基于等效截面法的蝶形腹板箱梁剪力滯效應研究

陳建兵,張云飛,3,李 響,蔡新江

(1. 蘇州科技大學 土木工程學院,江蘇 蘇州 215011; 2. 中交一公局第二工程有限公司,江蘇 蘇州 215011; 3. 江蘇聯合職業技術學院通州分院,江蘇 南通 226000)

0 引 言

蝶形腹板箱梁結構是一種全新的橋梁結構形式,其腹板呈蝶形,采用鋼纖維混凝土制作,在腹板主拉應力方向設置預應力鋼筋,并改善腹板的抗裂能力。腹板、頂底板之間由剪力件連接,具體構造如圖1(a)。與普通混凝土箱梁相比,其優勢為:自重較輕,有助于增加橋梁跨度;腹板部分可在工廠預制,能夠縮短工期;具有良好的抗風性能等[1]。蝶形腹板結構的受力特點是將頂板傳遞下來的豎向荷載分解為拉力與壓力并向下傳遞,這種傳力機理類似于雙層沃倫桁架結構,如圖1(b)。

圖1 蝶形腹板構造及結構傳力

對于這一新型結構,學者們展開了一系列探索。A.KASUGA[2]通過試驗研究了該結構對抗風性能的影響,結果表明,其開孔構造提高了箱梁整體的氣流穩定性。

蝶形腹板在結構形式與傳力機理上雖然新穎,但在國內尚無實橋,且相關研究較少。為研究該結構的受力性能,焦廣如等[3]通過試驗和有限元的方式分別建立了蝶形腹板箱梁模型,研究該結構的抗彎性能,結果表明,豎向荷載作用下,箱梁空腹處雖存在剪切變形,但整體的抗彎性能良好;張云飛等[4]通過變分法推導了蝶形腹板箱梁的剪力滯效應公式,結果表明,結構呈正剪力滯效應分布,且空腹處剪力滯效應大于實腹處。但箱梁空腹截面的幾何性質尚不明確,腹板剪切變形對剪力滯的影響還需進一步探究。因此筆者從截面等效角度出發,結合能量變分原理以及Timoshenko梁理論,提出一種更加符合蝶形腹板箱梁的剪力滯效應計算方法,為此類橋梁結構的設計提供理論依據。

1 翹曲位移函數

1.1 基本假定

為建立剪力滯效應的控制微分方程,需作出如下假定[5]：①在垂直荷載下,箱梁截面沿高度方向的應變滿足平截面假設;②頂底板與腹板之間協同工作,性能良好;③忽略腹板與混凝土頂底板之間的相對滑移。

1.2 基本原理

箱梁的外荷載和橫截面見圖2。在荷載q(z)的作用下,截面發生較大變形。為描述箱梁截面任意一點的縱向位移,并考慮腹板剪切變形的影響,選取最大剪切轉角位移差作為剪力滯廣義位移[6],則箱梁截面任意一點處的豎向位移ω、縱向位移u(x,y)可表示為:

圖2 外荷載及箱梁橫截面

ω=ω(x)

(1)

u(x,y)=ωξ(y)U(x)±hiφ(x)

(2)

箱梁剪力滯縱向翹曲位移函數ωξ(y)選取三次拋物線型[7],可以表示為:

(3)

D為常數位移值。根據箱梁截面軸力為零的平衡條件可知:

(4)

箱梁截面分別由頂板、底板、翼板及腹板組成,分別定義各截面的縱向翹曲位移函數ωξi(i=1,2,3,4) ,因此式(4)可表示為:

(5)

將式(3)代入式(5)可得:

D·(At+Ac+Ab+Aw)=

(6)

(7)

式中:At為頂板截面積,At=b1ts;Ac為翼板截面積,Ac=b2ts;Ab為底板截面積,Ab=b3tx;Aw為腹板截面積,Aw=(hs+hx-ts-tx)×2tw;A為箱梁橫截面面積,A=At+Ac+Ab+Aw。

