节段预制波形钢腹板组合梁弯曲性能试验研究

张 鸿 邓文琴 张建东,3 张永涛

(1中交第二航务工程局有限公司, 武汉 430040)(2华中科技大学土木工程与力学学院, 武汉 430074)(3东南大学土木工程学院, 南京 210096)

节段预制波形钢腹板组合梁弯曲性能试验研究

张 鸿1邓文琴2张建东2,3张永涛1

(1中交第二航务工程局有限公司, 武汉 430040)(2华中科技大学土木工程与力学学院, 武汉 430074)(3东南大学土木工程学院, 南京 210096)

为了解节段预制波形钢腹板组合梁和整体浇筑波形钢腹板组合梁弯曲性能的差异,设计了2根1∶10缩尺试验梁的静力试验,研究了接缝的存在对节段预制波形钢腹板组合梁的破坏模态和变形、不同截面上构件的应变分布、体内体外预应力束增量及极限承载力的影响.利用有限元法分析了节段数量及体内体外预应力筋配束比对节段预制波形钢腹板组合梁弯曲性能的影响.结果表明,接缝的存在对梁体初始抗弯刚度影响不大,但节段预制梁极限承载力约为整体浇筑梁的0.79倍.节段划分数目越多,节段预制梁极限承载力越小.节段预制梁预应力束增量明显大于整体浇筑梁,且体内配束占比越大,节段预制梁极限承载力越大,实际工程中节段预制波形钢腹板组合梁体内体外配束比不宜小于1.

节段预制;波形钢腹板;弯曲性能;破坏形式;配束比;节段数

与传统预应力混凝土梁相比,波形钢腹板预应力混凝土组合箱梁因其自重轻、便于装配施工、受力性能优、预应力效率高、抗震性能好、低碳节能等优点[1-2],已成为国内组合结构桥梁的推荐桥型.其腹板采用工厂自动化生产线加工生产,结合预制装配化的桥梁施工技术,可实现中等跨径波形钢腹板组合梁桥的工厂化、装配化、标准化施工,与已有施工方法相比,简化了施工工艺,保证工程质量和耐久性,降低了工程造价,且适应了城市桥梁保通、美观、环保及快速施工等要求[3-5].因此,节段预制拼装波形钢腹板组合梁桥在城市桥梁的建设中具有较好的应用前景.

目前,国内外关于节段预制拼装梁的弯曲性能试验研究主要是针对混凝土梁展开的[6-8].文献[6]指出,除普通配筋率外,接缝位置、体外索力及节段数量对节段预制混凝土梁抗弯刚度均有不同程度的影响.文献[7]开展了一孔48 m跨径节段预制拼装箱梁的足尺模型试验,发现正常施工节段梁处于弹性状态,整体性较好,接缝处截面基本符合平截面假定.文献[8]考虑不同体内体外束配合比开展了节段预制混凝土箱梁受弯性能试验,结果表明,体内束布置越多,节段预制梁承载力越高,且张开接缝沿梁高方向分布符合平截面假定.然而,国内外针对节段预制拼装波形钢腹板组合梁桥的研究较少[9],国内相关研究尚属空白.鉴于波形钢腹板组合梁的受力特点,其接缝的存在对结构弯曲性能的影响与混凝土梁是否一致还需进一步验证.本文就此开展了相关试验研究,以期探明节段预制波形钢腹板预应力组合箱梁弯曲性能及各因素对其极限承载力的影响程度.

1 试验

1.1 试件

试验模型以某跨径为50 m的等截面波形钢腹板预应力混凝土梁桥为原型,进行1∶10的缩尺比例设计.试验梁全长5.0 m,桥宽0.9 m,箱梁沿纵向设置2道转向块以及2道端横梁.其中,整体浇筑梁采用整体浇筑完成,节段预制梁考虑节段拼装成形工艺,将试验梁划分为7个节段,节段长度布置为(50+5×80+50)cm.具体试验梁构造见图1,2根梁的材料及构造尺寸一致.图中,T1,T2为顶板体内束;B1,B2为底板体内束;TW1,TW2为体外束.

试验梁采用体内体外混合配束的布置方式,体内预应力在顶底板呈直线布置,体外预应力经中间两道转向块,在立面上呈双折线布置,所有预应力均锚固于端横梁上.试验梁顶板、底板体内预应力束均为2束.另外每根梁底板都配置了2束体外预应力束,底板体内体外配束比为2∶2(见图1(c)).钢束采用低松弛高强度预应力钢绞线,单根直径为15.2 mm,公称面积为140 mm2,抗拉强度为1 860 MPa,弹性模量为195 GPa.试验梁所用波形钢腹板为板厚2.5 mm的A3钢.钢腹板间直接焊接,波形钢腹板与混凝土顶底板通过埋入式连接件连接,整体浇筑梁顶、底板混凝土分开一次性浇筑完成,节段梁接缝处钢筋断开,且顶底板各节段混凝土均分2次间断浇筑完成(见图2).

