預(yù)應(yīng)力連續(xù)箱梁橋開裂狀態(tài)彎矩重分布試驗研究

李克忠

（湖南大學(xué)設(shè)計研究院有限公司，湖南長沙410082）

預(yù)應(yīng)力連續(xù)箱梁橋開裂狀態(tài)彎矩重分布試驗研究

李克忠

（湖南大學(xué)設(shè)計研究院有限公司，湖南長沙410082）

對連續(xù)梁的內(nèi)力重分布的研究，可以幫助更好地分析連續(xù)梁的受力性能，而目前國內(nèi)外對此主要是針對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，對預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)尚少有研究。該試驗以一個1：4的三跨預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁模型為基礎(chǔ)，以彎矩調(diào)幅系數(shù)、邊支座反力與中支座反力的比值（邊/中）為基本參數(shù)，通過體外預(yù)應(yīng)力加固前后的對比試驗，對連續(xù)梁橋彎矩重分布規(guī)律進(jìn)行了研究。試驗結(jié)果表明：加固后結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分布較加固前稍大；加載至部分鋼筋屈服時，加固前后各跨中最大彎矩調(diào)幅系數(shù)在-8.34%～-12.62%之間；兩墩頂負(fù)彎矩區(qū)段的最大調(diào)幅系數(shù)在19.44%～29.59%之間，邊/中由初始的32.1%降至28.38%～27.59%。

預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁；調(diào)幅系數(shù)；內(nèi)力重分布；體外預(yù)應(yīng)力加固；模型試驗

0 引言

箱形截面具有良好的結(jié)構(gòu)性能，在現(xiàn)代橋梁建設(shè)中得到廣泛應(yīng)用。近幾年來對現(xiàn)役箱梁進(jìn)行的調(diào)查發(fā)現(xiàn)，不少預(yù)應(yīng)力箱梁包括一些全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件存在嚴(yán)重的橫向裂縫，這直接危及橋梁結(jié)構(gòu)的安全性。在開裂狀態(tài)下，預(yù)應(yīng)力箱梁的受力狀態(tài)如何，各部位之間由于剛度的變化內(nèi)力如何重分布，目前國內(nèi)外尚少有研究。對連續(xù)梁的內(nèi)力重分布的研究，可以幫助更好地分析連續(xù)梁的受力性能、連續(xù)梁裂縫和變形規(guī)律，對橋梁的養(yǎng)護(hù)工作提出有益的建議。同時在連續(xù)梁的設(shè)計中，根據(jù)內(nèi)力重分布的規(guī)律，可用于指導(dǎo)鋼筋疏密調(diào)整，以充分發(fā)揮材料的強(qiáng)度，指導(dǎo)設(shè)計[1-5]。

1 模型試驗概況

1.1 模型概況[6]

按1:4的比例制作了單箱單室3跨連續(xù)箱梁試驗?zāi)Ｐ停Ｐ徒孛娉叽缂芭浣钜妶D1、圖2。模型總長3×8.16 m＋2×0.2=24.88 m，頂板寬3 m，底板寬1.35 m，兩端及中間支座位置設(shè)置橫隔板，模型平面見圖3。橫斷面為等截面單箱單室混凝土箱梁，混凝土強(qiáng)度等級為C40。箱梁模型非預(yù)應(yīng)力筋采用H RB235級鋼筋。共配置48根φs15.24的預(yù)應(yīng)力筋束，其中26根體內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋，20根體外預(yù)應(yīng)力筋，臨時索（JL）2根。采用后張法對預(yù)應(yīng)力筋進(jìn)行張拉，張拉控制噸位為195 kN/根。

圖1 模型截面尺寸及配筋（單位：cm）

圖2 模型預(yù)應(yīng)力筋布置圖（單位：cm）

圖3 箱梁模型平面（單位：cm）

試驗采用500 kN級球冠型橋梁專用橡膠支座，其中中跨3-1＃支座為固定支座，其余均為滑移支座。在各支座位置布置千分表分別測量其水平位移和豎向壓縮量。在支座上安裝弦式力傳感器測試支座反力變化，實時測量每級荷載作用下支座反力的變化和其壓縮量，見圖4。