2 等效截面原理

2.1 截面等效

圖3 蝶形腹板箱梁等效尺寸

等效后空腹處截面如圖4。圖4中:bt為頂板長度;Lc為底板長度;h為梁高;tu為頂板厚度;tc為底板厚度;hk為空腹處高度;s為梁肋處面積;Ik為蝶形腹板箱梁截面空腹處慣性矩。Ik表達式如式(8):

圖4 空腹處截面等效

(8)

式中:y為形心距;I0為梁肋處慣性矩。

2.2 建立剪力滯控制微分方程

蝶形腹板箱梁的外力勢能為:

(9)

蝶形腹板的剪切應變能為:

(10)

頂底板的應變能為:

(11)

頂板應變能為:

(12)

翼板應變能為:

(13)

底板應變能為:

(14)

因此,頂底板應變能Vsi可表示為:

Vs=Vs1+Vs2+Vs3

(15)

將式(12)～(14)代入式(15)可得:

(16)

式中:G、E分別為為混凝土的剪切模量和彈性模量;Iξ1～Iξ4分別為剪力滯翹曲慣性矩。

蝶形腹板箱梁體系總勢能為:

∏=-W+Vw+Vs

(17)

將式(9)、(10)、(16)代入式(17)可得:

(18)

δ∏=δ(-W+Vw+Vs)=0

(19)

將式(18)代入式(19)可得出3個滿足上式的歐拉方程:

(20)

由式(20)可解出微分方程和邊界條件為:

(21)

得到剪力滯方程為:

(22)

解得微分方程的一般表達式為:

(23)

式中:N為與剪力Q(x)分布相關的特解;C1、C2通過邊界條件確定。

考慮剪切變形的蝶形腹板箱梁彎曲正應力公式為:

(24)

剪力滯系數為:

(25)

3 同荷載作用下的解析解

3.1 中荷載作用下的解析解

蝶形腹板箱梁(簡支梁)在集中荷載P作用下示意如圖5。

當0≤x≤a時,箱梁的彎矩與剪力表達式為M1(x)=ζPx,Q1(x)=ζP,其中,ζ=a′/l。將M1(x)與Q1(x)代入式(21)、式(22)可得:

(26)

當a

(27)

邊界條件為U′1(x)|x=0=0,U′2(x)|x=l=0。

連續條件為U1(x)|x=a=U2(x)|x=a,U′1(x)|x=a=U′2|x=a。

可得剪力滯微分方程的一般解為:

(28)

(29)

當0≤x≤a時,將式(28)代入式(24)得:

(30)

剪力滯系數為:

(31)

當a

(32)

此時,剪力滯系數為:

(33)

3.2 均布荷載作用下的解析解

蝶形腹板箱梁(簡支梁)在均布荷載q作用下示意如圖6。

圖6 蝶形腹板箱梁(簡支)均布荷載作用下示意

箱梁的彎矩與剪力表達式為M(x)=0.5qx(l-x),Q(x)=0.5q(l-2x)。將M(x)與Q(x)代入式(22)可得:

(34)

由邊界條件U′1(x)|x=0=0,U′2(x)|x=l=0可得:

(35)

將式(35)代入式(24)可得:

(36)

剪力滯系數為:

(37)

4 驗 證

4.1 試驗模型

該梁結構形式為簡支梁,試驗梁一端為固定支座,一端為滑動支座。由于試驗條件的局限性,全梁未設置縱向預應力筋,且腹板未進行預應力張拉。梁全長3.57 m,計算跨徑為3.4 m,截面參數如圖7[10]。箱梁共有16塊腹板,各腹板均采用C60鋼纖維混凝土預制,如圖8。腹板主拉應力方向設置3根12 mm的HRB400級鋼筋。將預制完成的腹板進行組裝,各腹板間距為10 mm。頂底板采用C30普通混凝土進行澆筑,配筋形式為雙層配筋,頂底板按構造要求配筋,底板上層鋼筋為直徑8 mm的HRB400級鋼筋,下層為直徑16 mm的HRB400級鋼筋。腹板與頂底板通過直徑8 mm的HPB300級箍筋和銷釘進行連接。選取跨中截面14個測點進行分析,如圖9。試驗梁最終成型及加載如圖10。

