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        預(yù)應(yīng)力連續(xù)箱梁橋開裂狀態(tài)彎矩重分布試驗研究

        2017-12-19 07:28:07李克忠
        城市道橋與防洪 2017年11期
        關(guān)鍵詞:箱梁模型

        李克忠

        (湖南大學(xué)設(shè)計研究院有限公司,湖南長沙410082)

        預(yù)應(yīng)力連續(xù)箱梁橋開裂狀態(tài)彎矩重分布試驗研究

        李克忠

        (湖南大學(xué)設(shè)計研究院有限公司,湖南長沙410082)

        對連續(xù)梁的內(nèi)力重分布的研究,可以幫助更好地分析連續(xù)梁的受力性能,而目前國內(nèi)外對此主要是針對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),對預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)尚少有研究。該試驗以一個1:4的三跨預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁模型為基礎(chǔ),以彎矩調(diào)幅系數(shù)、邊支座反力與中支座反力的比值(邊/中)為基本參數(shù),通過體外預(yù)應(yīng)力加固前后的對比試驗,對連續(xù)梁橋彎矩重分布規(guī)律進行了研究。試驗結(jié)果表明:加固后結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分布較加固前稍大;加載至部分鋼筋屈服時,加固前后各跨中最大彎矩調(diào)幅系數(shù)在-8.34%~-12.62%之間;兩墩頂負彎矩區(qū)段的最大調(diào)幅系數(shù)在19.44%~29.59%之間,邊/中由初始的32.1%降至28.38%~27.59%。

        預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁;調(diào)幅系數(shù);內(nèi)力重分布;體外預(yù)應(yīng)力加固;模型試驗

        0 引言

        箱形截面具有良好的結(jié)構(gòu)性能,在現(xiàn)代橋梁建設(shè)中得到廣泛應(yīng)用。近幾年來對現(xiàn)役箱梁進行的調(diào)查發(fā)現(xiàn),不少預(yù)應(yīng)力箱梁包括一些全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件存在嚴(yán)重的橫向裂縫,這直接危及橋梁結(jié)構(gòu)的安全性。在開裂狀態(tài)下,預(yù)應(yīng)力箱梁的受力狀態(tài)如何,各部位之間由于剛度的變化內(nèi)力如何重分布,目前國內(nèi)外尚少有研究。對連續(xù)梁的內(nèi)力重分布的研究,可以幫助更好地分析連續(xù)梁的受力性能、連續(xù)梁裂縫和變形規(guī)律,對橋梁的養(yǎng)護工作提出有益的建議。同時在連續(xù)梁的設(shè)計中,根據(jù)內(nèi)力重分布的規(guī)律,可用于指導(dǎo)鋼筋疏密調(diào)整,以充分發(fā)揮材料的強度,指導(dǎo)設(shè)計[1-5]。

        1 模型試驗概況

        1.1 模型概況[6]

        按1:4的比例制作了單箱單室3跨連續(xù)箱梁試驗?zāi)P?,模型截面尺寸及配筋見圖1、圖2。模型總長3×8.16 m+2×0.2=24.88 m,頂板寬3 m,底板寬1.35 m,兩端及中間支座位置設(shè)置橫隔板,模型平面見圖3。橫斷面為等截面單箱單室混凝土箱梁,混凝土強度等級為C40。箱梁模型非預(yù)應(yīng)力筋采用H RB235級鋼筋。共配置48根φs15.24的預(yù)應(yīng)力筋束,其中26根體內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋,20根體外預(yù)應(yīng)力筋,臨時索(JL)2根。采用后張法對預(yù)應(yīng)力筋進行張拉,張拉控制噸位為195 kN/根。

        圖1 模型截面尺寸及配筋(單位:cm)

        圖2 模型預(yù)應(yīng)力筋布置圖(單位:cm)

        圖3 箱梁模型平面(單位:cm)

