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        大跨度PC連續(xù)梁橋預(yù)應(yīng)力損失影響研究

        2022-06-07 13:43:22毛德均余文正王春華
        公路工程 2022年2期
        關(guān)鍵詞:主跨鋼束梁橋

        毛德均, 余文正, 許 鵬, 陳 旭, 王春華

        (1.昆明學(xué)院 建筑工程學(xué)院, 云南 昆明 650214; 2.云南通衢工程檢測(cè)有限公司, 云南 昆明 650041)

        0 引言

        大跨度PC連續(xù)梁橋,常見形式主要為墩梁固結(jié)連續(xù)剛構(gòu)橋和墩梁鉸接連續(xù)梁橋,因具有受力性能好、跨越能力大、行車舒適、施工方便、工程造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn),在我國(guó)交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)中得到了廣泛應(yīng)用[1-3]。其主梁作為兩向或三向預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu),預(yù)應(yīng)力鋼筋配置種類多、數(shù)量大。由于施工時(shí)張拉不到位、混凝土彈性壓縮、錨具變形、管道摩阻力、預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力松弛或混凝土收縮徐變等原因,均會(huì)造成預(yù)應(yīng)力損失,進(jìn)而對(duì)成橋之后主梁的內(nèi)力和變形造成影響。研究表明,縱向預(yù)應(yīng)力損失是導(dǎo)致大跨度PC連續(xù)梁橋后期結(jié)構(gòu)特性劣化和主梁出現(xiàn)下?lián)?、開裂病害的重要原因,目前對(duì)其發(fā)生位置和損失程度難以做到準(zhǔn)確預(yù)測(cè),影響也難以做到定量判斷[4-8]。

        張宏祥[8]等以某五跨連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楸尘?,采用有限元?jì)算方法研究了縱向預(yù)應(yīng)力整體發(fā)生不同程度損失時(shí)對(duì)主梁腹板應(yīng)力和其中的頂板束、底板束分別發(fā)生不同程度損失時(shí)對(duì)主梁剛度的影響,結(jié)果表明,隨著預(yù)應(yīng)力整體損失的加大,主梁腹板主拉應(yīng)力不斷增加,頂板束預(yù)應(yīng)力損失對(duì)主梁剛度的降低影響比底板束顯著。汪磊[9]采用MIDAS/CIVIL對(duì)某三跨PC連續(xù)剛構(gòu)橋進(jìn)行有限元分析,比較了縱向預(yù)應(yīng)力鋼束的頂板束、腹板束和底板束分別損失30%時(shí)對(duì)主梁應(yīng)力和變形的影響,結(jié)果表明,頂板、底板鋼束預(yù)應(yīng)力損失對(duì)橋梁中跨跨中撓度和下緣壓應(yīng)力影響較大。袁卓亞[10]等通過(guò)有限元計(jì)算分析建立了結(jié)構(gòu)有效預(yù)應(yīng)力衰減引起長(zhǎng)期撓度和混凝土收縮、徐變引起長(zhǎng)期撓度的相關(guān)關(guān)系,結(jié)合影響矩陣原理提出了基于長(zhǎng)期變形監(jiān)測(cè)撓度數(shù)據(jù)識(shí)別連續(xù)剛構(gòu)橋有效預(yù)應(yīng)力的方法。黃海東[11]等提出了一種基于預(yù)應(yīng)力損失識(shí)別的連續(xù)剛構(gòu)橋內(nèi)力計(jì)算方法。周建庭[12]等采用響應(yīng)面法研究了施工因素、材料性能和環(huán)境條件的隨機(jī)性對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋預(yù)應(yīng)力損失的影響。勞曉春[13]等基于某連續(xù)剛構(gòu)橋的應(yīng)變監(jiān)測(cè)結(jié)果和預(yù)應(yīng)力鋼束的布置圖分析,研究了預(yù)應(yīng)力損失與預(yù)應(yīng)力鋼束長(zhǎng)度之間的非線性變化關(guān)系。張開銀[14]等利用某大跨PC連續(xù)梁橋施工過(guò)程中頂板束的應(yīng)變實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),研究了孔道彎曲和管道偏差對(duì)預(yù)應(yīng)力損失的影響。徐學(xué)斌[15]等采用MIDAS/CIVIL建立有限元模型,研究了連續(xù)剛構(gòu)橋的頂、底板束張拉順序?qū)︻A(yù)應(yīng)力損失影響。

