苗建寶,王 玥,王 旭

(1.西安公路研究院有限公司,西安 710060; 2.陜西交通控股集團有限公司西安繞城分公司,西安 710000)

0 引言

橋梁伸縮縫破損失效易導(dǎo)致病害,降低公路橋梁服務(wù)水平及行車舒適性,消耗大量的維修費用[1],影響橋梁安全性及耐久性[2-4]。為解決橋面伸縮裝置的易損性病害[5-6],人們進行了無縫橋研究實踐。

延伸橋面板橋的橋臺與上部結(jié)構(gòu)及主梁不形成整體結(jié)構(gòu),橋面連續(xù)無縫。主梁不參與承受臺后土壓力,引板作為橋面的一部分向臺后延伸,其整體性與抗震性都較低,特別適用于舊橋的改造[7]。延伸橋面板與常規(guī)橋梁搭板的構(gòu)造類似,在實際工程中應(yīng)用較多,設(shè)計施工方案成熟。很多國家都形成了相應(yīng)的設(shè)計通用圖[8],其中埋入式引板有著廣泛的應(yīng)用[9]。埋置深度一般大于50 cm[10],周邊常設(shè)置砂土等黏性小的材料以降低摩阻力,適應(yīng)結(jié)構(gòu)伸縮,因此臺后出現(xiàn)反射裂縫病害的可能性較低。

本研究對一座四孔4孔13 m預(yù)應(yīng)力混凝土空心板采用延伸橋面板無縫化改造,利用有限元模擬改造前后結(jié)構(gòu)受力性能,對改造后的橋梁進行荷載試驗,以驗證延伸橋面板無縫化改造方案的可行性。

1 力學(xué)性能與傳力機理

延伸橋面板主梁溫度變化所受的約束主要來自于引板與其下土體的摩阻力。該摩阻力很小,幾乎可以忽略不計。故主梁軸向彈性變形△l1很小,縱橋向受力與變形特點與有縫橋相近?？煽闯墒菍⒂锌p橋的伸縮裝置從橋臺與主梁相接處后移到引板與接線道路相接處的一種無縫梁橋。

延伸橋面板橋在構(gòu)造上主梁與橋臺分離,二者之間設(shè)有伸縮縫,這是與整體橋及半整體橋最顯著的區(qū)別。主梁與橋臺之間不設(shè)伸縮裝置,這是與有縫橋最主要的不同。

目前主要通過試驗及有限元軟件模擬其結(jié)構(gòu)受力狀況進行相應(yīng)的設(shè)計與優(yōu)化。

2 工程概況

某中橋建成于2014年,全長57.08 m,橋面寬度13 m,上部結(jié)構(gòu)為4孔13 m預(yù)應(yīng)力混凝土空心板,橋面連續(xù);下部結(jié)構(gòu)橋墩采用單排柱式墩。鉆孔灌注樁基礎(chǔ),橋臺為樁接臺帽。橋面鋪裝9 cm瀝青混凝土、ATR-1型防水層、10 cmC40混凝土。

延伸橋面板無縫化改造：拆除伸縮裝置,鑿除原橋頭搭板及部分原背墻,將背墻高度降低至設(shè)計要求,方便引板與主梁連接。延伸橋面板無縫化改造過程中拆除部分施工如果對臺后填土造成影響,應(yīng)重新進行臺后填土施工。引板下方設(shè)置滑動層,采用砂層作為滑動層,施工過程中應(yīng)保證砂層厚度及均勻性。引板采用現(xiàn)澆施工,引板與主梁相接處、引板與瀝青混凝土路面相接處需進行割縫處理。

圖1 引板構(gòu)造Fig.1 Guide plate structure

該橋于2018年改造后已運營4年多,通車后線形及運營狀況良好,長期監(jiān)測數(shù)據(jù)符合預(yù)期,定期檢查結(jié)果表明結(jié)構(gòu)技術(shù)狀況良好。

3 延伸橋面板橋設(shè)計研究

3.1 有限元建模

主梁于引板的建模方法均為梁格法。主梁分為12根寬1 m的縱梁,釋放虛擬橫梁的梁端約束,形成鉸接。引板分為12根寬1 m的縱梁,不釋放虛擬橫梁的梁端約束,形成剛接。主梁底部采用彈性連接模擬支座。將結(jié)構(gòu)離散為1768個單元,1716個節(jié)點,有限元模型如圖2所示。

圖2 分析模型Fig.2 Analysis model

3.2 邊界條件

主梁與引板之間通過鉸接的方式來模擬單層縱橋向鋼筋連接。后臺填土對引板的支撐作用采用面彈性支撐中的節(jié)點彈性支撐模擬,根據(jù)《彈性地基梁及矩形板計算》規(guī)定,路基的豎直基床系數(shù)k1取20 000 kN/m3。縱向約束考慮板下材料的摩擦系數(shù)來設(shè)置縱向多折線性彈簧,具體計算方法如下：

