何肖斌

(福州市公路事業(yè)發(fā)展中心,福建 福州 350002)

裝配式空心板橋因受力明確、施工方便且迅速的優(yōu)點而得到了廣泛的應用。這類橋梁通過現(xiàn)澆混凝土鉸縫構(gòu)造將各個獨立預制的空心板橫向連接起來。當車輛荷載作用在橋面時,通過鉸縫將荷載分配給各空心板,使各板共同參與受力。然后在實際使用中重載車輛的反復作用,鉸縫易出現(xiàn)泛白、開裂等病害,直至出現(xiàn)單板受力現(xiàn)象[1-2]。

為了應對現(xiàn)有空心板橋的鉸縫病害并防止出現(xiàn)單板受力現(xiàn)象,采用整體化鋪裝層對空心板橋進行加固是一種可靠的加固方法。該方法采用增加橋面鋪裝的厚度,增設多層鋪裝鋼筋和鉸縫鋼筋的方法,在保證荷載橫橋向可靠傳遞的同時,提高了空心板橋的整體抗彎承載性能[3]。黃宛昆等[4]提出了鉸縫結(jié)合面上利用連續(xù)鋼板代替間斷鋼筋和采用改進鉸縫結(jié)構(gòu)和填充材料的方式加強空心板橋橫向受力性能。李春良等[5]基于鉸接板理論,建立了空心板橋鉸縫及板受損后的解析模型,揭示了鉸縫及板損傷后對橋梁整體橫向受力的影響程度。Seible等[6]通過舊梁承載力測試發(fā)現(xiàn)橋面鋪裝層混凝土可以提高主梁承載力;徐志華等[7]、王丕祥等[8]分析車輛輪載作用、鋪裝層混凝土強度等級、鋪裝層厚度、橋面板與鋪裝層間結(jié)合能力對鋪裝層應力分布的影響,提出了考慮橋面鋪裝層協(xié)同空心板受力的預應力混凝土空心板梁抗彎承載力計算方法。在此基礎(chǔ)上,有學者采用數(shù)值分析和規(guī)范對比等方法分析了不同鋪裝層厚度對空心板橋應力和撓度的影響,探討了整體化鋪裝層厚度的合理布置形式[9-12]。但是由于缺乏對采用整體化鋪裝層的空心板橋的整體受力性能的試驗分析,無法對此類空心板橋的空心板與鉸縫的受力性能和在極限狀態(tài)下的破壞模式進行判斷。

在現(xiàn)有研究結(jié)果的基礎(chǔ)上,本文以采用整體化鋪裝層進行加固的空心板橋為研究對象,通過開展足尺模型試驗,對整體化鋪裝層加固后的空心板橋在車輛荷載作用下的破壞模式與整體受力性能進行分析,為存在抗彎承載力不足的空心板舊橋進行加固改造提供借鑒與參考。

1 試驗模型的設計與制作

1.1 試驗模型

以一跨8 m裝配式空心板橋為研究對象,參照福建省某國道橋的設計圖紙,設計荷載為公路-Ⅰ級,足尺試驗模型由4片中板和1片邊板組成?？招陌逯邪鍖?24 cm,邊板寬124.5 cm,高40 cm,中間為3個直徑24 cm的圓孔,凈跨徑7 960 cm,橫截面具體尺寸如圖1所示。鉸縫構(gòu)造采用深鉸縫形式,具體尺寸如圖2所示。加固前的橋面鋪裝采用φ8的單層鋼筋網(wǎng)布置,鋼筋間距15 cm。

(a) 中板

圖2 鉸縫構(gòu)造圖(單位:cm)Fig.2 Structural drawing of hinge joint (unit:cm)

王渠等[13]進行了整體化鋪裝加固前空心板受力性能試驗,橋面鋪裝層為單層鋼筋網(wǎng),鋼筋直徑φ10,間距10 cm×10 cm,其后鑿除橋面鋪裝,植筋后重新澆筑22 cm鋪裝層,制作完成的試驗模型如圖3所示。橫截面具體尺寸如圖4所示。

圖3 足尺試驗模型Fig.3 Full scale test model

圖4 整體化鋪裝層空心板橋橫截面圖(單位:cm)Fig.4 Cross section of integral pavement reinforced voided slab bridge (unit:cm)

整體化鋪裝層鋼筋網(wǎng)的布置需要進行植筋,如圖5所示,采用直徑φ16的鋼筋植入空心板頂板。每塊空心板橫橋向間距34 cm布置1道植筋,共4道,沿縱橋向方向間距30 cm(外側(cè))或60 cm(內(nèi)側(cè)),每片空心板上植筋78根,模型共計390根。

(a) 橫斷面

加固后的鋼筋混凝土整體化鋪裝層厚度22 cm,配置雙層鋼筋網(wǎng),鋼筋直徑φ16,間距10 cm×10 cm,上層鋼筋網(wǎng)靠近橋臺處離端部2 m范圍內(nèi)采用φ16鋼筋加密,如圖6所示?；炷敛捎肅40等級,抗壓強度40 MPa,一次性澆筑完成。