        試驗采用500 kN級球冠型橋梁專用橡膠支座,其中中跨3-1#支座為固定支座,其余均為滑移支座。在各支座位置布置千分表分別測量其水平位移和豎向壓縮量。在支座上安裝弦式力傳感器測試支座反力變化,實時測量每級荷載作用下支座反力的變化和其壓縮量,見圖4。

        圖4 模型支座布置圖

        1.2 加載方式及工況

        二期恒載和補重以均布荷載的形式施加,汽車荷載以等效集中荷載模擬。集中荷載采用油壓千斤頂施加,每個千斤頂連接一個電子稱,精確測試加載的荷載,加載點為各跨跨中。為了探討預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁加固前后內(nèi)力的重分布情況,試驗主要分為兩個步驟:(1)加固前試驗研究;(2)體外預(yù)應(yīng)力加固后試驗研究。

        試驗?zāi)P鸵妶D5。

        圖5 試驗?zāi)P透艣r

        2 計算方法

        2.1 彎矩調(diào)幅系數(shù)的計算

        國內(nèi)外學(xué)者曾先后提出過多種鋼筋混凝土超靜定結(jié)構(gòu)考慮塑性內(nèi)力重分布的計算方法,如極限平衡法、塑性鉸法、變剛度法、強迫轉(zhuǎn)動法、彎矩調(diào)幅法以及非線性全過程分析法。但由于彎矩調(diào)幅法概念明確、計算方便而被各國規(guī)范所采用。彎矩調(diào)幅法就是以彈性方法得到的彎矩值按彎矩重分布能力大小進行適當(dāng)?shù)恼{(diào)整,用以考慮結(jié)構(gòu)因非彈性變形引起的內(nèi)力重分布[1~5、7]。本文借鑒鋼筋混凝土重分配的彎矩調(diào)幅法對預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)進行重分配分析。彎矩重分布的大小,通常用某一截面實際彎矩與彈性分析值的差值來表示,對彎矩重分布的能力和幅度,則用這一差值與彈性分析值比較,即:

        2.2 理論彎矩計算和實測彎矩的得出

        圖6 理論彎矩和實測彎矩的計算圖式

        在試驗過程中,準(zhǔn)確得出各截面的實際彎矩是進行彎矩調(diào)幅系數(shù)計算的前提。本文采用支座反力反算各截面的彎矩,即根據(jù)實測支座反力(Fr1、Fr2、Fr3和Fr4))和實際荷載加載力(Fp1、Fp2、Fp3),采用簡單的力平衡方程即可求出各截面的實測彎矩。該計算方法簡單、快捷,可操作性強,同時又能考慮試驗過程中由于各支座不均勻壓縮(沉降)對彎矩的影響,因為其效應(yīng)最終均在反力中得以體現(xiàn)。彎矩計算公式如求第一跨跨中的彎矩M1=FR1×(L/2);2#墩頂?shù)呢搹澗豈2=FR1×L-Fp1×L/2。

        3 試驗結(jié)果及分析

        3.1 加固前試驗結(jié)果及分析

        兩邊跨支座反力之和同兩中支座反力之和的比值,是衡量內(nèi)力重分配的一重要手段。三跨同時加載時模型各支座的反力見表1。試驗過程中,模型的開裂荷載為300 kN,裂縫主要出現(xiàn)在跨中和墩頂負彎矩區(qū)等位置。

        由圖7、圖8和表1、表2可知:

        圖7 加固前1、3跨跨中截面彎矩理論值與實測值

        圖8 加固前2#、3#墩頂截面彎矩理論值與實測值

        表2 加固前各截面的彎矩重分布幅度β及裂縫寬度ω

        (1)邊/中的初始比值為32%左右,且在480 kN之前此值變化量較小,當(dāng)加載至766 kN時時此值降為28.38%。由此可得出:模型未開裂及開裂初期,各截面基本沒有內(nèi)力重分配;隨著裂縫的發(fā)展,內(nèi)力逐漸向兩中支座處轉(zhuǎn)移。

        (2)截面開裂荷載附近(300 kN),理論值和實測值吻合良好,兩者的差值不超過1%,基本未發(fā)生重分布現(xiàn)象,也說明測試數(shù)據(jù)的可靠性。

