顏東煌，鄒愷為，袁明，譚龍?zhí)?，劉昀，姚方?/p>

(1.長沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410114； 2..湖南交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院； 3.邵陽市交通建設(shè)質(zhì)量安全監(jiān)督站)

1 引言

混凝土斜拉橋是一種橋面體系受壓，支撐體系受拉的特殊橋梁結(jié)構(gòu)。其橋面系由加勁梁構(gòu)成，并由斜拉索組成支撐體系。每一根斜拉索相當(dāng)于一個彈性支撐，為主梁帶來強(qiáng)大的豎向支撐力時，水平分力不可避免地給主梁儲備了過多的壓應(yīng)力。適當(dāng)?shù)貎鋲簯?yīng)力對于提高主梁的抗彎能力是有利的，而過大的壓應(yīng)力則會使混凝土存在被壓裂的隱患。

部分預(yù)應(yīng)力混凝土(PPC)橋梁是指在預(yù)加力與外加荷載的作用下允許主梁存在一定的拉應(yīng)力或開裂現(xiàn)象，采用PPC設(shè)計在節(jié)約成本的同時，也使得部分橋梁的內(nèi)力設(shè)計更為合理，為不適合采用全預(yù)應(yīng)力設(shè)計的橋梁提供了額外的解決方案。丁大鈞、盧樹圣等較早地研究了PPC構(gòu)件的最大裂縫寬度計算方法及A、B類PPC構(gòu)件的裂縫寬度界限；鐘明全研究了疲勞作用對T形截面PPC簡支梁力學(xué)性能的影響,發(fā)現(xiàn)受拉區(qū)混凝土的疲勞開裂致使裂紋寬度變大及鋼筋應(yīng)力增加。而現(xiàn)階段采用PPC設(shè)計的橋梁大多以梁式橋為主，且一般適用于中小跨徑，對于大跨度混凝土橋梁設(shè)計應(yīng)用的研究則相對較少。若對混凝土斜拉橋部分主梁采用PPC設(shè)計，允許混凝土內(nèi)存在一定的拉應(yīng)力甚至攜帶裂縫工作，混凝土主梁內(nèi)應(yīng)力的設(shè)計允許范圍更大，且斜拉橋索力具有可調(diào)性，故采用PPC設(shè)計的斜拉橋逐漸引起學(xué)者們的注意。顏東煌、劉昀等已經(jīng)完成了PPC斜拉橋的理論可行性論證及相應(yīng)計算，并進(jìn)行了斜拉橋靜力模型受力性能的相關(guān)試驗。

混凝土斜拉橋結(jié)構(gòu)經(jīng)過若干年的發(fā)展，隨著跨徑的不斷增長，相應(yīng)地要求其結(jié)構(gòu)自重輕量化，以致于結(jié)構(gòu)受到變化的動荷載的影響比重增大。在反復(fù)變化的疲勞荷載作用下，混凝土主梁逐步累積損傷，因疲勞問題導(dǎo)致的橋梁坍塌事故在世界范圍內(nèi)時有發(fā)生。所以在現(xiàn)代大跨徑橋梁結(jié)構(gòu)設(shè)計中，也是體現(xiàn)橋梁長期性能的一個重要指標(biāo)。該文以某PC斜拉橋為背景，開展該橋節(jié)段縮尺模型試驗，通過索力及預(yù)應(yīng)力對斜拉橋模型進(jìn)行PPC設(shè)計，并進(jìn)行疲勞試驗，通過撓度、索力、截面剛度等指標(biāo)驗證斜拉橋采用PPC設(shè)計的可能，以期為后續(xù)的設(shè)計與應(yīng)用提供參考。