        通過(guò)既有成果的綜述分析可以發(fā)現(xiàn),相關(guān)人員主要采用有限元計(jì)算、理論分析和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)手段,對(duì)大跨度PC連續(xù)梁橋預(yù)應(yīng)力(尤其是縱向預(yù)應(yīng)力)損失關(guān)聯(lián)課題開展了研究,取得了豐碩成果,但具體到采用有限元方法開展的預(yù)應(yīng)力損失對(duì)橋梁性能影響研究方面,預(yù)應(yīng)力損失工況和損失程度參數(shù)設(shè)置代表性不夠,沒(méi)有很好地反映出預(yù)應(yīng)力損失程度與目標(biāo)參數(shù)之間的關(guān)系規(guī)律。本文以某四跨PC連續(xù)梁橋?yàn)楸尘埃捎肕IDAS/CIVIL建立有限元分析模型,研究了縱向預(yù)應(yīng)力損失對(duì)該橋一階自振頻率、主跨跨中撓度和下緣壓應(yīng)力的影響,模型預(yù)應(yīng)力損失工況和損失程度參數(shù)的設(shè)置相對(duì)更加全面,作為對(duì)既有研究的補(bǔ)充,可為掌握該類橋梁的長(zhǎng)期工作性能提供參考。

        1 工程概況

        某PC連續(xù)梁橋,主橋總長(zhǎng)320m,跨徑布置為(60+100+100+60)m,雙向兩車道,設(shè)計(jì)汽車荷載等級(jí)為公路Ⅰ級(jí),人群荷載2.5kN/m2,橋面設(shè)3.0%雙向縱坡。上部結(jié)構(gòu)為單箱單室截面箱梁,梁頂寬12.5m,底寬7.0m;箱梁根部梁高、腹板厚度和底板厚度分別為5.6、0.6和0.7m,跨中梁高、腹板厚度和底板厚度分別為2.5、0.45和0.28m,底板上緣與底板下緣均按1.8次拋物線規(guī)律變化。主梁采用C50混凝土,采用懸臂澆注法施工。該橋箱梁典型橫斷面如圖1所示。

        (a)根部

        (b)跨中

        箱梁主要采用縱向、豎向雙向預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu),在墩頂0#、1#塊橫隔板和底板處施加橫向預(yù)應(yīng)力。主橋箱梁縱向預(yù)應(yīng)力鋼筋采用公稱直徑d=15.24mm的低松弛鋼絞線,抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fpk=1860MPa,彈性模量Ep=1.95×105MPa,公稱面積Ap=140mm2。全橋鋼束數(shù)量共260束,其中,頂板束180束,底板束56束,腹板束24束。鋼束張拉控制應(yīng)力σcon=0.72fpk=1339.2MPa,張拉方式為兩端張拉。除施工階段張拉鋼束外,在頂板和底板分別設(shè)置了4束備用鋼束。

        2 有限元模型

        采用MIDAS/CIVIL2019建立有限元模型,對(duì)該橋上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算分析,根據(jù)截面變化特點(diǎn)和施工順序進(jìn)行結(jié)構(gòu)離散。分析模型如圖2所示,共有114個(gè)梁?jiǎn)卧瑒澐?1個(gè)施工階段模擬掛籃懸臂澆筑法施工。模型除各種施工階段荷載和移動(dòng)荷載外,還考慮了收縮徐變、基礎(chǔ)不均勻沉降、系統(tǒng)溫差、豎向溫度梯度對(duì)主梁的影響。預(yù)應(yīng)力損失模擬通過(guò)調(diào)整張拉力大小實(shí)現(xiàn)。

        圖2 MIDAS/CIVIL計(jì)算模型Figure 2 MIDAS/CIVIL computing model

        本文只分析縱向預(yù)應(yīng)力損失影響,計(jì)算工況設(shè)定為3種類型,詳情見表1,在表1中,頂表示頂板預(yù)應(yīng)力鋼束,底表示底板預(yù)應(yīng)力鋼束,腹表示腹板預(yù)應(yīng)力鋼束。對(duì)于計(jì)算結(jié)果,主要提取橋梁一階自振頻率與荷載頻遇組合下的主跨跨中下緣壓應(yīng)力、主跨跨中撓度進(jìn)行分析。

        表1 計(jì)算工況Table 1 Calculation conditions工況損失鋼束預(yù)應(yīng)力損失程度備注頂工況1底單一損失類型腹均按0、5%、10%、15%、20%、25%、30%、35%和40%考慮頂+底雙重組合損失類型工況2頂+腹底+腹工況3頂+底+腹三重組合損失類型

        3 計(jì)算結(jié)果及分析

        該橋上部主跨箱梁設(shè)計(jì)為全預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu),未發(fā)生任何損失時(shí)的計(jì)算結(jié)果為:橋梁主跨跨中下緣壓應(yīng)力σz=-9.4 MPa,主跨跨中撓度f(wàn)l/2=-24.94 mm,橋梁一階自振頻率n=0.829 8 Hz。

