斜交空心板桥拼宽结构承载力试验研究

黄学漾，夏樟华，宗周红，陈杨利

(1．福州大学土木工程学院，福建福州 350116;2．东南大学土木工程学院，江苏南京 210096;3．福建省永正工程质量检测有限公司，福建福州 350012)

0 引言

桥梁拓宽是高速公路拓宽中的重点，而斜桥作为桥梁中的一种特殊形式，由于其受力状态与常规的正交桥有许多不同，更是桥梁拓宽中的一个难点．徐钢［1］对斜交空心板梁桥拓宽改造纵向接缝连接问题进行试验研究，并通过数值模拟分析比较了不均匀沉降引起的不同接缝连接桥梁的受力性能．郭岩昕［2］进行了斜交空心板桥拓宽纵向接缝模型试验研究，建立了斜交预应力混凝土连续斜梁桥的室内模型，并进行静动载试验;结合ANSYS比较了不同纵向接缝连接方式的静动力特性研究，以及不均匀支座沉降和温度荷载等作用下的受力性能研究．陈晓强等［3］对某斜交多跨预应力混凝土连续箱梁的横向拼宽问题进行拼接方式分析，并定性研究拼接后支承条件的变化及其相关因素对原结构(老桥)受力的影响．由于斜桥的特殊性，其受力性能与斜交角、宽跨比、弯扭刚度比等都有重大关系，特别是拓宽后斜交桥的受力性能更为复杂［4］，目前对于斜交桥拓宽后的受力性能的研究还比较欠缺［5－8］．因此，本文通过室内模型试验和有限元非线性分析，研究斜交空心板梁桥拼宽连接后在中垮跨中对称加载作用下的受力特点、破坏形态和极限承载力．

1 工程背景

以高速公路沈海线(闽)(G15)福泉厦漳改扩建工程漳州段的凤山分离立交大桥为工程背景，该桥原桥上部结构为(27．2+42．4+27．2)m三孔一联预应力混凝土低高度空心板连续梁，桥梁全长104．96 m，上跨国道324线，与国道斜交55°，桥面标准宽度为12．5 m，分为上、下行两幅桥梁，双向四车道．桥梁设计荷载为汽－超20、挂－120．拼宽的新桥为等跨径的箱梁桥．

2 试验模型设计

按照模型相似理论，依据中跨跨中截面底板应力、内支座截面顶板应力相等进行模型相似设计，表1列出了模型的各项理论相似比，模型为三跨等高度连续梁，空心板和单箱双室的特殊截面，总长16．5 m，计算跨度为(4．5+7．0+4．5)m，模型桥具体尺寸构造以及实物图如图1所示．

表1 模型各物理量理论相似比Tab．1 Parametric theoretical similarity ratios of the model

图1 模型桥总体布置图(单位:cm)Fig．1 Standard sections of the model(unit:cm)

3 静载测试

3．1 测试方案

3．1．1 加载方式

根据试验目的，模型静力测试按照正弯矩加载，进行中跨跨中对称加载，图2为荷载布置示意图，采用跨中正弯矩加载，按照逐级加载方式达到极限承载力．

图2 荷载布置示意图(单位:cm)Fig．2 Load conditions(unit:cm)

3．1．2 测点布置

挠度和应变测试截面包括支承处截面、各跨跨中截面和中跨1/4截面共8个截面，图3是测试截面布置图．

3．2 静载试验过程

在加载过程中，每个千斤顶增加10 kN荷载作为一个工况，采用逐级加载方式．当单个千斤顶的荷载为210 kN时，随着挠度的增大，荷载不再增加，故认为此时桥梁达到了极限承载状态，其极限承载力为840 kN(由于共有4个千斤顶同步加载，每个加载至210 kN)．

达到极限承载力时的梁底和桥面裂缝如图4所示，模型裂缝分布特点如下:①湿接缝主要是承受纵向受拉作用，因此其裂缝都是大致垂直于桥面中心线的;②连接段靠近内支承处和边跨钝角侧跨中附近梁底腹板裂缝较多，是受力比较复杂的地方，这些部位顶部容易产生一些裂缝并向梁底开展;③新旧桥靠近湿接缝处的裂缝方向大致平行于支承线，靠近新旧桥两侧自由边的裂缝方向基本是上垂直于自由边．

图3 测点布置示意图(单位:cm)Fig．3 Layout of measuring points(unit:cm)

