林金彪,牛傳同

(1.寧夏公路橋梁建設(shè)有限公司,寧夏 銀川 750016; 2.東南大學(xué), 江蘇 南京 210018)

0 引言

波形鋼腹板組合箱梁具有自重輕、經(jīng)濟(jì)效益高、預(yù)應(yīng)力效率高、有效解決混凝土腹板開裂等優(yōu)點(diǎn)[1-3],近年來在我國(guó)得到快速發(fā)展。隨著橋梁跨徑的增加,工程中多采用懸臂施工法[4],但傳統(tǒng)懸臂施工法施工作業(yè)面重疊、掛籃自重大且穩(wěn)定性差[5-6]。因此,針對(duì)該類橋梁的一種新型異步施工法應(yīng)運(yùn)而生,該工法具有施工周期短、安全性高、施工性強(qiáng)和經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)[7]。雖然懸臂施工法和異步施工法兩者在結(jié)構(gòu)整體受力方面并無顯著差別,但這并不意味著后者可完全采用前者的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)。對(duì)于異步施工法,在懸臂澆筑過程中,梁端存在3種形式的斷面,其中前端的波形鋼腹板作為主要承重構(gòu)件承受施工荷載,這顯然與傳統(tǒng)懸臂施工不同。鑒于異步施工過程中結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性弱、局部受力狀況復(fù)雜,因此,開展相關(guān)試驗(yàn)研究并結(jié)合有限元分析具有一定的理論意義和重要的工程應(yīng)用價(jià)值。本文設(shè)計(jì)制作了1根異步施工變截面單箱單室波形鋼腹板懸臂梁,并進(jìn)行靜力加載試驗(yàn),研究其受力特性。最后建立有限元模型,將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

1)揭示變截面波形鋼腹板組合箱梁在異步施工過程中的受力關(guān)鍵部位及其破壞模式。

2)探討異步施工過程中,混凝土正應(yīng)力和波形鋼腹板剪應(yīng)力的分布規(guī)律。

1.2 試驗(yàn)梁的設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)1根變截面單箱單室波形鋼腹板異步施工單懸臂梁(見圖1),包括固定端、閉口節(jié)段(N-1節(jié)段)、半開口節(jié)段(N節(jié)段)和全開口節(jié)段(N+1節(jié)段),其構(gòu)造參數(shù)在滿足相關(guān)要求的前提下自行擬定,試件總長(zhǎng)3 680mm,墩頂長(zhǎng)1 200mm,單懸臂長(zhǎng)2 480mm。箱梁頂板寬1 200mm,底板寬740mm,頂板厚100mm,根部截面梁高900mm、底板厚150mm,梁高和底板厚從根部到懸臂端按二次拋物線變化。試驗(yàn)中采用的波形鋼腹板尺寸為1600型波形鋼腹板的1/10,即波長(zhǎng)為160mm、直板段長(zhǎng)度為43mm、斜板段水平投影長(zhǎng)度為37mm、斜板段長(zhǎng)度43mm,厚度為3mm。試驗(yàn)梁中波形鋼腹板與頂板混凝土采用T-PBL連接件連接,與底板混凝土采用帶翼緣的嵌入式連接件連接,與墩頂截面采用嵌入式連接,連接件鋼板厚度均為3mm。為保證鋼腹板在加載過程中的穩(wěn)定性,于N+1節(jié)段2塊腹板間設(shè)置2道橫向支撐。試驗(yàn)梁采用C30混凝土,波形鋼腹板采用Q345鋼材,鋼筋采用HRB400螺紋鋼筋。為減少焊接作業(yè),總長(zhǎng)2 880mm的波形鋼腹板采用一次壓制成型。

圖1 試驗(yàn)梁構(gòu)造Fig.1 The structure of the test girder

1.3 試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示,試驗(yàn)梁放置在鋼架墩上,上橫梁以及立柱通過螺栓將其固定。試驗(yàn)梁采用懸臂加載的方式,加載點(diǎn)距懸臂端458.5mm。為保證試驗(yàn)梁橫向受力均勻,在加載點(diǎn)上放置分配梁,千斤頂置于2片波形鋼腹板正中間,荷載通過千斤頂傳遞至分配梁,再由分配梁傳遞至波形鋼腹板上。試驗(yàn)梁采用對(duì)稱加載的方式進(jìn)行加載,直至結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test loading device

