface and the load of full-length crack and the final distribution of cracks; (3) enhancement of concrete strength cannot obviously improve the mechanical property of the junction surface;(4) the enhancement of the bound strength of the junction surface can improve the full-length crack load of the junction surface and reduce the distribution of cracks; (5) 3 layouts of the reinforcement in hinged joint and increasing diameter of steel rebar proposed in the existing references would not fundamentally improve the mechanical property of junction surface.

bridge engineering; hinged hollow slab bridge; parameter analysis; hinged joint structure; gate-type steel bar; nonlinear finite element

2015-11-06

教育部新世紀(jì)優(yōu)秀人才支持計劃項目(NCET-13-0737)；河北省交通運(yùn)輸廳2011年度科技計劃項目(Y-2011023)

陳康明(1985-)，男，福建霞浦人，博士，助理研究員.(chen-kang-ming@163.com)

U443.3

A

1002-0268(2016)08-0065-11

doi:10.3969/j.issn.1002-0268.2016.08.011