刚性拼接不等高布置空心板桥受力性能研究

卢建福,吴庆雄,陈康明,王 渠

(1.厦门路桥百城建设投资有限公司,福建 厦门 361200;2.福州大学 土木工程学院,福建 福州 350108)

我国已建成二级及以上等级公路里程达74.36万km,桥梁达103.32万座,规模位居世界第一[1]。但是,随着交通量的迅猛增长,早期建设的公路无法匹配其所承担的交通运输任务。与新建公路相比,既有公路的改扩建工程具有投资不大、周期较短等特点,越来越受到工程界的关注。对于桥梁的改扩建来说,若新、旧桥上部不拼接时主梁可能出现挠度差、啃边、伸缩装置破损等病害,故新、旧桥上部结构拼接可以使新、旧桥上部结构拼接成整体,共同受力;同时,新、旧桥下部结构不拼接,各自受力互不影响,既能避免新、旧桥下部结构拼接的技术难题,降低施工难度和成本,又可避免新、旧桥下部拼接时基础沉降差对拓宽桥梁造成的不利影响,因此,“新、旧桥上部结构拼接、下部结构不拼接”已成为我国桥梁拓宽改造的主要方法[2]。

国内外已针对T梁桥、空心板桥和箱梁桥等常用桥型的拼接结构进行了诸多理论研究和工程实践,具体可分为柔性拼接、半刚性拼接和刚性拼接三种[3-7]。柔性拼接主要通过新、旧桥主梁翼缘板内少量钢筋的连接及在翼缘连接处的顶面和底面锯缝并填塞柔性材料,只传递剪力不传递弯矩;半刚性拼接一般在柔性拼接的基础上增加桥面铺装层配筋,可以传递剪力和部分弯矩;刚性拼接通过预留钢筋将新、旧桥主梁翼缘板拼接,且桥面铺装沿纵桥向完全连接,可以传递全部剪力和弯矩。宗周红等[8]、Chai等[9]、王浩等[10]、赵煜等[11]分析了不同类型桥梁拼宽方法对结构承载力的影响,认为横向联系刚度对改善结构受力影响显著,应尽量增大横向联系刚度。因此,由于刚性拼接不仅能够有效传递荷载,保证新、旧桥能够协同受力,且施工快速便捷,使得刚性拼接结构基本成为目前国内桥梁拓宽的主要拼接结构。

由于空心板桥在中国公路桥梁中占有很大的比例,使得对新、旧空心板桥拼接后的受力性能研究具有重要的科学意义和工程应用价值。贺再兴等[12]、Ferretti等[13]通过计算分析认为增大新桥主梁截面刚度有利于减少旧桥受力;陈康明等[14]讨论了考虑混凝土收缩徐变等长期荷载作用下拼宽桥梁的受力性能;方志等[15]、邬晓光等[16]、彭可可[17]讨论了混凝土收缩徐变对主梁受力变化的影响;马海英等[18]通过试验研究了非对称边界条件对承载能力和破坏模式的影响;王渠等[19]则通过试验和有限元分析探讨了空心板梁桥拼接结构刚度取值范围。

综上所述,已有许多学者对新旧桥拼接结构和拼接后桥梁整体受力性能进行了研究,但研究多针对新旧桥主梁等高度的情况。然而,相关工程统计表明:多数拼宽空心板桥在建设时依据的是旧规范,而扩建新桥则遵循新规范,造成新、旧桥主梁不等高;同时,随着《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2015)中设计荷载的提高,旧桥需要经过加固才能满足新规范的要求[20-21]。

对于新旧桥主梁不等高的空心板桥,拼接缝是否能够有效传递荷载使得新桥与旧桥整体受力,以及由于横向传递的荷载位于主梁不同的梁高位置,拼接缝构造是否晚于新、旧桥主梁发生破坏及拼接缝与主梁结合面的破坏模式等均有待研究。

针对上述拼宽桥梁中面临的问题,以某座新旧桥主梁不等高布置的空心板桥为对象,提出一种刚性拼接结构,并针对上述拼宽空心板桥开展足尺模型试验研究和有限元分析,研究荷载作用下,新型拼接结构的传力路径、受力机理和破坏模式。

1 新旧空心板桥新型拼接方法的提出

1.1 工程概况

某高速公路改扩建工程共有桥涵780座,其中装配式空心板桥的数量达370座,约占全线桥梁数的47%[20-21]。旧桥按85规范标准图建造,空心板板高40 cm,采用22 cm整体化铺装改造以满足新规范的承载力要求,新桥按04规范标准图建造,空心板板高45 cm。