圖4 模型支座布置圖

1.2 加載方式及工況

二期恒載和補(bǔ)重以均布荷載的形式施加，汽車荷載以等效集中荷載模擬。集中荷載采用油壓千斤頂施加，每個千斤頂連接一個電子稱，精確測試加載的荷載，加載點為各跨跨中。為了探討預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁加固前后內(nèi)力的重分布情況，試驗主要分為兩個步驟：（1）加固前試驗研究；（2）體外預(yù)應(yīng)力加固后試驗研究。

試驗?zāi)Ｐ鸵妶D5。

圖5 試驗?zāi)Ｐ透艣r

2 計算方法

2.1 彎矩調(diào)幅系數(shù)的計算

國內(nèi)外學(xué)者曾先后提出過多種鋼筋混凝土超靜定結(jié)構(gòu)考慮塑性內(nèi)力重分布的計算方法，如極限平衡法、塑性鉸法、變剛度法、強(qiáng)迫轉(zhuǎn)動法、彎矩調(diào)幅法以及非線性全過程分析法。但由于彎矩調(diào)幅法概念明確、計算方便而被各國規(guī)范所采用。彎矩調(diào)幅法就是以彈性方法得到的彎矩值按彎矩重分布能力大小進(jìn)行適當(dāng)?shù)恼{(diào)整，用以考慮結(jié)構(gòu)因非彈性變形引起的內(nèi)力重分布[1～5、7]。本文借鑒鋼筋混凝土重分配的彎矩調(diào)幅法對預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)進(jìn)行重分配分析。彎矩重分布的大小，通常用某一截面實際彎矩與彈性分析值的差值來表示，對彎矩重分布的能力和幅度，則用這一差值與彈性分析值比較，即:

2.2 理論彎矩計算和實測彎矩的得出

圖6 理論彎矩和實測彎矩的計算圖式

在試驗過程中，準(zhǔn)確得出各截面的實際彎矩是進(jìn)行彎矩調(diào)幅系數(shù)計算的前提。本文采用支座反力反算各截面的彎矩，即根據(jù)實測支座反力（Fr1、Fr2、Fr3和Fr4））和實際荷載加載力（Fp1、Fp2、Fp3），采用簡單的力平衡方程即可求出各截面的實測彎矩。該計算方法簡單、快捷，可操作性強(qiáng)，同時又能考慮試驗過程中由于各支座不均勻壓縮（沉降）對彎矩的影響，因為其效應(yīng)最終均在反力中得以體現(xiàn)。彎矩計算公式如求第一跨跨中的彎矩M1=FR1×（L/2）；2＃墩頂?shù)呢?fù)彎矩M2=FR1×L-Fp1×L/2。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 加固前試驗結(jié)果及分析

兩邊跨支座反力之和同兩中支座反力之和的比值，是衡量內(nèi)力重分配的一重要手段。三跨同時加載時模型各支座的反力見表1。試驗過程中，模型的開裂荷載為300 kN，裂縫主要出現(xiàn)在跨中和墩頂負(fù)彎矩區(qū)等位置。

由圖7、圖8和表1、表2可知：

圖7 加固前1、3跨跨中截面彎矩理論值與實測值

圖8 加固前2＃、3＃墩頂截面彎矩理論值與實測值

表2 加固前各截面的彎矩重分布幅度β及裂縫寬度ω

（1）邊/中的初始比值為32%左右，且在480 kN之前此值變化量較小，當(dāng)加載至766 kN時時此值降為28.38%。由此可得出：模型未開裂及開裂初期，各截面基本沒有內(nèi)力重分配；隨著裂縫的發(fā)展，內(nèi)力逐漸向兩中支座處轉(zhuǎn)移。

（2）截面開裂荷載附近（300 kN），理論值和實測值吻合良好，兩者的差值不超過1%，基本未發(fā)生重分布現(xiàn)象，也說明測試數(shù)據(jù)的可靠性。

