节段预制拼装波形钢腹板单箱双室箱梁抗弯性能试验研究

赵 品，荣学亮，邵旭东，曹君辉

(1.道路与铁道工程安全保障省部共建教育部重点实验室 石家庄铁道大学,河北 石家庄 050043；2.石家庄铁道大学 土木工程学院,河北 石家庄 050043；3.湖南大学 土木工程学院,湖南 长沙 410082)

预制装配式桥梁是我国桥梁工程的重要发展方向，符合我国2020年提出的“双碳”战略目标对建筑业的发展要求[1-6]。随着波形钢腹板大跨宽箱梁在国内的快速应用和发展，将装配式施工技术引入到大跨度波形钢腹板箱梁桥的建设中，可充分发挥预制装配式施工技术施工速度快、质量优良、对环境影响小的特点[7-16]。

目前，国内外关于预制装配式桥梁即节段预制拼装梁的力学性能研究集中在节段预制拼装混凝土梁方面[1-3]。李国平等[1]通过整体式与节段式体内体外混合配束简支梁模型弯曲的对比试验，研究了整体式与节段式梁体的极限承载力、极限挠度的差异，体内外配束比对节段式试验梁体外预应力筋极限应力增量的影响，提出了该结构抗弯承载力的简化计算方法。曾永革等[2]指出普通钢筋配筋率、接缝具体布设位置、体外预应力及节段划分数量等对节段预制拼装混凝土梁抗弯性能会有一定的影响。袁爱民等[3]研究了体内体外配束比对节段预制箱梁受弯性能的影响，分析了体内体外不同配束比下节段预制箱梁的变形特点、裂缝分布特征及破坏模式。

针对采用接缝连接的波形钢腹板组合梁，其接缝的存在对结构弯曲性能的影响有待深入研究。本文围绕解决钢混组合梁抗弯力学性能为总体目标，开展节段预制拼装波形钢腹板箱梁全过程模型试验研究，结合静力破坏试验结果，研究其弯曲性能、极限受力状态及体内外预应力钢筋极限应力增量。本文研究成果面向组合结构桥梁快速施工的实际需求，有助于推动节段拼装波形钢腹板箱梁的进一步发展和应用。

1 模型试验

1.1 模型概况

本文试验参考青海三道河桥即单箱双室波形钢腹板组合箱梁桥，按一定相似比设计制作2片波形钢腹板单箱双室模型梁即整体梁和节段预制拼装梁，并进行静力破坏试验，对节段预制拼装波形钢腹板单箱双室组合箱梁的抗弯性能进行了研究。

试验梁全长5.0 m，混凝土桥面板宽1.5 m，底板宽1.08 m；沿试验梁纵向设置2道中横隔板、2道端横隔板。整体梁采用一次浇筑混凝土成形；节段拼装梁采用节段拼装工艺胶拼而成，节段数量为7，节段长度设置为( 50+5×80+50) cm，除节段处构造外其余构造尺寸及材料性能与整体梁保持一致，具体试验梁构造见图1，鉴于篇幅有限仅给出预制节段拼装梁的立面布置图。

图1 试验梁布置 (单位：mm)

试验梁混凝土顶底板、中横隔板和端横隔板均采用C40混凝土，抗压强度实测为45.7 MPa。预应力筋布置采用体内外混合配束的布置方式，分为顶底板各两束直线布置体内预应力筋，另外两束为呈折线布置的体外预应力筋，上述均采用φ15.24 mm的预应力筋；普通钢筋采用φ8的HRB400钢筋。整体浇筑梁的顶、底板混凝土分别一次性浇筑成形；节段拼装梁各节段的混凝土顶底板亦分别浇筑成形，接缝处构造钢筋不连续且混凝土顶底板用2～3 mm的环氧树脂胶连接；波形钢腹板采用板厚3 mm的Q345钢，钢腹板接缝处连接采用焊接连接，波形钢腹板与混凝土顶底板通过埋入式连接件连接。

当混凝土养护达到设计要求后，采用单端张拉的形式张拉预应力钢束，预应力钢绞线张拉控制力为100 kN。胶接缝处环氧树脂胶分为A、B两组部分，其中，A组部分为环氧树脂胶，其弹模为3.2×103MPa，B组部分为固化剂；在进行节段拼装时先进行一定量的配合比保证达到强度要求。