为满足新、旧桥不等高布置的要求,采用一种现浇混凝土湿接缝刚性拼接结构连接新、旧桥。具体过程为:凿除旧桥0.75 m范围内的护栏、整体化铺装层和混凝土调平层;保留旧桥铺装层横向钢筋并与新桥铺装层钢筋焊接;同时在旧桥边板外侧距离底部5 cm处植入长约40 cm钢筋(伸入边板15 cm)并与新桥边板预埋钢筋焊接;拼接结构沿纵桥向布置3根底部纵筋和2根顶部纵筋,并与桥面铺装钢筋用箍筋封闭;最后与新、旧桥桥面铺装一起,整体浇注连接段微膨胀混凝土。具体构造形式如图1所示。

图1 拼宽空心板连接构造示意图(单位:cm)

1.2 试验设计

选取该高速公路改扩建工程中具有代表性的8 m拼宽空心板桥为研究对象,新、旧空心板各一片边板和中板及拼接结构组成试验模型,如图2所示。空心板沿纵桥向为等截面,旧空心板中板宽124 cm,边板宽124.5 cm,板高40 cm,中间为3个直径24 cm的圆孔;新空心板中板宽124 cm,边板宽131 cm,板高45 cm,中间为3个直径20 cm圆孔。拼接结构采用与实桥完全相同的截面形式及钢筋构造。旧空心板采用厚22 cm的钢筋混凝土整体化铺装层,新空心板采用厚12 cm的钢筋混凝土铺装层。

图2 拼宽空心板桥横断面布置图(单位:cm)

拼接结构、空心板、铰缝及桥面铺装均采用C30混凝土;钢筋采用HRB335热轧钢筋。主梁采用圆形板式橡胶支座,每片主梁两侧梁端各设2个支座,共设16个支座。试验模型如图3所示。

图3 试验模型照片

1.3 试验加载

采用刚性拼接结构的拼宽空心板桥拼接结构会在荷载作用下产生变形,使空心板桥的横向分布曲线在拼接结构处产生变化,荷载横向分布存在明显的折线过渡。无论将拼接结构简化为铰接或刚接,均无法正确地反映此类拼宽空心板桥的荷载横向分布规律。因此,王渠等[19]提出了考虑拼接结构刚度的拼宽空心板桥荷载横向分布计算方法,如图4所示,拼接结构视为与空心板相同的结构,考虑拼接结构刚度,将拼接结构与相邻新板、旧板之间的连接视为“半刚接”,传递剪力和弯矩。

图4 考虑拼接结构刚度荷载横向分布计算图示

拼接结构的横桥向影响线如图5所示。采用车辆荷载进行加载时,最不利荷载横桥向布载方式为:有一车轮荷载作用于拼接结构上,此时拼接结构处于竖剪加横弯受力状态。

图5 横桥向加载位置图示

公路-Ⅰ级标准车辆的前、后轴之间的距离是12.8 m,大于试验模型的跨径(8 m),取用标准车辆重轴(即后轴)进行加载。采用四点加载,纵桥向合力加载点在跨中,如图6所示。因此,公路-Ⅰ级对应的单点加载吨位为F=280 kN/4=70 kN,即单点加载70 kN相当于1.00倍车辆荷载,后文中的荷载均指单点荷载。同时,为了更准确地在试验中模拟车辆荷载,利用橡胶垫块来模拟车轮着地区域,加载区域为标准车辆后轴轮胎着地的面积,即横桥向0.6 m×纵桥向0.2 m。

图6 加载位置示意图

使用油压千斤顶四点同步加载,每级5 kN加载,试验荷载与设计车辆荷载之间的关系示于表1。弹性阶段,各级荷载加载持续2 min后进行测量;进入弹塑性阶段后,待应变和位移数值稳定后再进行数据的读取。

表1 加载吨位及对应荷载值汇总表

1.4 测点布置

空心板和拼接结构的挠度和应变测点均布置在跨中断面。每片空心板各底横桥向中央各布置1个挠度和纵向混凝土应变测点。拼接结构的测点布置如图7所示,拼接结构中央及靠近拼接结构两侧边梁边缘各布置1个挠度(L1—L3)和纵向混凝土应变测点(C1—C3);每根纵向钢筋布置一个纵向钢筋应变测点(G1—G5)。跨中截面共布置7个挠度测点,7个混凝土应变测点及5个钢筋应变测点。