(a) 立面图

(b) A-A (c) B-B

(a) 波形钢腹板连接(b) 节段梁混凝土浇筑方式

1.2 试验加载方式与测点布置

试验加载采用1 000 kN的伺服液压线性加载与反力架设备,荷载等级由试验数据采集与结构分析系统进行控制.荷载通过分配梁传递给试验梁,2个加载点的间距为1.2 m(见图3).图3中,P为竖向荷载.

加载过程中连续采集试验数据.各阶段位移采用位移计测量,混凝土及腹板应力由电阻式应变片测得,预应力索力采用索锚计进行测量,混凝土裂缝的发展过程和宽度由电子裂缝观察仪测得.位移及应力测点如图4所示.图中,TL为顶板混凝土应变测点;BL为底板混凝土应变测点;CW为腹板应变测点;D为位移测点.

(a) 加载平面图

(b) 加载试验设备

(a) 混凝土应力及位移测点

(b) 波形钢腹板应力测点

(c) 1/4断面测点布置图

2 试验结果及分析

2.1 破坏形态

整浇梁试件加载过程中裂缝发展如图5(a)所示.加载到140 kN时,加载点附近底板首先出现裂缝.随着荷载的增加,2个加载点间1.2 m范围内出现较多竖向裂缝,并缓慢向上发展,随后出现钢混分离现象(见图5(b)).加载至220 kN时,试件发出持续的脆响声,跨中挠度增长较快,但荷载变化较很慢,随后跨中约20 cm范围内底板混凝土局部崩落(见图5(c)).加载过程中顶板未出现压碎现象,卸载后试验梁出现明显回弹.

(a) 裂缝开展图(单位：kN)

(b) 钢混交界处裂缝(c) 底板崩落

节段梁试件加载过程中的裂缝发展如图6(a)所示.裂缝首先出现在试验梁中央接缝处底板侧面,随着荷载的增加,裂缝往上延伸,裂缝宽度缓慢变大.加载到160 kN时,底板中央接缝张开并贯通,张开宽度最大为0.4 mm,并沿交界线向跨中发展.随后,试验梁跨中底板也出现多条竖向裂缝.加载到201 kN时,试件突发响声后,底板近接缝处混凝土局部崩裂.卸载后,试验梁出现部分回弹.

(a) 裂缝开展图(单位：kN)

(b) 右侧底板崩落 (c) 左侧底板崩落

综上所述,整浇梁在加载过程中呈现典型的弯曲裂缝,裂缝宽度较小且分布较为密集,主要出现在跨中纯弯段.而节段梁在加载过程中裂缝数量较少,集中出现于加载点到相邻接缝之间.

2.2 荷载位移曲线

加载过程中整浇梁和节段梁跨中截面荷载位移(P-δ)曲线如图7所示.由图可知,整浇梁和节段梁的P-δ曲线均分为3段,即弹性阶段、开裂阶段及塑性阶段.

1) 弹性阶段.在加载初期,试验梁均处于线弹性范围内,梁体变形小,由P-δ曲线直线段斜率可以看出,整浇梁和节段梁初始抗弯刚度相差不大.

2) 开裂阶段.底板混凝土开裂后,试验梁抗弯刚度呈下降趋势,节段梁刚度下降尤为明显.对于整浇梁而言,由于普通钢筋还处于弹性范围内,其P-δ曲线还是线性的,且抗弯刚度也远大于节段梁.例如,当P=160 kN时,试件Z-01和节段梁跨中挠度分别为5.40和11.31 mm.与弹性阶段相比,2个试件的抗弯刚度相差更大,究其原因在于:混凝土底板开裂后,整浇梁体内普通钢筋可承担部分荷载,而节段梁顶底板接缝处普通钢筋断开,混凝土开裂后抗弯刚度显著下降.

3) 塑性阶段.随着荷载的增加,整浇梁体内普通钢筋屈服,结构抗弯刚度下降,节段梁混凝土底板接缝从跨中至边跨依次张开,整浇梁和节段梁极限承载力分别为255和201 kN,即节段梁极限承载力约为整浇梁的0.79倍.从整个P-δ曲线来看,整浇梁曲线斜率呈逐渐减小趋势,节段梁开裂荷载前后曲率变化较大,说明整浇梁破坏发展过程较平缓,试验梁延性较好,而节段梁破坏发展过程较快,脆性破坏程度较大.