2 試驗梁概況

2.1 試驗梁制作

選取某主跨220 m的PC斜拉橋為原型橋，選取其中5個節(jié)段，根據(jù)相似理論，制作相似比為1∶7的縮尺模型作為模型試驗梁，設(shè)計參數(shù)如表1所示。其中L為試驗梁全長，L0為計算跨度，h為梁高，b為腹板寬度，fplk為鋼絞線極限強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值?；炷羶?nèi)預(yù)埋特定角度的高強(qiáng)螺桿用于斜拉索與主梁間的連接，在試驗前將梁存放28 d以上使混凝土強(qiáng)度達(dá)到設(shè)計要求。

表1 模型梁設(shè)計參數(shù)

2.2 試件所用材料

混凝土選用C50細(xì)骨料混凝土，澆筑試件時預(yù)留試塊，模型梁截面與原橋截面配筋率相同，模型梁配筋如圖1所示?？v筋采用HRB335級鋼筋，直徑分別為10、8 mm，在梁內(nèi)布置間距為100 mm。

圖1 預(yù)應(yīng)力混凝土模型梁尺寸及配筋(單位：mm)

預(yù)應(yīng)力筋采用4束1×7鋼絞線，公稱直徑15.2 mm，采用上下兩股直線布置，后張法單端張拉，張拉控制應(yīng)力σcon=930 MPa(50%預(yù)應(yīng)力)，在張拉時試驗梁存放超過28 d，斜拉索采用1束1×7鋼絞線進(jìn)行模擬，具體張拉力根據(jù)模型計算所得進(jìn)行控制。主梁內(nèi)預(yù)埋豎向螺桿和斜向螺桿分別與杠桿系統(tǒng)和斜拉索進(jìn)行連接，豎向與斜向螺桿分別采用直徑12、20 mm的高強(qiáng)螺桿。模型梁模型與內(nèi)部鋼筋布置如圖2所示。

圖2 試驗梁模型及內(nèi)部鋼筋布置

2.3 部分預(yù)應(yīng)力斜拉橋主梁的設(shè)計

按照原橋有限元模擬提取最不利荷載組合后采用Midas/Civil建立裝置的有限元模型，主梁采用梁單元，彈簧與斜拉索采用桁架單元模擬，預(yù)應(yīng)力及斜拉索索力分別采用體內(nèi)力及體外力進(jìn)行模擬，建立的模型如圖3所示。采用相關(guān)規(guī)范規(guī)定的車道荷載方式進(jìn)行加載設(shè)計，并按照相似比進(jìn)行一定的縮減，取C50混凝土極限抗拉強(qiáng)度為2.8 MPa，調(diào)索至1.0倍恒載+1.0倍活載下主梁不開裂，1.0倍恒載+1.4倍活載下設(shè)計截面剛好開裂的情況，符合B類部分預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件設(shè)計。設(shè)計張拉索力及恒載配重大小如表2所示。此時主梁下緣儲備壓應(yīng)力為2.98 MPa。成橋狀態(tài)下主梁下緣應(yīng)力分布如圖4所示。

圖3 有限元計算模型

3 疲勞加載設(shè)計

3.1 荷載類型及加載裝置

加載部分分為恒載的施加與疲勞荷載的施加，恒

表2 設(shè)計張拉索力及恒載配重大小

圖4 成橋狀態(tài)下下緣正應(yīng)力分布(單位：MPa)

載采用砝碼加載，并通過杠桿掛籃系統(tǒng)施加到主梁上，杠桿放大比例為1∶4；試驗在PMW-800電液式脈動疲勞試驗機(jī)上進(jìn)行，疲勞荷載采用作動器對加載裝置加載，加載裝置通過主梁上預(yù)留錨孔與主梁相連并通過托梁與主梁錨固，加載裝置如圖5所示。

圖5 主梁加載示意圖

3.2 加載力計算及復(fù)核

由實橋荷載譜計算得到原橋跨中底緣應(yīng)力幅為3.0 MPa，由應(yīng)力等效通過有限元模型換算加載集中力為12 kN，如圖6所示。

圖6 集中力換算應(yīng)力(單位：kPa)