        3.1 工況1

        工況1下,σz與預(yù)應(yīng)力損失程度Yscd的關(guān)系曲線見圖3,fl/2與Yscd的關(guān)系曲線見圖4,n與Yscd的關(guān)系曲線見圖5。以下和后續(xù)各圖中,頂表示頂板預(yù)應(yīng)力鋼束,底表示底板預(yù)應(yīng)力鋼束,腹表示腹板預(yù)應(yīng)力鋼束。負(fù)數(shù)表示受壓。

        圖3 σz-Yscd關(guān)系曲線(工況1)Figure 3 Relation curves of σz-Yscd(Condition 1)

        圖4 fl/2-Yscd關(guān)系曲線(工況1)Figure 4 Relation curves of fl/2-Yscd(Condition 1)

        圖5 n-Yscd關(guān)系曲線(工況1)Figure 5 Relation curves of n-Yscd(Condition 1)

        由圖3可知:底、頂、腹的σz-Yscd關(guān)系曲線均表現(xiàn)為線性變化規(guī)律,隨著Yscd增大,σz均在減小,3種鋼束的Yscd對(duì)σz的影響程度不同,底>頂>腹,當(dāng)3種鋼束的Yscd均達(dá)到40%時(shí),σz分別為-5.4、-8.2和-9.3 MPa,σz相對(duì)于預(yù)應(yīng)力未損失時(shí)的下降幅度分別為42.3%、12.8%和1.1%,說(shuō)明σz受底板鋼束預(yù)應(yīng)力損失影響較大,受頂板鋼束預(yù)應(yīng)力損失影響較小,受腹板鋼束預(yù)應(yīng)力損失影響極小。

        由圖4可知:頂、底、腹的fl/2-Yscd關(guān)系曲線均表現(xiàn)為線性變化規(guī)律,其中,頂和腹的關(guān)系曲線基本重合且基本為水平直線,而底的則為斜直線,當(dāng)Yscd均達(dá)到40%時(shí),底對(duì)應(yīng)的fl/2相對(duì)于未損失時(shí)增加了約-10 mm,而頂和腹對(duì)應(yīng)的fl/2相對(duì)于未損失時(shí)的增加值均在-0.5 mm以內(nèi),表明fl/2受底板鋼束預(yù)應(yīng)力損失影響較大,受頂板和腹板鋼束預(yù)應(yīng)力損失影響極小。

        由圖5可知:頂、底、腹的n-Yscd關(guān)系曲線為水平直線且3條線重合,說(shuō)明n基本不受頂板、底板或腹板鋼束預(yù)應(yīng)力損失影響。

        以上結(jié)果表明,大跨度PC連續(xù)梁橋的縱向預(yù)應(yīng)力鋼束發(fā)生單一損失類型時(shí),頂板、底板或腹板鋼束預(yù)應(yīng)力發(fā)生損失對(duì)橋梁主跨跨中下緣壓應(yīng)力和主跨跨中撓度的影響程度不同,而橋梁一階自振頻率則不受影響。

        3.2 工況2

        工況2下,σz與Yscd的關(guān)系曲線如圖6所示,fl/2與Yscd的關(guān)系曲線見圖7,n與Yscd的關(guān)系曲線見圖8。

        圖6 σz-Yscd關(guān)系曲線(工況2)Figure 6 Relation curves of σz-Yscd(Condition 2)

        圖7 fl/2-Yscd關(guān)系曲線(工況2)Figure 7 Relation curves of fl/2-Yscd(Condition 2)

        圖8 n-Yscd關(guān)系曲線(工況2)Figure 8 Relation curves of n-Yscd(Condition 2)

        由圖6可知:頂+底、頂+腹、底+腹的σz-Yscd關(guān)系曲線均表現(xiàn)為線性變化規(guī)律,隨著Yscd增大,σz均在減小,3種雙重組合損失對(duì)σz的影響程度不同,頂+底>底+腹>頂+腹,當(dāng)三者的Yscd均達(dá)到40%時(shí),σz分別為-4.3、-5.4和-8.2 MPa,σz相對(duì)于預(yù)應(yīng)力未損失時(shí)的下降幅度分別為54.3%、42.3%和12.8%,說(shuō)明σz受頂+底預(yù)應(yīng)力損失影響很大,受底+腹預(yù)應(yīng)力損失影響較大,受頂+腹預(yù)應(yīng)力損失影響較小。