图7 荷载位移曲线

2.3 拟平截面假定的验证

实测跨中及1/4截面波形钢腹板纵向应变与顶、底板的纵向应变沿梁高方向的分布曲线如图8和图9所示.从图中可以看出,在竖向荷载作用下,波形钢腹板的应变与混凝土顶、底板相比小很多.开始加载至底板开裂阶段,整浇梁和节段梁波形钢腹板纵向正应力的数值均较小,表明在弹性阶段,整浇梁与节段梁都是由顶底板承担了大部分弯矩,波形钢腹板抗弯贡献较小,鉴于波腹板的手风琴效应,纵向应变沿梁高方向不再满足平截面假定,而顶底板实测应变满足拟平截面假定.开裂后,节段梁接缝处波形钢腹板抗弯程度随荷载增加而逐渐增大,整浇梁波形钢腹板参与抗弯程度则较小,接缝处节段梁波形钢腹板抗弯程度明显大于整浇梁且2个试件应变也满足拟平截面假定.

(a) 跨中截面

(b) 1/4截面

(a) 跨中截面

(b) 1/4截面

2.4 预应力增量

图10给出了整浇梁和节段梁底板体内、外预应力筋的应力增量随荷载的变化曲线.由图可知,在加载初期,两试验梁体内、外预应力筋应力增量几乎为0.底板混凝土开裂后,节段梁体内、外预应力筋应力增量急剧增加,且体内、外预应力筋应力增量相差不大,整浇梁体内、外预应力筋在混凝土开裂后略有增加.随着荷载的增加,底板普通钢筋屈服后,体内、外预应力筋应力增量明显增加,且体内预应力筋应力增量稍大于体外预应力筋.由节段梁和整体梁预应力增量对比可知,节段预制梁预应力束增量明显大于整体浇筑梁.

图10 预应力增量荷载曲线

3 抗弯承载力计算

由于波形钢腹存在板手风琴效应,受弯时纵向钢腹板很小,正应变几乎为0.在已有相关规范关于该结构的抗弯计算中,钢腹板对抗弯的贡献一般忽略不计,仅考虑混凝土顶、底板的抗弯作用[10].

按照上述方法计算本文中2根试验梁的极限弯矩,并与试验值进行对比分析,结果见表1.由表可知,已有公式用于计算整体浇筑梁较为合理,但对于节段预制梁而言,极限弯矩采用整体梁计算公式时误差较大,究其原因在于,节段预制波形钢腹板箱梁接缝之间的普通钢筋是断开的,底板普通钢筋不参与抗弯而导致梁体抗弯承载力有所下降.因此,节段预制波形钢腹板组合梁抗弯承载力设计计算应在整体浇筑梁的基础上进行折减.

表1 极限弯矩计算值与试验值的对比

4 节段预制波形钢腹板梁抗弯性能影响因素分析

4.1 有限元模型建立

为了更加全面地分析节段预制波形钢腹板组合梁的抗弯性能,采用有限元分析软件ANSYS建立有限元模型进行分析.其中,混凝土单元采用实体单元SOLID45模拟,波形钢腹板采用壳单元SHELL63模拟,预应力钢筋采用杆单元LINK8模拟(见图11(a)),混凝土、波形钢腹板和预应力钢绞线的本构关系按文献[11]的规定进行定义.节段梁接缝面采用目标单元TARGE170和接触单元CONTA174模拟(见图11(b)),波形钢腹板和混凝土采用共节点处理,预应力通过节点耦合与混凝土连接.

(a) 整体模型(b) 接缝接触面单元

4.2 节段划分数量

改变节段梁的接缝位置和数目,构造出五节段梁,每节段长度均为100 cm,其余尺寸和材料均与本文试验梁相同.运用有限元模型对五节段梁进行分析,并与整浇梁、七节段梁的试验结果进行比较,结果见图12.

由图12可知,整体梁和节段梁试验值均与有限元值吻合较好,因此,采用有限元对试验梁进行参数分析较为合理.节段梁与整浇梁在弹性阶段荷载位移曲线基本吻合.进入弹塑性阶段时,整浇梁抗弯刚度明显大于节段梁,且节段数目越多,其抗弯刚度越小.整浇梁、五节段和七节段梁的抗弯极限承载力分别为255,231,201 kN,即相对于整浇梁而言,七节段梁的抗弯极限承载力降低了21.2%,五节段梁降低了9.4%.节段梁接缝处普通钢筋断开,导致节段较短的梁体中普通钢筋抗弯贡献较小.因此,梁体节段数量越多,其抗弯极限承载力越小.