图4 裂缝分布图Fig．4 Crack pattern

达到极限承载状态时，模型桥破坏形态特点如下:一方面，中跨跨中下挠，以湿接缝处下挠位移最大，边跨上拱，桥梁钝角处上拱最大．另一方面，中垮跨中梁底钢筋应变达到屈服强度，梁顶混凝土压碎．此外，在湿接缝与新旧桥连接面处形成纵桥向的通缝，拼接段在内支承附近产生众多垂直于桥轴线的裂缝并且向腹板延伸．

3．3 挠度测试结果及分析

根据测试结果，绘制了部分横截面在单个千斤顶加载从20 kN变化到210 kN过程中挠度的变化图，见图5，其中:数值大于0表示梁发生上拱，而小于0表示梁下挠．

图5 不同荷载等级挠度和测点距新桥外测边缘距离关系图Fig．5 Relationship between vertical displacement and the determination location in different load

从图5可以看出，当在中跨跨中施加对称荷载时:各截面挠度横向分布不均匀，明显带有斜桥扭转的变形特点．图5(a)显示:边跨端部截面锐角侧下移，钝角侧往上翘;图5(b)显示:边跨跨中均上拱，并且以钝角处上拱较大．

图6(a)和图6(b)分别表示新桥、旧桥梁底两侧挠度差．从图6可以看出，新桥最大挠度差发生在西侧边跨跨中，大小为9．87 mm．旧桥跨中挠度差最大，在单个千斤顶荷载为210 kN时达到15．29 mm，约为新桥中跨跨中截面挠度差的 1．8 倍(15．29/8．41≈1．81)．

图6 不同荷载等级挠度和测点距东侧变跨端支承线距离关系图Fig．6 Relationship between vertical displacement and the distance from determination location to east edge of structure in different load

3．4 应变测试结果及分析

应力数值及其分布规律也是结构工作性能的重要反映之一．当进行中跨跨中对称加载时，跨中(4#)截面为全桥最不利截面．4#截面梁顶数据较完整，而梁底受拉较大，出现了较多超出应变片量程的情况．

表2显示了4#截面应变分布状态的变化，可以看出，跨中截面在各等级荷载作用下，截面顶板以受压为主，底板以受拉为主，但在接缝下缘和梁翼缘根部下缘以及旧桥梁底外侧出现了较明显的压应力，呈现典型的弯扭耦合特征．荷载较小时候，接缝下缘主要以受压为主，随着荷载增大，梁内受弯变形为主，接缝下缘亦成受拉状态，此时，接缝连接尚未破坏，在新桥接缝下缘出现了压应力，但随荷载增大，达到极限荷载时，新桥接缝下缘压应力又转化为了拉应力，显然受弯作用较明显．

表2 中垮跨中截面纵向应变分布状态Tab．2 The distribution of longitudinal strain in midspan section

图7(a)～(c)分别是梁顶混凝土应变测点5#(旧桥梁顶应变最大处)、11#(新桥梁顶应变最大处)的荷载－应变曲线．旧桥梁顶以5#测点压应变最大，210 kN时达到1．912×10－3，新桥梁顶以11#测点压应变最大，210 kN时达到1．385×10－3，另外，对于接缝处，在旧桥侧连接处测点7#的压应变最大，210 kN时达到2．825×10－3，而新侧连接处9#测点的压应变却小的多，210 kN时仅为0．458×10－3．可见，接缝两侧有很大的应变差，2．825×10－3/(0．458×10－3)≈6．当荷载达到210 kN时，荷载不再增大，而应变逐渐增大，达到了结构的极限承载状态．由于钢筋应变片损坏较多，数据不完整，故此处仅取旧桥梁底中心处钢筋测点数据进行分析，其荷载应变曲线见图7(d)，可以看出，当荷载达到210 kN时，钢筋刚开始进入屈服状态．

图7 应变测点荷载－应变曲线Fig．7 The load and longitudinal strain curve

4 有限元模拟及对比分析

4．1 有限元模型

通过ABAQUS来计算该结构的极限承载能力并与试验结果进行分析比较．有限元对混凝土和预应力筋两种材料进行了模拟，其中混凝土根据网格划分形状、单元适用特点采用C3D6、C3D8和C3D8R三种单元来模拟，预应力筋采用T3D2桁架单元来模拟．模型总共有单元26 721个，其中C3D6单元2 067个，C3D8单元816个，C3D8R单元20 012个，T3D2单元3 826个．混凝土的拉压本构关系是使用GB 50010—2002《混凝土结构设计规范》中的单轴应力－应变关系．而预应力筋则是按照弹性材料考虑，在模型中采用等效降温法实现预应力的施加．