1.4 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)過程中,主要觀測(cè)裂縫發(fā)展規(guī)律、梁體撓度、波形鋼腹板及混凝土的應(yīng)變等。其中,波形鋼腹板上布置應(yīng)變花,沿懸臂方向布置A～E 5個(gè)截面,如圖3所示。頂板混凝土上布置縱向應(yīng)變片,沿懸臂方向布置A～C 3個(gè)截面,如圖4所示;此外,在頂板、底板與波形鋼腹板交界處的鋼混結(jié)合區(qū),分別布置2組應(yīng)變花,如圖5所示。其中,L,R分別表示試驗(yàn)梁的左側(cè)和右側(cè)。

圖3 波形鋼腹板應(yīng)變花布置Fig.3 Strain rosette arrangement of corrugated steel webs

圖4 頂板混凝土應(yīng)變片布置Fig.4 Layout of roof concrete strain gauge

圖5 鋼混結(jié)合區(qū)應(yīng)變花布置Fig.5 Arrangement of strain rosette in steel-concrete joint zone

在試驗(yàn)梁波形鋼腹板懸臂端、波形鋼腹板與底板交界處及底板混凝土懸臂端沿橫向分別布置2個(gè)豎向位移測(cè)點(diǎn)(見圖6中V-3,V-2,V-1),另在波形鋼腹板懸臂端上側(cè)布置2個(gè)側(cè)向位移測(cè)點(diǎn)(見圖6 H-1),還在試驗(yàn)梁固定端兩側(cè)布置2個(gè)豎向位移測(cè)點(diǎn)(見圖6 V-4)。位移測(cè)點(diǎn)布置如圖6所示。

圖6 位移測(cè)點(diǎn)布置Fig.6 Displacement measuring point arrangement

2 有限元分析

2.1 模型建立及單元網(wǎng)格劃分

為與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,采用有限元軟件ABAQUS建立試驗(yàn)梁的有限元模型,如圖7所示。為減少單元數(shù)量、提高計(jì)算效率,有限元模型中忽略了僅作為固定作用的墩頂實(shí)心段混凝土,保留了N-1節(jié)段、N節(jié)段和N+1節(jié)段。其中混凝土采用實(shí)體單元C3D8R模擬,波形鋼腹板及橫撐采用殼單元S4R(少量三角形單元采用S3)模擬,普通鋼筋采用T3D2模擬。普通鋼筋與頂?shù)装寤炷恋倪B接采用嵌入?yún)^(qū)域式,波形鋼腹板與頂?shù)装寤炷林g也通過連接件采用嵌入?yún)^(qū)域式連接。此外,約束模型固定端截面所有節(jié)點(diǎn)的自由度作為邊界條件,并按實(shí)際加載位置施加面荷載。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite element model

2.2 材料本構(gòu)關(guān)系

1)混凝土

圖8 混凝土本構(gòu)模型Fig.8 Constitutive model of concrete

2)鋼材

鋼筋和波形鋼腹板的本構(gòu)關(guān)系分別為理想彈塑性模型和彈性強(qiáng)化模型,如圖9所示。其中,fy,fwy和fwu分別為鋼筋的屈服強(qiáng)度、波形鋼腹板的拉伸屈服強(qiáng)度和波形鋼腹板的極限強(qiáng)度;εy,εwy和εwu分別為fy,fwy和fwu對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。鋼材的泊松比取0.3,彈性模量取200GPa。

圖9 鋼材本構(gòu)模型Fig.9 Constitutive model of steel

3 結(jié)果與分析

3.1 破壞模式

試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)如圖10所示。在加載過程中,裂縫首先出現(xiàn)在N-1節(jié)段頂板與N節(jié)段腹板交界處混凝土上,即連接件處的鋼混結(jié)合區(qū),且隨著荷載的增加,裂縫逐漸發(fā)展、延伸并貫穿整個(gè)結(jié)合區(qū);同時(shí),波形鋼腹板的上翼緣板與頂板混凝土出現(xiàn)分離,結(jié)合區(qū)附近的波形鋼腹板被拉平;最終,結(jié)構(gòu)以波形鋼腹板在T-PBL連接件開孔處截面被拉斷而失效。整個(gè)試驗(yàn)過程中,頂板混凝土僅在墩頂約束處出現(xiàn)少量裂縫,在拉斷截面附近,底板混凝土頂面出現(xiàn)幾條橫向貫通的深裂縫且底板混凝土與波形鋼腹板發(fā)生分離,底板混凝土側(cè)面有大量斜裂縫,底板混凝土底面在鋼混結(jié)合區(qū)產(chǎn)生些許微裂縫。由于設(shè)置了2道橫向支撐,N+1節(jié)段波形鋼腹板在荷載直接作用下僅存在微小的橫向變形,未發(fā)生屈曲失穩(wěn)。