图7 拼接结构挠度和应变测点布置示意图

2 有限元计算模型

2.1 有限元模型

采用通用有限元软件ABAQUS建立拼宽空心板桥实体有限元模型,如图8所示。混凝土和钢筋分别采用C3D8R单元和T3D2单元模拟。有限元模型中的边界条件是空心板桥梁端采用简支约束,即一端约束节点的x、y、z方向的位移模拟固定支座,另一端则约束节点的x、y方向的位移模拟移动支座,其中x为横桥向,y为梁高方向,z为纵桥向。全桥共114 938个单元,其中混凝土99 318个单元和钢筋的15 620个单元。混凝土节点139 045个和钢筋节点22 362个单元。

图8 拼宽桥梁实体有限元模型

2.2 混凝土和钢筋的本构关系

钢筋采用弹塑性双直线模型,弹性模量Es=200 GPa,屈服强度σs=335 MPa。由于钢材进行屈服阶段以后,结构变形大幅增加,通常即认为结构失去承载能力,因此本文不考虑“钢材的强化”。

混凝土采用不考虑损伤的CDP模型模拟[22],结合试验实测数据对规范给出的曲线作适当修正,本构模型如图9所示,混凝土初始切线模量E0是由所选取的单轴受压本构关系以及人为定义的弹性极限点所确定的。定义弹性段和强化段的分界点即弹性极限点时,一般取1/3～1/2混凝土单轴受压轴心抗压强度标准值fc*,本文取0.4fc*。据此,可按式(1)计算混凝土初始切线弹性模量:

图9 混凝土本构关系

(1)

采用标准养护条件对试块养护28 d后,由混凝土材性试验得到材料参数,具体如表2所示。

表2 混凝土材料参数 单位:MPa

2.3 拼接结构与空心板接触模拟

拼接结构与空心板的接触属于三向应力问题,如图10(a)所示,在拼接结构与空心板接触面处定义各个作用方向,其中x向为法向方向,y向为平行于接触面并沿着竖向(梁高)方向,z向为平行于接触面并沿着纵桥向方向(图中未示出z向)。混凝土强度可以分为法向轴拉强度ft、两个沿着接触面表面y、z方向的剪切强度τy、τz,如图10(b)所示。

图10 接触面混凝土强度方向

拼接结构与空心板接触面混凝土滑移关系采用双折线模型模拟[23],如图11所示,具体模拟方法为:法向轴拉强度ft取新桥混凝土抗拉强度的70%,即2.00 MPa[24];剪切强度τ取0.01倍的混凝土抗压强度,并假定竖向和纵桥向有相同的剪切强度,即τ1=τ2=τ,即0.31 MPa[25]。最终滑移值Su为峰值应力对应滑移值S0的3倍,滑移刚度K=10 MPa/mm。不考虑三个方向强度之间的耦合,即不考虑切向位移引起的法向位移和法向位移引起的切向位移。

图11 双折线模型

2.4 连接钢筋模拟

旧桥边板植筋与新桥边板预埋钢筋的受力性能不尽相同,故采用不同方法模拟连接钢筋粘结剂假定钢筋与混凝土完全固结,采用EMBEDDED方式模拟。植筋主要通过化学胶剂锚固,采用SPRING单元模拟。植筋胶的粘结滑移本构关系曲线见图12,依据张建荣[26]的研究成果,偏安全地取对应于粘结屈服强度的滑移量为Sb=0.1 mm。

图12 粘结滑移曲线

3 试验结果分析

3.1 试验过程

加载初期,拼接结构及空心板均处于弹性工作状态,各板荷载-挠度曲线呈线性变化,且变化速率基本一致。

当试验荷载小于90 kN时(1.29公路-Ⅰ级荷载)时,拼接结构完好,能够均匀传递荷载。

当试验荷载达到90 kN(1.29倍公路-Ⅰ级荷载)时,新桥中板(1号空心板)首先开裂,随荷载的增加,其余各板相继开裂。

当试验荷载达到145 kN(2.05倍公路-Ⅰ级荷载)时,拼接结构靠近跨中截面底缘出现1条横向裂缝。当试验荷载达到155 kN(2.21倍公路-Ⅰ级荷载)时,梁端拼接结构与新板处出现竖向裂缝。当试验荷载达到165 kN(2.36倍公路-Ⅰ级荷载)时,拼接结构的荷载-挠度曲线已出现明显拐点,试验停止加载。

3.2 拼接空心板桥整体受力性能分析

图13为试验得到的拼接结构跨中截面挠度曲线。可以看出,当试验荷载达到新桥中板(1号空心板)开裂荷载90 kN时,拼接结构荷载-挠度曲线为直线,说明拼接结构仍在弹性阶段;直到试验荷载达到拼接结构开裂荷载145 kN时,拼接结构荷载-挠度曲线拐弯刚度下降,拼接结构加入塑性阶段。同时,整个加载过程,新桥边板(2号空心板)外缘侧挠度测点L1、拼接结构横向中央挠度测点L2、3号板内缘侧挠度测点L3三者的挠度变化基本一致,说明刚性拼接结构能够有效传递荷载。