進(jìn)行預(yù)試驗時發(fā)現(xiàn)恒載及加載裝置質(zhì)量帶來的慣性力對于疲勞荷載的加載有較大影響，故采用跨中底緣的實際應(yīng)變變化作為控制值，得到考慮慣性力影響的集中力為7 kN，故根據(jù)應(yīng)力等效的原則，疲勞加載時取集中力變化量為7 kN，循環(huán)靜載時集中力采用12 kN。疊加加載裝置自重及作動器預(yù)壓力后，梁底正應(yīng)力σ=-1.304 MPa，如圖7所示；加載至最大值時，梁底正應(yīng)力σ=1.516 MPa，如圖8所示，梁底正應(yīng)力在拉壓區(qū)交替變化，滿足試驗設(shè)計要求。

3.3 試驗加載方案

根據(jù)GB 50152-92相關(guān)規(guī)定采用正弦波加載，試驗加載頻率為1.5 Hz，在疲勞荷載加至1萬、2萬、10萬、20萬、50萬、100萬、120萬、150萬、180萬、210萬、250萬次時停機(jī)進(jìn)行一個循環(huán)的靜載試驗，從循環(huán)的下限值分級加載至上限值，讀取每級荷載下的設(shè)計關(guān)心截面的撓度及斜拉索索力變化值，重復(fù)1～2次取均值。疲勞荷載與循環(huán)靜載參數(shù)如表3所示。

圖7 預(yù)壓后主梁應(yīng)力分布(單位：MPa)

圖8 最大荷載下主梁應(yīng)力分布(單位：MPa)

表3 疲勞與循環(huán)靜載參數(shù)

3.4 數(shù)據(jù)采集方案

在彈簧支座K1、K2與跨中，1/4與3/4跨處，每根斜拉索的下方及相鄰斜拉索之間共布有13個位移傳感器，用以測量疲勞過程中每次循環(huán)加載試驗及靜載工況試驗下的荷載-撓度曲線。采用20 t穿心式振弦錨索計對5根斜拉索索力進(jìn)行測量，用以測量循環(huán)加載與靜載下索力的變化情況。DH3822施工狀態(tài)監(jiān)測系統(tǒng)進(jìn)行動應(yīng)變的采集及疲勞參數(shù)控制，模型實體總裝如圖9所示。

圖9 試驗?zāi)Ｐ涂傃b

4 試驗結(jié)果及分析

4.1 主要試驗現(xiàn)象

在進(jìn)行疲勞加載過程中，采用疲勞機(jī)與動態(tài)應(yīng)變共同控制。加載時主梁同掛籃一同振動，跨中震蕩量較大，兩側(cè)彈簧也有一定量的壓縮，斜拉索無特殊變化。疲勞加載前后發(fā)現(xiàn)除索力隨溫度有些微變化外，主梁撓度變化較為平穩(wěn)，無殘余位移，未發(fā)現(xiàn)主梁有開裂現(xiàn)象，主梁完好無可見異狀。穿插其中進(jìn)行的循環(huán)靜載索力線性變化的趨勢較好且加載前后也未見特殊變化，基本可認(rèn)為在該工況作用下主梁及體系無損傷，主梁跨中最大拉應(yīng)力未達(dá)到極限，體系尚處于線彈性階段，與設(shè)計預(yù)期相符。