圖10 試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)Fig.10 The failure mode of the test girder

由此可以看出,波形鋼腹板PC組合箱梁橋采用異步法施工時(shí),應(yīng)特別關(guān)注N-1節(jié)段頂板與N節(jié)段腹板連接處鋼混結(jié)合區(qū)的受力狀態(tài)。為防止該局部區(qū)域混凝土開裂,可適當(dāng)增加配筋。此外,由于波形鋼腹板采用節(jié)段拼裝施工,節(jié)段與節(jié)段之間的上翼緣板是斷開的,波形鋼腹板在斷縫處會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中,增加了腹板被拉斷的風(fēng)險(xiǎn),因此建議波形鋼腹板安裝定位后,節(jié)段間的翼緣板及連接件采用焊接使其連續(xù)。

3.2 荷載-位移曲線

試驗(yàn)梁波形鋼腹板懸臂端加載全過程荷載-位移曲線的有限元值(FEM)和試驗(yàn)值(EX)的對(duì)比結(jié)果如圖11所示,其中EX_LV-3,EX_RV-3表示左、右兩側(cè)V-3應(yīng)變花采集的波形鋼腹板試驗(yàn)值。由圖可知,有限元模型計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。從試驗(yàn)加載全過程來看,可將試驗(yàn)梁的力學(xué)響應(yīng)劃分為4個(gè)階段,分別對(duì)應(yīng)圖11中的Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ和Ⅳ,各階段的主要特征描述如下。

圖11 荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curve

1)階段Ⅰ 試驗(yàn)梁處于線彈性階段,位移隨荷載的增加線性增長(zhǎng),此階段的最后,N-1節(jié)段頂板與N節(jié)段腹板連接處鋼混結(jié)合區(qū)混凝土出現(xiàn)裂縫,對(duì)應(yīng)試驗(yàn)荷載為70kN。

2)階段Ⅱ 主要是鋼-混結(jié)合區(qū)混凝土裂縫的產(chǎn)生及發(fā)展,結(jié)構(gòu)塑性變形較小,N-1節(jié)段與N節(jié)段交界處截面鋼與混凝土仍共同工作,位移隨荷載近似呈線性增長(zhǎng),此階段最后,前述鋼-混結(jié)合區(qū)的混凝土與波形鋼腹板的上翼緣板出現(xiàn)分離。

3)階段Ⅲ 由于鋼翼緣與混凝土分離,原荷載全部作用在翼緣板及波形鋼腹板上,導(dǎo)致局部應(yīng)力迅速增加,鋼板逐漸進(jìn)入塑性階段,結(jié)構(gòu)變形明顯加快,此階段的最后,鋼-混結(jié)合區(qū)翼緣板發(fā)生屈服。

4)階段Ⅳ 鋼板屈服面逐漸擴(kuò)張,荷載增加困難,但結(jié)構(gòu)變形持續(xù)加大,在有限元模擬中,荷載-位移曲線近似呈1條斜率很小的直線,直至計(jì)算不收斂,在實(shí)際試驗(yàn)時(shí),鋼-混結(jié)合區(qū)鋼構(gòu)件經(jīng)屈服、強(qiáng)化達(dá)到抗拉強(qiáng)度而開裂,結(jié)構(gòu)失效。

3.3 混凝土正應(yīng)力

由試驗(yàn)結(jié)果可知,荷載P達(dá)到70kN之前,試驗(yàn)梁均處于彈性工作狀態(tài),現(xiàn)選取P=20,30,40,50kN,分別觀察C—A,C—B及C—C截面(見圖4)頂板上緣混凝土正應(yīng)力分布情況,如圖12所示。由于C—C截面測(cè)得應(yīng)變值太小,測(cè)試誤差大,故不考慮該試驗(yàn)值。由圖12可知,在彈性范圍內(nèi),有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值有較好的吻合度,均表現(xiàn)出組合箱梁混凝土翼板典型的剪力滯后效應(yīng)。C—C截面由于靠近自由端面,除腹板與頂板交界處附近外,正應(yīng)力均為負(fù),且絕對(duì)值較小。因此,在異步施工過程中,對(duì)于混凝土板的正應(yīng)力,應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注其與腹板的交界處,保證應(yīng)力值在合理范圍內(nèi)。