1.2 加载及测试布置1.2.1 加载布置

本文试验为静载作用下的破坏性试验，采用液压千斤顶和分配梁进行加载。首先进行预加载，检验加载系统及观测仪表工作是否正常等，然后进行不同工况下的加载，其中加载的分配梁长为1.4 m，加载面积为20 cm×20 cm。本试验一共包括四个工况：跨中单点对称加载、跨中单点偏载、跨中双点对称加载、跨中双点偏载。其中，以工况一即跨中双点对称加载、工况二即跨中单点偏载为例进行分析。

工况一通过将分配梁布置在试验梁纵桥向三分点处实现两点对称加载。荷载值从0开始加载等级为20 kN，等级加载后持荷5 min，进行变形和应变数据记录；直至加载到180 kN后卸载，试验完成。加载的纵横向布置图见图2(a)、图2(b)。

工况二采用跨中单点集中加载。将加载头置于试验梁纵向跨中断面顶板的混凝土试块上进行单点集中加载试验。加载等级为10 kN，逐级加载到120 kN，然后卸载完成试验。为节省篇幅起见，仅示出该工况的横向布置，见图2(c)。

图2 加载布置

1.2.2 测点布置

沿试验梁纵向的1/4位置、1/2位置及近支点位置分别布置位移测点，百分表测点布置见图3。在完成装配式波形钢腹板组合箱梁弹性阶段单点以及偏载工况后，进行纯弯破坏试验，根据有限元模型验算极限承载力所得结果进行分级加载。

图3 位移计布置(单位：mm)

应变片主要布置在试验梁跨径的1/4、1/2及近支座位置。测量普通钢筋应变采用3×2 mm的电阻式应变片，波形钢腹板上采用3×5 mm的三向电阻式应变花，混凝土顶、底板上采用100×3 mm的电阻式应变片，应变片布置见图4。

图4 应变片布置(单位：mm)

2 试验结果及分析

工况一采用20 kN逐级加载到180 kN，工况二采用10 kN逐级加载到120 kN，每次加载持续5～10 min，待数值稳定后记录数据。

2.1 梁体变形特征

两种施工工艺下试验梁的荷载-位移变化曲线见图5。由图5可知，对于装配式梁，当荷载介于0～280 kN时，荷载位移曲线的增长规律呈线性增加即处于弹性阶段，与整体式梁的荷载-位移曲线变化规律相同。当荷载达到280 kN时，装配式梁底板受拉区混凝土开裂，此时跨中挠度为7 mm。荷载介于280～500 kN时试验梁处于开裂工作阶段，其挠度变形加剧且变形明显。达到开裂荷载后，底板出现细微裂缝，装配式梁的跨中挠度略大于整体式梁的相应值；上述加载过程中能清晰的听到装配式梁胶接缝粘结处撕裂的声音，同时横向贯通裂缝数量在此阶段也相应的增加；带裂缝工作阶段的曲线斜率无明显变化。当荷载介于560～745 kN时，装配式梁跨中断面底板普通钢筋开始被拉断，结构弯曲刚度大幅度降低；在屈服阶段，荷载-位移曲线的斜率变化趋势不明显，说明波形钢腹板组合箱梁破坏过程发展较为平缓，延性较好。装配式梁的开裂荷载与整体式梁相差不大；梁体开裂后，装配式梁抗弯刚度迅速下降，前者的极限承载力约为整体式梁的80%，极限变形约为整体式梁的86%，表明装配式梁有良好的抵抗塑性变形能力。

图5 荷载-位移曲线对比

2.2 荷载-纵向应变关系

在各级荷载作用下，2片试验梁跨中断面纵向应变沿截面高度方向的分布规律大致相同，各个测点的试验值与有限元结果吻合较好。通过有限元结果可以看出，混凝土顶、底板的纵向应变呈线性变化，钢腹板的纵向应变几乎为0。

纯弯破坏时不同断面中纵向应变沿梁高的变化见图6。由图6可知，试验梁的波形钢腹板纵向应变沿梁高方向基本不变，与混凝土顶、底板相比小很多；若只分析混凝土顶底板的纵向应变, 可以看出在弹性范围内, 波形钢腹板预应力混凝土组合箱梁的顶、底板纵向应变呈线性变化,符合拟平截面假定。

图6 纯弯破坏时不同断面中纵向应变沿梁高的变化

鉴于本次弹性阶段加载等级较为密集，可较为准确的反应出各级荷载作用下混凝土顶板纵向应变沿着横向位置的变化规律，图7为工况一、工况二下沿着跨中顶板横向位置的纵向应变分布。顶板1/4截面纵向应变沿横向布置的分布规律同于顶板跨中纵向应变的相应分布规律。