圖6 整體化鋪裝層鋼筋網(wǎng)布置圖(單位:cm)Fig.6 Layout of reinforcement mesh of integrated pavement (unit:cm)

1.2 試驗加載

加固前、后采用相同的加載方式,根據(jù)最不利的加載原則,選擇標準車輛荷載的后兩軸進行加載,具體加固方法如圖7所示。將車輛荷載后軸軸重轉(zhuǎn)換為均布荷載,標準車輛后軸的輪胎著地面積為60 cm×20 cm(橫橋向×縱橋向),橫橋向合力作用點位于3號板中心點,沿縱橋向作用位置在跨中處,如圖8所示。采用液壓千斤頂四點同步進行加載,并將實際試驗荷載按照線性的關(guān)系換算成公路-Ⅰ級設計荷載的倍數(shù)。其中,單點70 kN即為公路-Ⅰ級設計荷載的1倍,單點140 kN即為公路-Ⅰ級設計荷載的2倍。

圖7 標準車輛示意圖(單位:m)Fig.7 Schematic diagram of standard vehicle (unit:m)

(a) 橫橋向位置

1.3 測點布置

加固前、后空心板和鉸縫的測點一致,在跨中斷面布置撓度和應變測點。每片空心板各底橫橋向中央各布置1個撓度和混凝土應變測點。在底部受力主筋布置鋼筋應變片。在鉸縫②、③的縱橋向L/4、跨中2個斷面底部布置百分表,以測量鉸縫的橫向張開量和相對豎向位移,每個斷面的測點布置示于圖9。

圖9 鉸縫相對位移測點布置圖Fig.9 Layout of measuring points for relative displacement of hinge joint

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗全過程描述

試驗加載初期,空心板的撓度與荷載大小基本上成線性關(guān)系,此時鉸縫受力較小,未發(fā)生開裂。

對于未加固的試驗模型,當單點試驗荷載達到70 kN,鉸縫在梁端位置開始出現(xiàn)裂縫。當試驗荷載達到100 kN,3號空心板的底板混凝土開始開裂。當荷載達到240 kN,其他各片空心板混凝土陸續(xù)開裂。為了保證試驗安全和后續(xù)試驗的有效性,故停止加載。

對于采用整體化鋪裝層加固后的試驗模型,當單點試驗荷載同樣為70 kN,鉸縫在梁端位置開始出現(xiàn)裂縫。當試驗荷載達到125 kN,3號空心板底板混凝土開始開裂。當加載至465 kN,由于達到極限荷載,無法繼續(xù)加載,故停止加載。采用整體化鋪裝層進行加固前、后的試驗空心板的鉸縫結(jié)合面如圖10所示。

(a)整體化鋪裝層加固前

2.2 空心板

跨中截面空心板荷載-撓度曲線、混凝土荷載-應變曲線如圖11所示。加載初期,各片空心板在試驗荷載作用下產(chǎn)生的撓度與試驗荷載呈線性關(guān)系。當加載到約140 kN(加固前)和260 kN(加固后)時,3號空心板跨中截面板底混凝土開裂;當加載到約160 kN(加固前)和332 kN(加固后)時,2號板和4號板跨中截面板底混凝土開裂。當加載到約240 kN(加固前)和394 kN(加固后)時,1號板和5號板跨中截面板底混凝土開裂;在荷載大于240 kN(加固前)和394 kN(加固后)時,曲線呈現(xiàn)明顯的非線性關(guān)系,且斜率明顯變小,即增加單位荷載時各板的撓度增加得更快?？梢钥闯?22 cm厚整體化鋪裝層能顯著提高空心板橋的整體抗彎剛度,將作用在橋面鋪裝層上的荷載更加均勻地分配到各板上,減小空心板各板的撓度和應力,從而將8 cm厚普通鋪裝的空心板開裂荷載140 kN提高1.85倍,達到260 kN。

l/mm(a)荷載-撓度曲線

空心板跨中截面底部受拉鋼筋縱向應變?nèi)鐖D12所示。直至加載完成,鋼筋仍處于彈性工作階段,并未屈服?？招陌蹇缰薪孛娓靼逶诟骷壓奢d作用下的橫向相對變形如圖13所示。將試驗得到的空心板的破壞現(xiàn)象及對應荷載匯總到表1?？梢钥闯?對于加固前的空心板橋,當荷載小于1.0倍公路-Ⅰ級時,各板橫向相對變形均勻;隨后空心板開始開裂,鉸縫傳遞荷載的能力開始減弱;當荷載達到2.0倍公路-Ⅰ級時,由于②、③號鉸縫結(jié)合面開裂并形成豎向通縫,因此3號空心板與相鄰2號、4號空心板之間的撓度差顯著增加,出現(xiàn)了明顯的單板受力現(xiàn)象。然而,整體化鋪裝層使得即使出現(xiàn)鉸縫結(jié)合面開裂也可以保證空心板間的荷載傳遞,空心板之間的撓度差始終相對較小,即使在3.0倍公路-Ⅰ級荷載作用下也沒有明顯的橫向相對變形。