图12 节段数量的影响

4.3 体内、外预应力筋配束比

在节段试验梁模型的基础上,分别建立了全体内配束(体内体外配束比为4∶0)及全体外配束(体内体外配束比为0∶4)模型进行对比分析.图13给出了不同配束比下节段梁的荷载位移曲线.由图可知,在线弹性阶段,配束比对承载力影响较小,结构初始抗弯刚度相差不大.随着荷载的增加,全体外配束梁接缝首先张开,其结构刚度也随之明显降低,而后体内、体外混合配束梁及全体内配束梁裂缝依次张开.配束比对节段梁开裂荷载有一定影响,即体内配束占比越大,其对应开裂荷载越大.各梁荷载位移曲线大致平行,即梁体开裂后,体内外配束比对结构抗弯刚度的影响不大.节段梁的极限承载力随体外束比例的增加而减小,全体内配束梁、混合配束梁及全体外配束梁的极限承载力分别为230,201,167 kN,即体内配束占比越大,节段梁抗弯承载力越大,且实际工程中节段预制波形钢腹板组合梁体内、外配束比不宜小于1.

图13 预应力配束比的影响

5 结论

1) 缩尺模型弯曲性能试验结果表明,整浇梁裂缝细且密集,主要分布在跨中纯弯段,而节段梁裂缝少且集中分布在加载点到接缝之间.

2) 整浇梁与节段梁初始抗弯刚度相差不大,但开裂后,节段梁的抗弯刚度明显低于整浇梁,且极限承载力约为整体浇筑梁的0.79倍.

3) 混凝土开裂前,节段梁和整浇梁波形钢腹板抗弯贡献均较小;开裂后,接缝处节段梁波形钢腹板抗弯程度明显大于整浇梁.

4) 对于节段梁而言,由于接缝处普通钢筋断开,普通钢筋对极限承载力贡献较小,故节段数量越大,梁体极限承载力越小.

5) 体内、外配束比梁体初始抗弯刚度影响不大,但体内配束占比越大,梁体极限承载力越大,故节段预制波形钢腹板组合梁体内、外配束比不宜小于1.

)

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Experimentalstudyonflexuralbehaviorofsegmentalprecastcompositegirderwithcorrugatedsteelwebs

Zhang Hong1Deng Wenqin2Zhang Jiandong2,3Zhang Yongtao1

(1CCCC Second Harbor Engineering Co., Ltd., Wuhan 430040, China) (2School of Civil Engineering and Mechanics, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China) (3School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China)

To understand the flexural behavior difference between the segmental precast composite girder with corrugated steel webs and the integrally poured girder with corrugated steel webs, the static experiments of two girders with the scaled ratio of 1∶10 were designed. The effects of the segmental joint on the failure mode, the girder deformation, the strain distribution, the stress increment of the internal tendons and external tendons, and the ultimate bearing capacity of the segmental girder with corrugated steel webs were studied. The finite element method was used to research the influence of the segmental number and the tendon ratios between the internal tendons and the external tendons on the flexural behaviors of the segmental precast composite girder with corrugated steel webs. The results show that the existence of joints has little effect on the initial flexural rigidity of the girder, but the ultimate bearing capacity of the segmental precast girder is about 0.79 times that of the integrally poured girder. The ultimate bearing capacity of the segmental precast girder decreases with the increase of the segments’ number. The prestress increment of the segmental precast girder is obviously large than that of the integrally poured girder. The ultimate bearing capacity increases with the increase of the ratio of the internal tendons. In the practical engineering, the tendon ratios between the internal tendons and the external tendons should not be less than 1.

segmental precast; corrugated steel webs; flexural behavior; failure mode; tendon ratios;number of segments

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.06.016

TU398;TU317

A

1001-0505(2017)06-1180-07

2017-03-13.

张鸿(1962—)，男，博士，教授级高级工程师，zhangh_jy@163.com.

国家自然科学基金资助项目(51478107)、交通部应用基础研究资助项目(201431949A230)、江苏省交通运输科技与成果转化资助项目(2014Y01).

张鸿,邓文琴,张建东,等.节段预制波形钢腹板组合梁弯曲性能试验研究[J].东南大学学报(自然科学版),2017,47(6):1180-1186.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.06.016.