图7 沿着跨中顶板横向位置纵向应变分布

根据初等梁理论，翼板纵向应变沿横桥向应均匀分布，由图7可看出，在进行三分点加载时，顶板跨中位置剪力滞效应不明显，且随着荷载的增加纵向应变逐渐变大。考虑产生该现象的原因是加载点在横隔板上方且该梁为单箱双室，横隔板弯曲刚度较大的原因使得剪力滞效应相对较小。进行工况二单点集中加载时，随着荷载的增加跨中顶板剪力滞效应逐渐明显，在波形钢腹板与混凝土交界处应力分布不均匀，略大于其他部位，出现应力集中现象。且跨中单点加载时，纵向应变相对三分点加载时要大。

3 承载能力极限状态试验分析

3.1 极限承载能力加载时应变及裂缝发展

装配式和整体式箱梁顶板纵向应变分布见图8。由图8可知，弹性阶段装配式梁与整体式梁顶板的纵向应变基本保持一致。当荷载值大于280 kN时，整体式梁顶板纵向应变略大于装配式梁的相应值。装配式梁跨中断面顶板混凝土的极限压应变为1 092×10-6，稍小于整体梁。两片梁顶板混凝土均未达到极限压应变，中性轴未上升到顶板。

图8 装配式和整体式箱梁顶板纵向应变分布

图9 模型梁裂缝展开

裂缝的展开情况以及裂缝宽度等指标对桥梁结构的安全性以及使用寿命有重要影响[17-19]。装配式梁的裂缝分布情况见图9，图10为受力全过程装配式梁裂缝变化，图11给出了整体式梁与装配式梁底板横向裂缝宽度随荷载的变化趋势。由图9～图11可知，加载0～200 kN时未出现明显的裂缝，仅出现底板一条细小的横向裂缝及纵向裂缝，加载到200 kN横向裂缝长0.02 mm。加载至240 kN时，未出现新裂缝，此时胶接缝仍黏连良好。当加载至280 kN时候，胶接缝两侧底板侧翼缘出现斜向裂缝且呈现典型的剪压破坏，这种裂缝主要出现在跨中节段的胶接缝旁5 cm对称位置处。随着荷载的继续增加，底板侧缘斜向裂缝向上延伸。当加载至360 kN时底板横向裂缝相继出现，胶接缝处开始张开，底板裂缝最大宽度达0.48 mm。继续增至极限荷载，梁两侧跨中节段处胶接缝旁斜裂缝贯穿侧翼缘，裂缝宽度最大达到2.8 mm。整个过程中节段处胶接缝破坏张开严重；裂缝主要分布在纯弯段，卸载后裂缝有闭合趋势，但无法恢复形变；整个受力全过程中波形钢腹板与混凝土嵌入部分未见裂纹和错位，波形钢腹板没有发生屈曲破坏，整个过程顶板处于良好状态。与整体梁裂缝曲线分布相比，裂缝主要集中于胶接缝两侧钢筋截断处翼缘板处的斜裂缝。

图10 不同荷载等级下裂缝宽度变化趋势(单位：cm)

图11 荷载-裂缝宽度曲线

3.2 有限元分析

本文采用有限元软件Abaqus对两种施工工艺下的试验梁进行有限元模拟。混凝土和环氧树脂胶分别采用C3D8R实体单元和Conhensive黏结单元，钢筋采用T3D2桁架单元，波形钢腹板采用S4R壳单元，预应力束采用T3D2杆系单元。对于钢-混组合梁，为保证钢混凝土两种材料的自由度一致以便应力能够传递，采用TIE命令绑定约束模拟两者的连接方式，采用Embedded技术将预应力钢筋埋入到混凝土模型中去。

底板受拉损伤见图12。由图12(a)可知，极限荷载作用下整体梁裂缝从加载点处进一步向跨中发展，此时沿着横向位置的贯穿裂缝相继增加，结构刚度下降较快且受拉损伤云图变化频率加快，表明结构模型已经进入塑性破坏阶段。由图12(b)可知，极限荷载作用下装配式梁底板受拉损伤云，破坏主要发生在胶接缝附近且对称开展，最终状态下装配式梁底板受拉损伤分布与整体梁相比较为稀疏。有限元模型表示的损伤发展现象与试验裂缝展开分布规律较为吻合，两片梁受拉损伤主要分布在纯弯段且多为横向发展。表明了利用有限元模拟结构的裂缝状态以及破坏进程是可行的。