4．2 有限元模拟结果与试验结果对比分析

4．2．1 有限元模型变形图(破坏形态)

图8显示了拼宽斜交桥有限元模型在极限承载状态即破坏时的变形形态．从图8可以看出，在中跨跨中施加对称荷载作用下，达到极限状态时，中跨跨中湿接缝附近挠度最大，而对于边跨跨中，则发生上拱，其中以钝角侧上拱值更大，这与室内模型试验的破坏形态是一致的．

图8 有限元模型极限承载状态时位移图(放大25倍)Fig．8 The displacement diagram of finite element model in the state of ultimate bearing which magnified 25 times

4．2．2 测点荷载－位移曲线对比

取中跨跨中截面新桥梁底中点(A#测点)和旧桥梁底中点(B#)测点两个挠度测点进行荷载位移曲线的试验与理论值的对比．

图9显示了一个千斤顶施加的荷载与测点位移的关系曲线．从图中可以看出:实测与理论得到极限承载力比较接近，实测得到极限承载力为840 kN，理论值为920 kN(跨中共有4台千斤顶同步加载);在单个千斤顶80 kN荷载之前，实测与理论的荷载－位移基本上呈现线性变化，而后实测值在160 kN之后才比较明显地进入屈服阶段，理论值则是在140 kN之后开始进入屈服阶段;在140 kN之前，实测与理论的位移值比较接近，随后理论的位移值要逐渐比实测值大许多，在210 kN时，理论位移是实测位移的2．19倍(92/42=2．19)．显然，相对于理论结果，实测的破坏过程是比较快的．

图9 理论与实测荷载－位移曲线对比Fig．9 Comparison of load and displacement curve in calculating and testing models

4．2．3 横截面挠度对比分析

图10表示了0#和4#共四个截面在单个千斤顶荷载为140 kN时理论与实测的挠度的对比．从图中可以看出，在140 kN时，各截面的挠度规律基本相同，数值上相近，但有限元模型表现的比较柔．

图10 140 kN时截面理论及实测挠度与测点距旧桥外测距离关系图Fig．10 Comparison of relationship between vertical displacement and the distance from determination location to edge of old bridge in calculating and testing models under the loads of 140 kN．

分析表明，有限元数值模型比实际结构偏柔，其原因主要包括:建模时没有考虑普通钢筋，这主要是因为钢筋多而且复杂，所以计算过程中通过提高混凝土弹性模量的方法来考虑钢筋的作用;在定义ABAQUS损伤塑形模型时，要求应力－应变关系下降段中，最小应力不能小于屈服应力的1/100，因此混凝土在破坏过程中始终具有承载能力，而实际上混凝土应力超过极限值时它就会破坏，不再有承载能力，因此模拟的承载力会比实际的要大些;由于主要使用C3D8R单元来模拟混凝土，这种单元的沙漏问题容易造成结构太柔，虽然在建模中通过增加沿厚度方向的单元层数来尽量避免这钟问题，但仍有可能会影响变形．

5 结语

1)斜交空心板拼接梁桥在中跨跨中集中荷载对称作用下，呈现明显的弯扭耦合特征．截面横向发生明显扭转，挠度分布不均匀;纵向挠度表现出一般连续梁桥的变形特点，但在斜交梁桥端部钝角处会发生上翘．

2)在中跨跨中集中荷载对称作用下，跨中位置纵向接缝破坏主要由弯拉引起，而支座位置纵向接缝破坏主要由接缝两侧桥梁位移差产生的剪切引起，且支座处纵向接缝两侧挠度差要大于中跨跨中截面的相应挠度差．

3)斜交桥拼宽后，在钝角处容易产生平行于钝角角平分线的裂缝，应该注意加强此处的配筋．另外，对于内支座附近的湿接缝侧腹板及桥梁钝角侧边跨跨中腹板受力亦比较不利，容易产生裂缝．

4)有限元模拟基本反映了斜交空心板梁桥拓宽改造的特点，模拟结果与试验结果的破坏形态大致相同，极限承载力大小相近，本文所建立的模型可以用于斜交空心板拼宽结构的进一步研究．