图13 拼接结构跨中截面挠度曲线

图14为不同荷载作用下跨中截面挠度沿横桥向分布曲线。可以看出,当试验荷载小于145 kN时,拼接结构未开裂,新、旧空心板挠度通过拼接结构平顺过渡;当荷载超过145 kN后,拼接结构跨中截面开裂,曲线在拼接结构位置出现明显转折,荷载横向传递能力减小。

图14 跨中截面挠度沿横桥向分布

图15和图16分别是空心板跨中截面挠度曲线和板底混凝土纵向应变曲线。可以看出,在各空心板混凝土开裂前,随荷载的增大空心板板底纵向应变线性增长;当各空心板混凝土应变达到开裂应变8.3×10-5后,随荷载的增大空心板板底纵向应变非线性增长。各空心板的开裂荷载依次为:新板中板(1号空心板)开裂荷载约90 kN;新板边板(2号空心板)和旧板边板(3号空心板)开裂荷载约110 kN;旧板中板(4号空心板)开裂荷载约130 kN。

图15 空心板跨中截面挠度曲线

图16 空心板跨中截面混凝土应变曲线

基于与本文相同截面尺寸和边界条件的8 m足尺空心板桥足尺模型试验,吴庆雄等[27]分析了结合面底部带门式钢筋的铰接空心板破坏形式,得到空心板跨中截面底缘开裂荷载为85 kN。王锋[28]分析了厚度22 cm整体化铺装加固空心板破坏形式,得到加固后空心板跨中截面底缘开裂荷载为110 kN。将上述空心板开裂荷载值汇总于表3。可看出,本文刚性拼接的新空心板(1号空心板)开裂荷载与结合面底部带门式钢筋的新空心板开裂荷载接近;本文刚性拼接的旧空心板(3号空心板)开裂荷载与加固后空心板开裂荷载相同。

表3 空心板开裂荷载值汇总表 单位:kN

因此,拼接结构能有效地传递荷载,将新板与旧板刚性连接成整体受力,且不改变新旧空心板的承载能力;拼接结构晚于空心板开裂,从而说明拼接结构设计是合理有效的。

3.3 拼接结构受力性能分析

为分析拼接结构的承载能力和破坏模式,采用非线性有限元模型进行分析,并将荷载增至250 kN(3.57倍公路-Ⅰ级荷载)。图17为荷载-拼接结构跨中截面挠度曲线。可以看出,拼接结构弹性阶段,有限元结果与试验值吻合良好,整体变化趋势相近,从而验证了建立的有限元模型的正确性。

图17 荷载-拼接结构跨中截面挠度曲线

提取不同荷载作用下拼接结构跨中截面混凝土纵向应力沿高度方向分布情况,如图18所示。

图18 拼接结构混凝土应力沿高度分布

由图18可以看出,当荷载小于拼接结构开裂荷载145 kN(有限元得到的拼接结构开裂荷载为150 kN)时,沿高度方向的拼接结构纵向应力均为直线,呈上部受压、下部受拉,拼接结构中性轴高度约0.12 m;当荷载超过拼接结构开裂荷载145 kN后,拼接结构开裂,沿高度方向的拼接结构纵向应力不再呈直线,且随荷载的增加,拼接结构底缘混凝土开裂使得中性轴高度上升,加载至250 kN时,中性轴高度上升至约0.22 m。

图19为拼接结构跨中截面混凝土纵向应变曲线。可以看出,加载初期随着荷载的增大,拼接结构板底混凝土应变线性增长;当荷载大于4号空心板开裂荷载130 kN后,四块空心板全部开裂,拼接结构混凝土应变增加速度明显变快;当试验荷载达到拼接结构开裂荷载约145 kN时,拼接结构跨中截面底缘混凝土拉应变达到混凝土开裂应变,拼接结构跨中截面板底出现第一条横向裂缝,有限元计算结果与试验观测到的底部横向裂缝相一致,拼接结构跨中截面底缘裂缝照片见图20。

图19 拼接结构跨中截面混凝土应变曲线

图20 拼接结构跨中截面板底横向裂缝

将荷载为150 kN时拼接结构跨中截面底缘六个方向的应力最大值示于表4。其中,拼接结构混凝土抗剪强度取抗压强度的0.1倍[29],即3.07 MPa。可以看出,拼接结构中纵向拉应力达到混凝土抗拉强度2.85 MPa时,其余方向的应力值未超出材料强度值。因此,引起拼接结构跨中截面底缘混凝土开裂的是弯曲产生的纵向拉应力。