4.2 試驗梁位移

彈簧支座荷載位移曲線見圖10，跨中截面荷載位移曲線見圖11，最大荷載下各截面位移見圖12。

圖10 彈簧支座荷載位移曲線

從圖10可以看出：不同的疲勞加載次數(shù)下，近塔端支座最大位移為0.6 mm，遠(yuǎn)塔端支座最大位移為1.1 mm，遠(yuǎn)塔端荷載位移曲線線性程度較好，基本為線性，而近塔端的支座荷載曲線存在一定的跳動偏差，且在不同加載次數(shù)下兩支座的荷載位移曲線存在一定的平行偏移量，考慮是由于溫度場變化對于近塔端支座的影響更大，差異量較小，對曲線的趨勢不造成較大影響，且存在測量誤差，故認(rèn)為支座的工作狀態(tài)較好，主梁的邊界條件不發(fā)生變化；由圖11可知：主梁跨中截面在不同加載次數(shù)下的荷載位移曲線線性程度較好，截面最大位移為2.4 mm，不同加載次數(shù)下的曲線也并非完全重合，同支座變化有一定的相似性，但基本也可以判定主梁仍處在線彈性階段，梁內(nèi)混凝土與鋼筋仍在聯(lián)合受力，疲勞對主梁基本不造成損傷；由圖12可知：主梁各關(guān)鍵截面的最大位移響應(yīng)變化并不明顯，曲線隨疲勞次數(shù)的變化震蕩變化，震蕩量最大為2.3%左右，基本可認(rèn)為最大位移曲線與疲勞加載次數(shù)無關(guān)，主梁基本無損傷。

圖11 跨中截面荷載位移曲線

圖12 最大荷載下各截面位移

4.3 主梁截面剛度變化

剛度一定程度上可以反映結(jié)構(gòu)的健康情況且是基于測量的撓度進(jìn)行計算的，該文采用各截面單位位移下的集中力作為剛度基準(zhǔn)，計算所得基準(zhǔn)剛度如表4所示。隨后根據(jù)基準(zhǔn)剛度計算剛度退化系數(shù)，作出典型次數(shù)下的疲勞剛度變化曲線(圖13)。

由圖13可知：各截面剛度隨疲勞次數(shù)增加在1.0基準(zhǔn)線上下震蕩，最大震蕩量不超過5%，甚至結(jié)束時部分截面剛度超越基準(zhǔn)線。此處雖受到溫度場變化及儀器測量精度的影響，但仍可以看出：主梁各截面的剛度幾乎不變化，因此可認(rèn)為在此疲勞過程中，體系剛度基本不發(fā)生變化，整個體系在正常車輛疲勞工況下不發(fā)生損傷。說明全壽命正常行車荷載作用下，采用B類預(yù)應(yīng)力設(shè)計的混凝土斜拉橋體系具有較好的抗疲勞性能。

表4 截面基準(zhǔn)剛度

圖13 全過程剛度曲線

5 結(jié)論

該文基于PPC斜拉橋模型疲勞試驗結(jié)果，從位移、索力、剛度3個維度研究了PPC斜拉橋體系在正常行車荷載下的抗疲勞性能，得到以下結(jié)論：

(1) 采用部分預(yù)應(yīng)力設(shè)計的斜拉橋主梁在正常行車狀態(tài)下，拉應(yīng)力控制較好時不會使主梁開裂；且疲勞荷載使得混凝土在拉壓區(qū)交替時，不會使混凝土造成損傷并開裂。驗證了PPC斜拉橋全壽命周期內(nèi)單一正常行車荷載不會對主梁剛度造成損傷。

(2) 在試驗過程中，整個試驗?zāi)Ｐ托崩魉髁謴?fù)較好，斜拉索索力未出現(xiàn)明顯變化，整個體系在試驗前后模型受力狀態(tài)基本不變，所有斜拉索變形均較小，因此拉索的疲勞性能較好。

(3) 邊界條件對試驗結(jié)果影響較大，荷載被支座平衡較大部分，斜拉索承載力還有很大余量。合理對邊界條件進(jìn)行調(diào)整，可以優(yōu)化相應(yīng)設(shè)計。

綜上，該試驗驗證了部分預(yù)應(yīng)力在混凝土斜拉橋中設(shè)計應(yīng)用的可行性，在考慮按規(guī)范中B類部分預(yù)應(yīng)力設(shè)計時，仍能使體系具有較好的抗疲勞性能，同時，需要重點關(guān)注邊界條件對結(jié)構(gòu)的影響。該試驗結(jié)論可為部分預(yù)應(yīng)力混凝土斜拉橋設(shè)計提供參考，為后續(xù)PPC斜拉橋模型的疲勞壽命預(yù)測、極限承載力等相關(guān)方面的研究提供思路。