當(dāng)0≤x≤x0時,F(p,x)=kh·x

當(dāng)x0≤x時,F(p,x)=p

P=γ×V

f=u×P=101.73 kN

p=f/N=4.24 kN

kh=p/x0=5.51 kN/mm

式中,板下材料為細砂層,u=0.66;P為引板,自重155.14 kN;N為引板單元個數(shù),為24個。

3.3 延伸橋面板改造驗算

3.3.1 主梁持久狀況承載能力極限狀態(tài)驗算

承載能力極限狀態(tài)下的主梁正截面抗彎承載力驗算均滿足式γ0Md≤Mu,典型位置的結(jié)果見表1。

表1 正截面抗彎承載能力驗算結(jié)果Tab.1 Results of the check of the bending bearing capacity of normal section (kN.m)

全橋所有截面的斜截面抗剪承載能力驗算均滿足式γ0Vd≤Vn,典型位置的結(jié)果見表2。

表2 斜截面抗剪承載能力驗算結(jié)果Tab.2 Checking results of the shear bearing capacity of oblique section (kN)

3.3.2 主梁持久狀況正常使用極限狀態(tài)驗算

主梁持久狀況正常使用極限狀態(tài)驗算典型位置的結(jié)果見表3。由表3可知,所有截面頂?shù)拙壛芽p均未超過限值,滿足要求。

表3 結(jié)構(gòu)正截面抗裂驗算Tab.3 Checking calculation of structural normal section cracking resistance (mm)

3.4 脹縫變形驗算

引板1與引板2之間的脹縫寬度為2 cm,溫度作用引起的主梁變形通過引板1傳遞至脹縫。計算脹縫兩端的引板在頻遇組合與準永組合下的相對變形可得：脹縫兩端引板相對變形均小于2 cm,滿足要求。

4 結(jié)構(gòu)荷載試驗研究

4.1 方案擬定

為驗證無延伸橋面板橋臺無縫化改造效果,對加固后結(jié)構(gòu)荷載進行試驗分析,加載效率0.97,滿足規(guī)范要求,選取第1孔作為試驗孔。

4.2 測點布置

為保證試驗加載的有效性及合理性,令橋跨結(jié)構(gòu)測試斷面在彎矩最不利情況下加載檢測,加載分為中載與偏載。為了分析該橋梁在試驗荷載作用下的應(yīng)變及變形狀況,在跨中截面布置14個應(yīng)變測點和6個撓度測點。

4.3 靜載試驗

將主梁豎向位移與主梁底混凝土應(yīng)變的計算值與實測值繪制成圖3、圖4。對比發(fā)現(xiàn),重車軸載作用附近主梁撓度及應(yīng)變的計算值均稍大于實測值,而遠離重車軸載作用的主梁撓度及應(yīng)變的計算值則稍小于實測值。

圖3 主梁豎向位移計算值與實測值對比Fig.3 Comparison of calculated and measured values of vertical displacement of main beam

圖4 主梁底部混凝土應(yīng)變計算值與實測值對比Fig.4 Comparison between the calculated and measured strain values of concrete at the bottom of the main beam

4.4 動載試驗

根據(jù)動載試驗結(jié)果取平均值得到頻率為15.03 Hz,沖擊系數(shù)為1.17。該頻率大于理論值。

5 成橋長期監(jiān)測研究

5.1 監(jiān)測方案

橋的上部結(jié)構(gòu)由12片預(yù)應(yīng)力混凝土空心板組成,選取其中6片空心板頂板及底板均布置傳感器,頂板受力狀況不利,故單片梁布置2個測點,底板1個測點,傳感器布置方案如圖5所示。

圖5 傳感器布置Fig.5 Sensor location

5.2 溫度監(jiān)測結(jié)果與分析

橋梁溫度監(jiān)測時間為2019年6月—2020年7月,采集一年零一個月的溫度數(shù)據(jù)。取溫度最高和最低的兩個月份來分析溫度數(shù)據(jù)。

5.2.1 高溫階段

高溫階段出現(xiàn)在7月份,選取2020年7月1日0時至2020年7月30日17時的監(jiān)測數(shù)據(jù)進行分析。7月份頂板測點的溫度數(shù)據(jù)如圖6所示。

圖6 7月份頂板溫度測點變化規(guī)律Fig.6 Variation regularity of roof temperature measurement points in July

由圖6可知,頂板測點受到太陽輻射的直接照射測點溫度起伏較大,曲線飽和程度明顯大于環(huán)境溫度。7號梁與9號梁的所有測點溫度數(shù)據(jù)幾乎一致,12號梁受護欄的影響頂板測點的最高溫度低于7號梁與9號梁。除峰值出現(xiàn)時間外,頂板所有測點的溫度上升及下降與環(huán)境溫度基本一致,說明混凝土內(nèi)部溫度受環(huán)境溫度影響較大。

