小半徑預應力混凝土曲線梁橋模型試驗及受力性能分析

■游先輝

（福建永福電力設計股份有限公司，福州 350000）

小半徑預應力混凝土曲線梁橋模型試驗及受力性能分析

■游先輝

（福建永福電力設計股份有限公司，福州 350000）

本文結合某小半徑變截面曲線箱梁實橋，開展1∶10的細石混凝土模型試驗，研究其在不利工況下的受力性能及應力分布情況，并與MidasCivil空間有限元軟件計算結果進行比對，以期對類似工程提供參考。

曲線梁橋 模型試驗 有限元法 受力性能分析

0 引言

曲線梁橋作為現代交通系統中的一種重要橋型，相比于直線梁橋，對地形地貌的適應性較強，更具有曲線結構線條平順、流暢、明快、意境生動的特點，得到了廣泛的應用。本文研究橋梁為六跨剛構連續混合結構，橋跨布置為31+49+3×144+86＝598m，主跨跨徑144m；主墩除2#墩采取墩梁固結形式外，均以活動支座連接。邊跨采用半徑為70m的曲線連續結構。其結構特點是：曲線半徑小（僅70m），跨度較大（達49m），主梁為變高度的單箱單室長懸臂寬箱梁，此類結構比較少見。鑒于邊跨曲線連續梁橋在結構和構造上的特殊性，加上受各種綜合因素的影響，使得該邊跨曲線結構受力十分獨特而且復雜。本文結合實橋曲線邊跨，開展了1∶10的細石混凝土模型試驗，研究其在不利工況下的受力性能及應力分布情況，并與Midas Civil空間有限元軟件計算結果進行比對，以期對類似工程提供參考。

1 工程概況

本橋為六跨剛構連續混合結構,橋跨布置為31+49+ 3×144+86＝598m，主跨跨徑144m，北側邊跨跨徑為（31+ 49）m，南側邊跨跨徑為86m。主梁采用單箱單室箱梁，寬度12m，設兩個行車道，行車道凈寬8m。主墩除2號墩采用墩梁固結形式外，均以活動支座連接。

對于小半徑曲線邊跨結構，主梁受力性質發生根本變化，扭矩上升為控制性因素。主墩處采用剛構固結的形式可以顯著降低主梁的扭矩大小，從而可以控制主梁的主拉應力滿足規范的要求，同時避免了支座出現脫空的現象，限制了曲線邊支點的側移，防止了支點處扭矩的縱向傳遞。箱梁為單箱單室直腹板截面。主梁在邊跨現澆直線段梁高3.0m，在主墩處梁高為8.5m；箱梁高度和底板厚度按1.65次拋物線變化。直線段主梁屬常規結構，而本橋小半徑曲線段出現在大跨度梁式橋整個邊跨，墩梁固結處兩側存在極不平衡的跨徑差（如圖1）。這種結構在國內沒有，在國外亦較為罕見。

圖1 烏龍江新建復線橋曲線邊跨

2 模型試驗與有限元模擬

本試驗針對北側曲線梁橋，開展全橋模型的靜力試驗研究。研究最大懸臂施工階段以及邊跨合攏階段張拉預應力鋼束過程中主梁關鍵截面內頂板、底板和腹板的受力特征和應力分布情況；分析不同斷面的應力橫向分布情況，并通過比較模型試驗結果和有限元數值仿真分析結果，檢測設計計算方法的有效性和準確性。

3 橋梁施工階段數值模擬與試驗比對

3.1 空間有限元模型的建立

圖2 1∶10模型橋結構一般構造圖（單位：cm）

圖3 模型橋主梁混凝土應變量測斷面布置圖（單位：cm）

為考慮直線段主跨對曲線段受力的影響，根據1∶10實驗模型設計尺寸圖（如圖2和圖3），,在進行有限元分析時，分別建立了全橋有限元分析模型與模型橋有限元分析模型，如圖2所示。通過全橋模型的有限元分析獲得主跨在2#墩根部的作用效應，按相應的相似比例縮小后施加到模型橋的懸臂節段中，以考慮直線段主跨部分對曲線邊跨受力的影響。