圖7 截面基本尺寸

圖8 蝶形腹板尺寸

4.2 有限元模型

4.2.1 材料本構模型

鋼筋及普通混凝土本構模型采用 GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》中混凝土單軸受壓、受拉應力應變曲線以及鋼筋雙折線模型進行模擬[11]。

鋼纖維混凝土采用焦楚杰[12]的受壓本構模型以及韓榮[13]的受拉本構模型。

4.2.2 有限元模型建立及加載

運用ABAQUS有限元軟件建立蝶形腹板箱梁模型,混凝土采用C3D4R單元,鋼筋采用T3D2單元模擬。其中有C3D4R單元 32 992 個,T3D2單元7 494 個。鋼筋網使用 Embedded region約束,腹板、頂底板采用Tie約束連接,墊塊與支座采用Tie約束,邊界條件和試驗相同,有限元模型見圖11。模型梁加載方式為雙點對稱加載,如圖12。

圖11 蝶形腹板箱梁有限元模型

圖12 蝶形腹板箱梁有限元模型加載

4.3 結果分析

4.3.1 試驗現象

試驗初期階段,箱梁整體受力性能良好,此時試驗梁處于彈性階段。當荷載達到85 kN時,底板出現細微裂縫,如圖13(a);當荷載達到147 kN時,底板裂縫逐漸向腹板接縫處擴展,如圖13(b);當荷載達到198 kN時,各腹板均有不同程度開裂;當荷載大于240 kN時,跨中撓度增速遠遠大于荷載增速,此時,試驗梁進入塑性階段。

4.3.2 結構損傷云圖

在ABAQUS分析步模塊中,選取場輸出管理器中受壓損傷(DAMAGEC)及拉伸損傷(DAMAGET)選項,經有限元分析計算得到箱梁結構損傷云圖,如圖14(a)～圖14(c)。由圖14可知,靠近支座截面的腹板受到的損傷較其他腹板大;腹板與頂底板交界處產生的變形較大,且主要集中在腹板接縫位置,其分析結果與試驗梁破壞時裂縫分布位置〔圖14(d)、圖14(e)〕相同。

圖14 蝶形腹板箱梁結構損傷

4.3.3 荷載-位移曲線

垂直荷載下,箱梁跨中截面荷載-位移曲線見圖15。

圖15 荷載-位移曲線

在加載初期,跨中截面荷載與位移均呈線性增長,此時結構處于彈性階段;當荷載達到極限荷載的80%時,撓度增長較快,荷載增速放緩,且有限元荷載值較試驗偏大;當荷載達到240 kN時,跨中截面撓度增長迅速,且荷載有下降趨勢,此時,箱梁跨中截面腹板接縫處產生較大裂縫,且支點處腹板發生較大剪切變形,試驗與有限元均結束,此時有限元的極限荷載為 248 kN,試驗值的極限荷載為240 kN。

4.3.4 箱梁空腹處抗剪強度校核

蝶形腹板沿梁長方向并非連續分布,各腹板之間存在間隔。腹板與頂底板交界處抗剪剛度較低,易產生剪切變形。為避免剪切破壞對結果產生的影響,需對箱梁空腹處進行抗剪校核。由于蝶形腹板部分采用鋼纖維混凝土預制,頂底板為普通混凝土現澆,在結構形式上屬于組合結構梁。因此,選用JTG 3362—2018《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》[14]中對組合結構的預制構件與混凝土現澆層之間的抗剪承載力公式進行驗算:

(38)

式中:Vd為剪力設計值;fcd為混凝土軸心抗拉強度設計值;B為結合面寬度;h0為有效高度;fsv為箍筋抗拉強度設計值;Asv為同一豎向截面的箍筋各肢總截面面積;sv為箍筋間距。

選取荷載等級為P=100 kN,箱梁自重為q=14.56 kN/m。其加載示意、剪力、彎矩如圖16。

圖16 蝶形腹板箱梁荷載及內力

由圖16可知,蝶形腹板箱梁支座附近產生的剪力較大,故選取靠近支座處的空腹截面進行抗剪校核,如表1。由表1可知,Vu>Vd,因此蝶形腹板箱梁空腹處滿足抗剪承載力需要。