5.2.2 低溫階段

由于冬季輻射較弱,頂板溫度受環(huán)境溫度影響較大,曲線走勢、起伏與飽和程度較為接近環(huán)境溫度值。頂板測點的溫度峰值僅滯后于環(huán)境溫度1 h左右,最低溫出現(xiàn)時間略提前于環(huán)境溫度,大約為2～4 h。7號梁與9號梁的頂板測點溫度大體一致,12號梁的頂板溫度受護欄影響,從內(nèi)向外不斷下降,規(guī)律與夏季基本一致。

5.3 有限元建模與數(shù)據(jù)對比

5.3.1 邊界條件的模擬

選擇在MIDAS-FEA中適用于二維穩(wěn)態(tài)及瞬態(tài)分析的二維平面應(yīng)變單元,建立梁截面溫度場模型,每個節(jié)點設(shè)置1個溫度自由度,每0.5 h為1個時間 分析步。有限元網(wǎng)格尺寸設(shè)定為20 mm,全模型共有17 966個單元和17 959個節(jié)點。

5.3.2 熱工參數(shù)取值

所用材料為瀝青和水泥混凝土,二者的熱工參數(shù)取值如表4所示。

5.3.3 初始溫度取值方法

有限元的溫度場模擬是一個不斷迭代計算的過程,需要施加一個迭代初值,即初始溫度。不同的初始溫度取值對前幾天的溫度計算結(jié)果影響較大,故許多學(xué)者采用循環(huán)計算的方式消除初始溫度帶來的影響。觀察實測數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn),第1 d 0∶00時的主梁各測點溫度分布較為平均,取其均值作為有限元溫度場計算的初始溫度。

5.3.4 太陽輻射數(shù)值模擬

太陽輻射分為總輻射、散射輻射及直接輻射,三者之間的數(shù)值關(guān)系為：總輻射=散射輻射+直接輻射。

5.3.5 有限元溫度場計算結(jié)果與精度分析

利用邊界條件等參數(shù)信息進行為期一年的溫度計算。計算時間為2019年7月1日—2020年6月30日,提取7號梁測點的頂板及底板溫度進行對比,計算結(jié)果如圖7所示。對頂板測點進行精度分析,結(jié)果如圖8所示。

圖7 7號梁計算結(jié)果與實測值對比Fig.7 Comparison between the calculated and measured values of beam No. 7

圖8 7號板全年溫度測點分析Fig.8 Analysis of annual temperature measurement points on board 7

由圖可知,有限元總體擬合情況較好,頂板與底板的R2值分別為0.94、0.97,均方根誤差分別為2.56 ℃、1.61 ℃,均在可接受范圍內(nèi)。頂板的極端低溫計算值為-3.92 ℃,實測值為-4.33 ℃,誤差為0.41 ℃;底板的極端低溫計算值為-4.53 ℃,實測值為-1.83 ℃,誤差為2.7 ℃,誤差相對于上述數(shù)據(jù)而言較大。但總體誤差在可接受范圍內(nèi),故使用上述邊界進行全年溫度場模擬是可行的。

將該有限元模型提取主梁數(shù)據(jù)進行平均溫度計算,得到關(guān)中地區(qū)空心板極端高溫為34.3 ℃,極端低溫為-4.2 ℃。我國現(xiàn)行公路橋規(guī)JTG D60-2015規(guī)定此地為寒冷地區(qū),規(guī)定有效溫度高溫取值34 ℃,低溫取值-10 ℃。從上述計算中可以看出,該地區(qū)空心板極端高溫取值與規(guī)范規(guī)定幾乎相同,極端低溫取值高于規(guī)范規(guī)定。

6 結(jié)論

延伸橋面板無縫化改造橋梁與新建延伸橋面板橋類似,可采用有限元軟件的桿系單元建立上部結(jié)構(gòu)有限元模型,通過建立合理邊界條件考慮引板-土相互作用。

空心板橋改造后靜載試驗計算值與實測值的變化趨勢及數(shù)值吻合良好,動載試驗實測頻率大于理論值,表明結(jié)構(gòu)受力滿足規(guī)范要求,結(jié)構(gòu)改造方案合理可行。

無縫橋?qū)τ跍囟让舾?對結(jié)構(gòu)受力開展長期監(jiān)測并對空心板的頂板及底板測點進行溫度分析,研究無縫橋太陽輻射數(shù)值模擬,得到頂板與底板的R2值分別為0.94、0.97,均方根誤差分別為2.56 ℃、1.61 ℃,均在可接受范圍內(nèi),有限元總體擬合情況較好。