表1 空心板開裂荷載匯總表Tab.1 Summary of hollow slab cracking load

ε/10-6圖12 空心板跨中截面板底縱向鋼筋縱向應變曲線Fig.12 Longitudinal stress curve of longitudinal reinforcement at the bottom of hollow slab mid-span section panel

空心板板號(a)整體化鋪裝層加固前

2.3 鉸縫

當荷載達到70 kN時,鉸縫②的荷載-橫向張開量曲線出現(xiàn)明顯的拐點,且在試驗中也均觀察到鉸縫②開裂。鉸縫②跨中截面橫向張開量曲線和豎向相對位移如圖14和表2所示。空心板加固前,但試驗荷載小于100 kN時,鉸縫兩側(cè)的橫向和豎向均未出現(xiàn)明顯變形,隨著試驗荷載的增大,裂縫逐漸向上開展,橫向相對張開量增大。當荷載達到120 kN時,鉸縫橫向張開量突然增大,此時,可以從鉸縫的底部觀察到裂縫。加固后,整體化鋪裝層能讓荷載更均勻地分配到各塊空心板上,故鉸縫相對變化的速度較加固前減慢,當荷載到達170 kN時,鉸縫的橫向張開量突然增大,但相對位移還是較小,最大僅有0.85 mm。鉸縫結(jié)合面的裂縫向上開展到空心板頂板位置后,由于整體化鋪裝層的作用,此時空心板之間依然可以有效地傳遞荷載,故空心板之間不會產(chǎn)生較大的相對位移。

表2 鉸縫開裂荷載匯總表Tab.2 Summary of hinge joint cracking load

d/mm(a)荷載-橫向張開量曲線

試驗結(jié)束以后觀察發(fā)現(xiàn),不論是加固前還是加固后,3號板左右兩側(cè)的②、③號鉸縫結(jié)合面開裂,裂縫沿豎向通長,縫寬1～2 mm,如圖15所示。

圖15 空心板與鉸縫的結(jié)合面破壞位置示意圖Fig.15 Schematic diagram of failure location of joint surface between hollow slab and hinge joint

3 荷載橫向分布計算

在各板底部橫橋向中央各布置1個百分表測試荷載橫向分布。通過反力梁和千斤頂單點加載,在跨中截面對空心板依次施加50 kN豎向力,持荷5 min后測量各空心板撓度,計算各空心板荷載橫向分布系數(shù),如表3所示。

表3 22 cm整體化鋪裝層加固后空心板橋試驗結(jié)果Tab.3 Test results of hollow slab bridge strengthened with 22 cm integral pavement

將試驗得到的橫向分布系數(shù)與鉸接板法、剛接梁法的計算結(jié)果進行對比,并以荷載作用于3號板時為例,示于圖16。當鋪裝層為22 cm時,荷載橫向分布鉸接板法與試驗結(jié)果誤差最大偏差為12.3%,剛接板法的計算結(jié)果與試驗結(jié)果最大偏差為4.2%。因此,當橋面鋪裝較厚時可按剛接板法計算,即將鉸縫視為剛接,假定豎向荷載作用下各鉸縫內(nèi)只傳遞豎向剪力qi,在各鉸縫處多引入贅余彎矩mi,如圖17所示,qi和mi中i的大小由空心板數(shù)量決定。然后建立計及橫向連接特點的贅余力正則方程,求解即可得到橫向分布系數(shù)。據(jù)力法原理,將正則方程用矩陣形式可簡明表達為[14-15]:

空心板板號圖16 既有方法求得的荷載橫向分布系數(shù)與試驗結(jié)果對比Fig.16 Comparison between load transverse distribution coefficient obtained by existing methods and test results

圖17 剛接板荷載橫向分布計算圖示Fig.17 Calculation schematic of load transversal distribution for rigid-joint plates

[δij]{xi}+{δip}=0

(1)

式中:δij為贅余力素峰值xj=1時在i處引起的相對變位;δip為外荷載在i處引起的相對變位;xj為j處的贅余力素峰值。

4 結(jié)論

1)整體化鋪裝層通過增大橋面鋪裝厚度,增強鋪裝層內(nèi)橫向鋼筋和鉸縫鋼筋,達到提高橋梁的整體抗彎剛度和橫向分布荷載能力的目的,可用于加固抗彎承載力不足的空心板舊橋。

2)加固前、后空心板鉸縫開裂荷載均為70 kN(1.0倍公路-Ⅰ級),整體化鋪裝層不能提高空心板鉸縫的開裂荷載。

3)采用整體化鋪裝層進行加固后,空心板的開裂荷載從100 kN(1.43倍公路-Ⅰ級荷載)提高到125 kN(1.79倍公路-Ⅰ級荷載),提高了25%;說明整體化鋪裝層可以明顯提高空心板的開裂荷載和抗彎受力性能。

4)整體化鋪裝層的使得即使出現(xiàn)鉸縫結(jié)合面開裂也可以保證空心板間的荷載傳遞,因此空心板之間的撓度差始終相對較小,即使在3.0倍公路-Ⅰ級荷載作用下也沒有明顯的橫向相對變形。

5)當橋面鋪裝較厚時的整體化鋪裝層加固空心板橋可按剛接板法計算。