        由圖7可知:頂+底、底+腹、頂+腹的fl/2-Yscd關(guān)系曲線均表現(xiàn)為線性變化規(guī)律,頂+底和底+腹均為斜直線且基本重合,而頂+腹基本為水平線,當(dāng)Yscd均達(dá)到40%時(shí),頂+底和底+腹對(duì)應(yīng)的fl/2相對(duì)于未損失時(shí)均增加了約-10.5 mm,而頂+腹對(duì)應(yīng)的fl/2相對(duì)于未損失時(shí)的增加值在-0.5 mm以內(nèi),表明fl/2受頂+底和底+腹預(yù)應(yīng)力損失影響均較大,受頂+腹預(yù)應(yīng)力損失影響極小。

        由圖8可知:頂+底、底+腹、頂+腹的n-Yscd關(guān)系曲線均為水平直線且3條線重合,說(shuō)明n基本不受頂+底、底+腹、頂+腹3種雙重組合預(yù)應(yīng)力損失影響。

        以上結(jié)果表明,大跨度PC連續(xù)梁橋的縱向預(yù)應(yīng)力鋼束發(fā)生雙重組合損失類型時(shí),頂+底、底+腹、頂+腹鋼束預(yù)應(yīng)力損失對(duì)橋梁主跨跨中下緣壓應(yīng)力和主跨跨中撓度的影響程度不同,而橋梁一階自振頻率則不受影響。

        3.3 工況3

        工況3下,σz與Yscd的關(guān)系曲線見圖9,fl/2與Yscd的關(guān)系曲線見圖10,n與Yscd的關(guān)系曲線見圖11。

        圖9 σz-Yscd關(guān)系曲線(工況3)Figure 9 Relation curves of σz-Yscd(Condition 3)

        圖10 fl/2-Yscd關(guān)系曲線(工況3)Figure 10 Relation curves of fl/2-Yscd(Condition 3)

        圖11 n-Yscd關(guān)系曲線(工況3)Figure 11 Relation curves of n-Yscd(Condition 3)

        由圖9~圖11可知:在工況3下,σz-Yscd和fl/2-Yscd關(guān)系曲線均表現(xiàn)為線性變化規(guī)律,隨著Yscd增大,σz在減小,fl/2在逐漸增大,n-Yscd關(guān)系曲線為水平直線,當(dāng)Yscd均達(dá)到40%時(shí),σz相對(duì)于預(yù)應(yīng)力未損失時(shí)的下降幅度為55.3%,fl/2相對(duì)于未損失時(shí)增加了約-11 mm,而n無(wú)明顯變化。

        3.4 綜合分析

        將3種工況計(jì)算結(jié)果作綜合分析,不難看出:對(duì)于大跨度PC連續(xù)梁橋的主跨跨中下緣壓應(yīng)力σz和主跨跨中撓度f(wàn)l/2,預(yù)應(yīng)力損失將導(dǎo)致σz減小和fl/2增大,其中,σz減小主要由頂、底板鋼束預(yù)應(yīng)力損失所致,fl/2增大主要由底板鋼束預(yù)應(yīng)力損失所致,三重組合、雙重組合損失類型相對(duì)于單一損失類型時(shí)的σz和fl/2結(jié)果表現(xiàn)為疊加關(guān)系;橋梁一階自振頻率n不受縱向預(yù)應(yīng)力損失影響,因此,對(duì)于在役大跨PC連續(xù)梁橋,很難通過(guò)n的變化來(lái)識(shí)別其縱向預(yù)應(yīng)力的損失狀況。

        4 結(jié)論

        對(duì)于大跨度PC連續(xù)梁橋縱向預(yù)應(yīng)力的頂、底、腹板鋼束的預(yù)應(yīng)力損失類型(單一、雙重組合和三重組合損失類型)與損失程度對(duì)橋梁主跨跨中下緣壓應(yīng)力σz、主跨跨中撓度f(wàn)l/2和橋梁一階自振頻率n的影響,在本文研究背景下,可以得出如下結(jié)論:

        a.無(wú)論發(fā)生何種損失類型,預(yù)應(yīng)力損失程度與σz和fl/2的關(guān)系均為線性相關(guān)規(guī)律。

        b.預(yù)應(yīng)力損失將導(dǎo)致σz減小和fl/2增大,其中,σz減小主要由頂、底板鋼束預(yù)應(yīng)力損失所致,fl/2增大主要由底板鋼束預(yù)應(yīng)力損失所致,三重和雙重組合損失類型相對(duì)于單一損失類型時(shí)的σz和fl/2結(jié)果表現(xiàn)為疊加關(guān)系。

        c.橋梁一階自振頻率n不受縱向預(yù)應(yīng)力損失影響,因此,對(duì)于在役大跨度PC連續(xù)梁橋,很難通過(guò)n的變化來(lái)識(shí)別其縱向預(yù)應(yīng)力的損失狀況。

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