表4 拼接结构混凝土应力 单位:MPa

随着荷载的继续增加,拼接结构跨中截面开裂区域分别沿纵桥向向两端延伸以及沿竖向向截面顶缘延伸。在荷载达到250 kN时,拼接结构受拉等效塑性应变PEEQT云图见图21。可以看出,拼接结构与新板连接侧应力更大,开裂范围更广;跨中截面开裂高度沿竖向向截面顶缘延伸约0.15 m,占拼接结构截面高度(0.25 m)的60%;开裂范围纵桥向向两端延伸约0.5 m,占跨径(8 m)的12.5%。

图21 拼接结构混凝土受拉等效塑性应变云图(半跨)

结合试验结果和有限元结果,将拼接结构的破坏现象及对应荷载汇总于表5,同时,将荷载值对应的设计车辆荷载(公路-Ⅰ级)的倍率也示于该表。可以看出,拼接结构的破坏模式是,先出现跨中截面弯曲破坏,再出现端部截面受剪破坏;弯曲产生的纵向拉应力,引起拼接结构跨中截面底部混凝土开裂;主梁端部拼接结构与新板处是拼接结构与空心板最易发生破坏的位置,破坏模式为竖向剪切破坏。

表5 拼接结构破坏模式及对应荷载汇总表

3.4 连接钢筋受力性能分析

图22为拼接结构跨中截面纵向钢筋应变曲线。可以看出,有限元结果与试验值吻合较好,整体变化趋势相近;拼接结构顶缘钢筋受压、底缘钢筋受拉;当荷载约145 kN时,底缘钢筋最大拉应变(测点G2)为8.2×10-5,顶缘钢筋最大压应变(测点G4)为-4.6×10-5,均远小于钢筋屈服应变;当荷载约250 kN时,底缘钢筋最大拉应变(测点G1)为1.0×10-3,顶缘钢筋最大压应变(测点G4)为-7.1×10-5,仍小于钢筋屈服应变。

图22 拼接结构跨中截面纵向钢筋应变曲线

拼接结构与新桥边板连接钢筋横向应力沿纵桥向分布见图23。当荷载为250 kN时,连接钢筋应力最大值出现在跨中截面,约86 MPa,远小于钢筋抗拉强度335 MPa,说明连接钢筋没有破坏。

图23 拼接结构与新板连接钢筋应力分布

拼接结构与旧板的植筋滑移量沿纵桥向分布示于图24。

图24 拼接结构与旧板植筋滑移量

从图24可以看出,当荷载为250 kN时,植筋剪切滑移最大值出现在跨中截面,约0.06 mm,小于植筋允许最大滑移量0.1 mm,说明植筋粘结强度满足要求。

因此,不管是拼接结构与新桥边板的预埋钢筋,还是拼接结构与旧桥边板的植筋,均不会发生破坏,说明拼接构造两端的连接钢筋设计合理。

4 结 语

(1) 针对新旧桥主梁不等高布置的拼宽空心板桥,本文提出了一种新型刚性拼接结构;并设计制作了一跨8 m足尺模型进行验证,试验结果表明:当试验荷载为90 kN(1.29倍公路-Ⅰ级荷载)时,新桥中板跨中截面底缘混凝土开裂;当试验荷载达到145 kN(2.05倍公路-Ⅰ级荷载)时,拼接结构靠近跨中截面底缘出现1条横向裂缝;当试验荷载达到155 kN(2.21倍公路-Ⅰ级荷载)时,梁端拼接结构与新板处出现竖向裂缝。在拼接结构开裂前,空心板和拼接结构挠度变化协调,新桥与旧桥整体受力;拼接结构开裂后,荷载横向传递能力有所减小。

(2) 刚性拼接结构能有效地传递荷载,将新板与旧板刚性连接成整体受力,且不改变新旧空心板的承载能力;拼接结构晚于空心板开裂,说明拼接结构设计合理。

(3) 不管是拼接结构与新桥边板的预埋钢筋,还是拼接结构与旧桥边板的植筋,均不会发生破坏,说明拼接构造两端的连接钢筋设计合理。

(4) 拼接结构的破坏模式是,先出现跨中截面弯曲破坏,再出现端部截面受剪破坏;弯曲产生的纵向拉应力,引起拼接结构跨中截面底部混凝土开裂;主梁端部拼接结构与新板接触面是拼接结构与空心板最易发生破坏的位置,破坏模式为竖向剪切破坏。