圖12 頂板混凝土正應(yīng)力分布Fig.12 Normal stress distribution of roof concrete

3.4 波形鋼腹板剪應(yīng)力

根據(jù)在波形鋼腹板上布置的應(yīng)變花,可以獲得相應(yīng)位置處的三向平均應(yīng)變,通過換算得到該位置的剪應(yīng)變,進(jìn)一步計(jì)算得到剪應(yīng)力。選取W—B,W—D和W—E(見圖3)3個(gè)截面作為3個(gè)施工節(jié)段的典型截面,觀察P=50,100,150,200及250kN時(shí),波形鋼腹板的剪應(yīng)力沿梁高的分布情況,如圖13所示。由圖可知,荷載較小時(shí),各截面腹板剪應(yīng)力沿梁高分布較均勻,隨著荷載的增加,結(jié)構(gòu)出現(xiàn)塑性區(qū)域,3個(gè)截面剪應(yīng)力分布的不均勻程度也在逐漸加大,具體表現(xiàn)為:W—B截面腹板上方剪應(yīng)力大,W—D截面腹板下方剪應(yīng)力大,而W—E截面腹板中間剪應(yīng)力大。

圖13 波形鋼腹板剪應(yīng)力分布Fig.13 Shear stress distribution of corrugated steel webs

圖14給出了各個(gè)截面波形鋼腹板剪應(yīng)力隨荷載的變化曲線?？梢钥闯?各截面剪應(yīng)力與荷載基本呈線性關(guān)系,這也證明了試驗(yàn)梁的破壞并非波形鋼腹板的剪切破壞。此外,W—E截面的剪應(yīng)力始終大于其余截面,這主要是因?yàn)樵摻孛鎯H由腹板承擔(dān)所有剪力,其余截面由鋼混組合截面共同承擔(dān)。因此,異步施工過程中,N+1節(jié)段波形鋼腹板作為主要承重構(gòu)件,需對(duì)其承載能力進(jìn)行驗(yàn)算。

圖14 波形鋼腹板荷載-剪應(yīng)力曲線Fig.14 Load-shear stress curve of corrugated steel webs

與傳統(tǒng)懸臂施工不同,當(dāng)波形鋼腹板PC組合箱梁橋采用異步施工法時(shí),懸臂端完整的鋼混閉口截面變?yōu)榱藘H有鋼腹板的開口截面,截面剛度大幅下降,且后者截面在縱向存在突變,導(dǎo)致關(guān)鍵部位受力薄弱,施工期結(jié)構(gòu)的承載能力明顯低于前者。因此,需保證異步施工過程中結(jié)構(gòu)的承載能力。

4 結(jié)語

1)波形鋼腹板異步施工懸臂梁在外力作用下的受力關(guān)鍵部位為N-1節(jié)段頂板與N節(jié)段腹板連接處鋼混結(jié)合區(qū),該處混凝土最先開裂,最后該處波形鋼腹板及連接件被拉斷導(dǎo)致試驗(yàn)梁失效。

2)從荷載-位移曲線來看,可以將試驗(yàn)梁的力學(xué)響應(yīng)劃分為4個(gè)階段:混凝土開裂前結(jié)構(gòu)的線彈性階段,頂板鋼混結(jié)合區(qū)混凝土裂縫的產(chǎn)生及發(fā)展階段,頂板鋼混結(jié)合區(qū)翼緣板與混凝土分離階段,以及頂板鋼混結(jié)合區(qū)鋼構(gòu)件的屈服、強(qiáng)化階段。

3)在彈性范圍內(nèi),異步施工懸臂梁混凝土頂板表現(xiàn)出典型的剪力滯后效應(yīng);在N-1節(jié)段、N節(jié)段和N+1節(jié)段中,波形鋼腹板剪應(yīng)力沿梁高的分布情況有所不同,且N+1節(jié)段鋼腹板的剪應(yīng)力水平大于其他節(jié)段,需對(duì)其承載能力進(jìn)行驗(yàn)算。