        (3)一、三跨跨中的彎矩重分布系數(shù)均為負值,即跨中截面彎矩的增量小于其理論增量,一、三跨跨中的最大重分布幅度為-6.1%和-8.34%,第三跨跨中由于模型制作時有初始裂縫,故其重分布量相對較大。

        (4)兩墩頂負彎矩區(qū)的彎矩重分布幅度先逐漸增大,后又有所降低。660 kN時2#、3#墩頂?shù)闹胤植挤染鲋?2.4%;至766 kN(部分鋼筋屈服)時分別降為14.2%和19.44%。由裂縫寬度增長可知,其主要與裂縫在跨中和負彎矩區(qū)段的開展速率有關(guān)。

        3.2 體外預(yù)應(yīng)力加固后試驗結(jié)果及分析

        在完成第一階段試驗工況后,模型各關(guān)鍵截面均已開裂且部分受力鋼筋已屈服或拉斷。采用體外預(yù)應(yīng)力筋對其進行了加固,共張拉了20根15.24的預(yù)應(yīng)力筋束。加固后模型各裂縫基本閉合,模型的開裂彎矩由加固前的300 kN提高到720 kN。

        由表3、表4和圖9、圖10以及與未加固前結(jié)果對比可知:

        表3 加固后支座反力增量實測值kN

        表4 加固后彎矩重分布的幅度β及裂縫寬度ω

        圖9 加固后1、3跨跨中截面彎矩理論值與實測值

        圖10 加固后2#、3#墩頂彎矩理論值與實測值

        (1)加固后邊/中的初始比值為32.10%,與未加固前的初始值32.14%基本一致,說明加固后模型基本恢復(fù)到未開裂前狀態(tài)。加載至部分鋼筋屈服(960 kN)時,邊/中之值逐漸降至27.59%,較加固前的28.38%幅度有所增加。

        (2)加固前后各關(guān)鍵截面彎矩重分布的趨勢與加固前基本一致,但在相同的荷載作用下,加固后各截面的重分布幅度較加固前小,主要原因為體外預(yù)應(yīng)力加固提高了結(jié)構(gòu)的開裂荷載,相同荷載下加固后裂縫開展程度不如加固前強烈。

        (3)加載至部分鋼筋屈服(960 kN)時,加固后一、三跨跨中的彎矩重分布幅度分別為-9.06%和-12.62%,2#、3#墩頂負彎矩區(qū)段的重分布幅度分別為21.23%和29.59%,相同狀態(tài)下加固后的重分布系數(shù)較加固前有所提高,結(jié)構(gòu)的延性增大。主要因為體外筋增大了結(jié)構(gòu)受力鋼筋的面積,同時體外筋的應(yīng)力尚不高,故其延性才有所提高。

        3 結(jié)論

        本文以模型試驗為基礎(chǔ),以邊跨支座與中跨支座反力比值和彎矩重分布幅度為基本參數(shù),通過對加固前后結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布的研究,主要取得如下結(jié)論:

        (1)結(jié)構(gòu)未開裂及開裂初期,各截面基本沒有內(nèi)力重分配;隨著裂縫開展,結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布現(xiàn)象越明顯。

        (2)加固后結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分布幅度較加固前稍大,即延性有一定的增大。

        (3)加固前后(邊/中)的初始比值基本一致約為32.1%,加載至鋼筋屈服時此值分別為28.38%和27.59%。

        (4)加載至部分鋼筋屈服時,各跨中的彎矩調(diào)幅系數(shù)最大值在-8.34%~-12.62%之間,兩墩頂負彎矩區(qū)在19.44%~29.59%之間。

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        U448.21+5

        A

        1009-7716(2017)11-0189-04

        2017-09-07

        湖南省科技廳項目(2006FJ3186)

        李克忠(1971-),男,湖南長沙人,高級工程師,從事大跨度橋梁的設(shè)計和研究工作。

        10.16799/j.cnki.csdqyf h.2017.11.057

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