表1 蝶形腹板箱梁空腹處抗剪校核

4.3.5 集中荷載下結果分析

由模型試驗所測得跨中截面各測點的應變值ε,通過已知普通混凝土的彈性模量E,按應力應變關系求得各測點的實際應力值σ。將試驗值、有限元值、文獻值[4]進行對比,分析結果的合理性,找到蝶形腹板箱梁剪力滯效應的分布規律。在荷載選擇上,頂、底板分別選取100、20 kN進行分析,極限承載力均取240 kN,得到跨中截面各測點的應力值及剪力滯系數如表2。

表2 集中荷載下跨中截面試驗、有限元、文獻[4]與文中應力值及剪力滯系數對比

表2可知,四者擬合程度較好,均能反映集中荷載下跨中截面蝶形腹板箱梁的剪力滯效應分布情況。將文中應力值與試驗應力值進行對比可知,兩者相對偏差在2.48%以內。對比有限元應力值與文中應力值可知,兩者相對偏差在-5.19%以內。對比文獻應力值與文中應力值可知,兩者最大偏差為-1.94%。因此,在集中荷載下,文中方法能夠較為準確地反映結構的真實應力狀態,且空腹處截面的等效處理以及腹板剪切變形對剪力滯效應的影響較小。

4.3.6 均布荷載下結果分析

通過建立箱梁有限元模型,提取跨中截面應力值與文獻值[4]、文中值進行對比,對均布荷載下剪力滯效應進行分析。取荷載q=10 kN/m,極限承載力為240 kN,所得結果如表3。

由表3可知,三者擬合程度較好,均能反映均布荷載作用下結構的剪力滯效應分布情況。對比有限元應力值與文中應力值可知,兩者最大相對偏差為-2.46%;將文中應力值與文獻應力值進行對比可知,兩者相對偏差在-2.44%以內。因此,在均布荷載作用下,考慮空腹處的截面等效及腹板的剪切變形對箱梁剪力滯效應的影響同樣較小。對比集中荷載下兩種方法應力值的相對偏差可知,均布荷載作用下,腹板剪切變形對剪力滯效應的影響相對較大。

4.3.7 剪力滯系數三維分布

從理論分析上看,采用文中方法計算蝶形腹板箱梁的剪力滯效應更精確。為更加直觀反映剪力滯效應的分布情況,選擇箱梁整體進行分析,截面選取如圖17。由于蝶形腹板箱梁具有良好的對稱性,故選取半跨進行分析。

圖17 蝶形腹板箱梁截面選取

將截面有關參數帶入式(33)中,得到箱梁剪力滯系數沿梁寬及梁長方向的分布情況,如圖18。由圖18可知:荷載作用下,箱梁頂底板均呈現正剪力滯效應分布;沿梁長方向上,支點截面及跨中截面的剪力滯效應較大;沿梁寬方向上,腹板與頂、底板相交位置剪力滯效應較大。此外,需重視箱梁腹板接縫處的剪力滯效應,由于其抗彎剛度較低,導致實際應力偏大,從而易引起結構破壞。因此,從蝶形腹板箱梁的安全性角度考慮,應加強腹板之間接縫處的設計,在支座位置可設置橫隔板,通過增大截面剛度以抵抗剪力滯效應。

圖18 剪力滯效應三維分布

5 結 論

1)根據等效截面與Timoshenko理論,結合文獻[4]中所提出的蝶形腹板箱梁剪力滯效應計算公式,引入剪切變形值γ對其縱向位移函數u(x,y)和剪力滯縱向翹曲位移函數ωξ(y)進行修正,得出的剪力滯效應計算結果與試驗值、有限元值吻合程度較好。

2)對比文中值與文獻值可知,集中荷載下,兩者縱向應力值的最大相對偏差為-1.94%;均布荷載下,兩者最大相對偏差在-2.44%以內。因此考慮空腹處的等效處理以及腹板剪切變形對剪力滯的影響對計算結果影響很小。

3)箱梁支點截面及跨中截面腹板接縫處的剪力滯效應較大。因此在實際工程中需要加強腹板接縫處和箱梁支座位置的設計,以保證結構安全。