图12 梁底板受拉损伤

3.3 预应力增量

图13给出了破坏试验全过程中，随着荷载增加预应力钢束的应力增量变化曲线。由于采用对称布置，故沿横向中心位置两侧各取一根顶板束、底板束及体外束的应力增量随荷载的变化曲线。

图13 预应力增量-荷载曲线

由图13可知，整个加载过程中，顶板混凝土外观良好未出现裂缝，混凝土抗压强度较大，并未退出工作，因此整个受力过程顶板束增量较为缓慢，装配式梁与整体式梁增量基本吻合。底板体内和体外预应力钢束的应力在加载初期基本没有发生变化，进入屈服阶段后，体外束及底板体内束预应力增量迅速加大，这是由于普通钢筋在装配式梁的节段处是断开的即接缝的存在是梁的薄弱部位，拉应力仅由预应力钢束承担，所以装配式梁的预应力增量大于整体式梁的相应值。无论是装配式梁还是整体梁，在进行装配式梁设计时，可适当提高体外束及体内束的配比以及初始张拉力。

4 参数分析

4.1 节段数量对结构极限承载力的影响

为探究节段数量对结构极限承载力的影响，仅改变节段的数量以及节段钢筋的布置长度，保证其他参数与试验梁一致。另讨论节段拼装数量分为五节段与九节段两种分段模式,与本试验节段拼装数量分为七节段进行对比分析。采用有限元方法所得的跨中荷载-位移曲线见图14。

图14 跨中荷载-位移曲线

由图14可知，整体梁、五节段、七节段弹性阶段曲线吻合。屈服阶段后，随着节段数量增加，抗弯刚度下降较快。节段数目越多，刚度下降越快。五节段极限承载力为720 kN，较整体梁与装配式梁有限元值分别缩小11.3%和增加6.8%。节段数量进一步加大至九节段，结构的抗弯刚度明显退化严重，最终变形为66.3 mm，极限荷载为560 kN。因此，可以认为节段数量划分越多，结构承载能力越小。

4.2 胶层厚度对结构混凝土拉应力的影响

为验证胶层厚度对组合结构整体受力性能的影响，对3、5、7 mm的胶层厚度进行对比分析，通过设置多级荷载级度增加模拟的可信性，采用10、30、50 kN三个荷载等级对三个不同厚度的模型分别加载见图15。由于胶层厚度较薄，为保证数值计算的准确性，不同厚度的胶层网格尺寸划分应保持一致。

图15 荷载-位移曲线

由图15可知，当荷载为10 kN时，三者各指标相差不大。30 kN时，胶层厚度的增加导致位移和混凝土拉应力变大。但是胶缝拉应力随厚度增加减小，原因是环氧树脂用量增加，因此其本身承担拉应力效率提高，对周围混凝土产生一定负担导致混凝土在相同荷载下，胶层厚度越大混凝土承受应力越大。数值模拟结果反映出随着荷载等级的提升，胶层厚度的加大，导致结构位移增大，混凝土承受的拉应力增大。因此，在对此类结构进行设计、实际施工中应严格规范胶层厚度，避免造成结构的整体性下降，承载力下降等不良影响。

5 结论

(1) 针对裂缝分布情况，整体梁主要集中在纯弯段且分布数量较多；与整体梁裂缝曲线分布相比，裂缝主要集中于胶接缝两侧钢筋截断处翼缘板处的斜裂缝。

(2) 由两片梁的荷载位移曲线对比分析得知，弹性阶段，两片梁位移变化曲线拟合较好，说明此过程受力状态基本一致。开裂后，装配式梁抗弯刚度较整体式梁下降较快；极限承载力约为整体梁的80%左右。

(3) 由两片梁的预应力束增量对比分析可知，弹性阶段预应力增量基本不变，当底板混凝土出现裂缝后，预应力增量开始增加。两片梁均表现出体外束相比于体内束增量较缓，由于体外束距离中性轴较近所提供作用小且仅在横隔板位置处有接触，而体内束与混凝土黏结好，因此增量较快。对装配式波形钢腹板组合箱梁进行设计时，可验算初始中性轴位置布置体外束位置及初始张拉力以提高结构的承载能力。

(4) 对于节段较短的拼装施工体外预应力梁，节段内是否配置普通钢筋以及普通钢筋配置的多少与梁的抗弯强度并无直接联系，此时梁的抗弯强度主要取决于接缝的材料强度，因此，如何提高接缝材料的强度，对于节段较短的体外预应力梁的抗弯强度有重要意义。