（3）一、三跨跨中的彎矩重分布系數(shù)均為負(fù)值，即跨中截面彎矩的增量小于其理論增量，一、三跨跨中的最大重分布幅度為-6.1%和-8.34%，第三跨跨中由于模型制作時有初始裂縫，故其重分布量相對較大。

（4）兩墩頂負(fù)彎矩區(qū)的彎矩重分布幅度先逐漸增大，后又有所降低。660 kN時2＃、3＃墩頂?shù)闹胤植挤染鲋?2.4%；至766 kN（部分鋼筋屈服）時分別降為14.2%和19.44%。由裂縫寬度增長可知，其主要與裂縫在跨中和負(fù)彎矩區(qū)段的開展速率有關(guān)。

3.2 體外預(yù)應(yīng)力加固后試驗結(jié)果及分析

在完成第一階段試驗工況后，模型各關(guān)鍵截面均已開裂且部分受力鋼筋已屈服或拉斷。采用體外預(yù)應(yīng)力筋對其進(jìn)行了加固，共張拉了20根15.24的預(yù)應(yīng)力筋束。加固后模型各裂縫基本閉合，模型的開裂彎矩由加固前的300 kN提高到720 kN。

由表3、表4和圖9、圖10以及與未加固前結(jié)果對比可知：

表3 加固后支座反力增量實測值kN

表4 加固后彎矩重分布的幅度β及裂縫寬度ω

圖9 加固后1、3跨跨中截面彎矩理論值與實測值

圖10 加固后2＃、3＃墩頂彎矩理論值與實測值

（1）加固后邊/中的初始比值為32.10%，與未加固前的初始值32.14%基本一致，說明加固后模型基本恢復(fù)到未開裂前狀態(tài)。加載至部分鋼筋屈服（960 kN）時，邊/中之值逐漸降至27.59%，較加固前的28.38%幅度有所增加。

（2）加固前后各關(guān)鍵截面彎矩重分布的趨勢與加固前基本一致，但在相同的荷載作用下，加固后各截面的重分布幅度較加固前小，主要原因為體外預(yù)應(yīng)力加固提高了結(jié)構(gòu)的開裂荷載，相同荷載下加固后裂縫開展程度不如加固前強(qiáng)烈。

（3）加載至部分鋼筋屈服（960 kN）時，加固后一、三跨跨中的彎矩重分布幅度分別為-9.06%和-12.62%，2＃、3＃墩頂負(fù)彎矩區(qū)段的重分布幅度分別為21.23%和29.59%，相同狀態(tài)下加固后的重分布系數(shù)較加固前有所提高，結(jié)構(gòu)的延性增大。主要因為體外筋增大了結(jié)構(gòu)受力鋼筋的面積，同時體外筋的應(yīng)力尚不高，故其延性才有所提高。

3 結(jié)論

本文以模型試驗為基礎(chǔ)，以邊跨支座與中跨支座反力比值和彎矩重分布幅度為基本參數(shù)，通過對加固前后結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布的研究，主要取得如下結(jié)論：

（1）結(jié)構(gòu)未開裂及開裂初期，各截面基本沒有內(nèi)力重分配；隨著裂縫開展，結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布現(xiàn)象越明顯。

（2）加固后結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分布幅度較加固前稍大，即延性有一定的增大。

（3）加固前后(邊/中）的初始比值基本一致約為32.1%，加載至鋼筋屈服時此值分別為28.38%和27.59%。

（4）加載至部分鋼筋屈服時，各跨中的彎矩調(diào)幅系數(shù)最大值在-8.34%～-12.62%之間，兩墩頂負(fù)彎矩區(qū)在19.44%～29.59%之間。

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U448.21+5

A

1009-7716（2017）11-0189-04

2017-09-07

湖南省科技廳項目（2006FJ3186）

李克忠(1971-)，男，湖南長沙人，高級工程師，從事大跨度橋梁的設(shè)計和研究工作。

10.16799/j.cnki.csdqyf h.2017.11.057