圖4 全橋整體模型

3.2 最大雙懸臂狀態

本工況主要考慮施工至最大雙懸臂階段 （如圖5），張拉各預應力鋼束時各控制截面的應力分布情況。

圖5 最大雙懸臂模型

預應力張拉過程中E斷面內頂板內的實測應變值隨預應力鋼束的張拉荷載的增加而增大，但并無明顯的線性關系，說明不同張拉荷載作用下鋼束的預應力損失并非線性。斷面內的應變分布也很不均勻，箱梁內存在明顯的剪力滯效應，內側、外側腹板對應位置的應變高于其它位置的應變。數據表明，主梁根部截面頂板內的應變實測值遠小于理論計算值，底板內的實測應變和理論應變值均很小，說明根部截面考慮鋼筋影響后的實際剛度較理論值大得多。與E截面的實測數據相比，F截面的剪力滯效應較小，如圖6和圖7所示。

3.3 最大雙懸臂狀態

合龍段內的預應力鋼束分三級（50kN、100kN、150kN）張拉，模型如圖8所示。

上頂板合龍鋼束各級張拉荷載作用下，主梁各主要觀測斷面的應變分布情況如圖圖9～圖11所示。可以看出，在各級荷載作用下主梁各斷面的應變實測值與理論計算結果吻合較好，但頂板內應變沿寬度方向的分布很不均勻，腹板位置的應變一般較其他位置大，且各個截面內的應變分布形式也有較大的不同，存在明顯的剪力滯效應。底板內的應變的實測結果呈現出外側應變大而內側小的特點，這主要是由于箱梁的扭轉、豎向彎曲和橫向彎曲共同作用的結果。

圖6 E截面應變實測值與理論值的比對

圖7 F截面應變實測值與理論值的比對

圖8 曲線邊跨合擾階段模型

圖9 D截面頂板應變實測值與理論值比對

圖10 E截面頂板實測值與理論值比對

圖11 F截面頂板應變實測值與理論值

與工況1類似，由于前文所述的原因，導致控制斷面一些測點的實測值與理論值存在一定的偏差，但總體來說，吻合適度較好，說明用空間梁單元做曲線梁橋空間分析是基本準確可靠的，也說明本次試驗方案基本合理，實測數據也是基本可信的。

4 結論

由以上試驗數據分析，可以得出以下幾點結論：

（1）預應力張拉過程中各主要斷面的實測應變值隨預應力鋼束的張拉荷載的增加而增大，但并無明顯的線性關系，說明不同張拉荷載作用下鋼束的預應力損失并非線性。斷面內的應變分布也很不均勻，箱梁內存在明顯的剪力滯效應，內側、外側腹板對應位置的應變高于其它位置的應變。

（2）主梁根部截面頂板內的應變實測值遠小于理論計算值，底板內的實測應變和理論應變值均很小，說明根部截面考慮鋼筋影響后的實際剛度較理論值大得多。

（3）對A截面預應力鋼束進行分級張拉后，在各級荷載作用下，實測應變值均大于理論計算值，表明該斷面附近鋼束的預應力損失較理論值小，有效預應力較大。

（4）1#墩附近B斷面在張拉鋼束過程中，鋼束張拉力較小時實測值大于理論值，但隨著張拉荷載的增大，實測值增加較理論值增加慢，說明實際的鋼束預應力損失大于理論計算值。

（5）總的來說，本工況的張拉預應力，懸臂段應變較小，曲線現澆段應變相對較大，截面的剪力滯效應比較明顯。底板內應變的實測結果呈現出外側應變大而內側較小的特點。數據總體來說與理論值吻合適度較好，說明用空間梁單元做曲線梁橋空間分析是基本準確可靠的，也說明本次試驗方案基本合理，實測數據也是可信的。

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