三環(huán)路牛龍路立交橋牛腿模型開裂及加固試驗(yàn)研究

三環(huán)路牛龍路立交橋牛腿模型開裂及加固試驗(yàn)研究

隨著城市交通的快速發(fā)展，許多城市的橋梁和橋梁都修建了。許多橋梁采用了箱梁。在箱梁設(shè)計(jì)中，通常采用與橋墩正面梁相連的牛腿結(jié)構(gòu)。牛腿作為梁式橋梁部的防護(hù)結(jié)構(gòu)。由于有傳力支，牛腿的截面高度比正常截面小，因此傳遞的垂直和水平集中力通過牛腿的傳能支架擴(kuò)散到橋梁其他部位。因此，牛腿的支撐非常復(fù)雜，是上部結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)。牛龍路立交橋(現(xiàn)稱龍?zhí)读⒔?位于成都市三環(huán)路與牛龍路十字交叉口,是一座半互通立交橋.目前該橋梁出現(xiàn)了不同程度的病害,特別是牛腿開裂現(xiàn)象較為嚴(yán)重.為保障城市橋梁的安全運(yùn)營,有必要通過模型試驗(yàn)對(duì)牛腿開裂的原因、受力性能等進(jìn)行深入研究,并考察加固方法的有效性.文獻(xiàn)介紹了橋梁牛腿的計(jì)算理論,國內(nèi)學(xué)者對(duì)牛腿進(jìn)行了有限元分析,但關(guān)于牛腿的模型試驗(yàn)研究較少.我們對(duì)牛龍路立交橋牛腿開裂及加固進(jìn)行了模型試驗(yàn),為防止牛腿開裂及加固提供了參考.1試驗(yàn)計(jì)劃1.1模型的材料和容重相似常數(shù)模型總體上按靜力相似原則設(shè)計(jì).為充分反映牛腿的實(shí)際受力特點(diǎn),采用縮尺比為1∶2的模型進(jìn)行試驗(yàn),即模型與原型的幾何相似常數(shù)CL=1/2.由應(yīng)力等效原則,可得軸力和剪力為實(shí)橋的1/4,而彎矩為實(shí)橋的1/8.模型采用與原型相同的材料(混凝土和鋼材),即物理相似常數(shù)CE=1,Cμ=1.由相似理論,可得模型材料的容重相似常數(shù)Cγ=2.即要達(dá)到模型和原型的應(yīng)力狀態(tài)一致,模型材料的容重應(yīng)為原型的2倍,這實(shí)際上是不可能做到的.結(jié)構(gòu)靜力模型試驗(yàn)時(shí),為彌補(bǔ)材料容重不足產(chǎn)生的影響,采用了恒載補(bǔ)償?shù)霓k法,即將(1/CL-1)倍模型自重的附加荷載均勻施加在模型上.1.2結(jié)構(gòu)的構(gòu)造設(shè)計(jì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)的基本原則是:采用相同的材料,以應(yīng)力等效原則為基準(zhǔn),牛腿模型的基本斷面形式與實(shí)際結(jié)構(gòu)相同,主要構(gòu)造尺寸按幾何相似的原則模擬;模型中的普通鋼筋根據(jù)實(shí)橋中普通鋼筋的布置方式按配筋率進(jìn)行等效,并結(jié)合結(jié)構(gòu)的構(gòu)造要行布置;模型中的預(yù)應(yīng)力筋按力的等效原則布置(在相應(yīng)工況下,模型中預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的控制截面的內(nèi)力應(yīng)與實(shí)際結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)截面的內(nèi)力滿足相似比的要求).依據(jù)現(xiàn)場檢測和有限元分析結(jié)果,取主橋和匝道橋的牛腿進(jìn)行試驗(yàn)研究.為更真實(shí)地模擬牛腿的應(yīng)力狀態(tài),基于圣維南原理,試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷L度包括支座等效截面以外的牛腿加長段(長4.85m),以此忽略邊界條件的影響.主橋模型與匝道橋模型全長均為6.64m,根據(jù)相似比得主橋橋面箱梁寬8.50m,箱梁底寬5.50m,匝道橋面箱梁寬4.25m,箱梁底寬2.00m,梁高均為0.70m.主橋和匝道試驗(yàn)?zāi)Ｐ土⒚鎴D見圖1(其中A點(diǎn)為原支座位置,B點(diǎn)為移動(dòng)后支座位置,相距1.04m).1.3主橋與匝道橋模型表面布置為了便于分析牛腿模型在各工況的應(yīng)力狀態(tài),順橋向?、?Ⅰ,Ⅱ-Ⅱ,Ⅲ-Ⅲ,Ⅳ-Ⅳ,Ⅴ-Ⅴ共5個(gè)應(yīng)力測試斷面,見圖2所示(匝道橋同主橋).主橋和匝道橋在Ⅱ-Ⅱ～Ⅴ-Ⅴ斷面上緣表面分別布置6個(gè)與4個(gè)測點(diǎn),Ⅰ-Ⅰ～Ⅴ-Ⅴ斷面下緣表面分別布置4個(gè)測點(diǎn);在模型左右兩側(cè)面布置三軸45°應(yīng)變花;主橋與匝道橋分別在Ⅰ-Ⅰ牛腿交接面處分別布置9個(gè)和5個(gè)豎向測點(diǎn),9個(gè)和5個(gè)縱向測點(diǎn),見圖3.測點(diǎn)應(yīng)變采用7V13和UCAM測試系統(tǒng)自動(dòng)采集.1.4試驗(yàn)加載制度根據(jù)設(shè)計(jì)單位提供的《牛腿內(nèi)力有限元計(jì)算書》,得到正常使用極限狀態(tài)和承載能力極限狀態(tài)下牛腿交接面處的最大剪力,根據(jù)相似理論可以確定荷載的大小.牛腿試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭休S力用預(yù)應(yīng)力筋模擬,剪力用千斤頂施加豎向力模擬.加載工況見表1,每一工況均考慮正載與偏載.以主橋?yàn)槔?正載由1,2,3,4,5號(hào)千斤頂施加,左偏載工況由1,2,3號(hào)千斤頂施加,右偏載由3,4,5施加號(hào),見圖4.為了加載安全和了解結(jié)構(gòu)應(yīng)變隨試驗(yàn)荷載增大的變化情況,試驗(yàn)中各工況進(jìn)行分級(jí)加載.加載程序:(1)張拉縱向彎曲預(yù)應(yīng)力筋和施加配重.(2)對(duì)模型進(jìn)行預(yù)加載.各千斤頂以較慢的速度對(duì)模型進(jìn)行預(yù)壓,循環(huán)3次,以消除系統(tǒng)的非彈性變形.(3)開裂模擬.未移動(dòng)支座下進(jìn)行工況1,為防止頂板開裂,不再進(jìn)行以下的工況;第1次放松縱向預(yù)應(yīng)力筋,進(jìn)行工況1;第2次放松縱向預(yù)應(yīng)力筋,進(jìn)行工況1～3-1,此時(shí)牛腿開裂不明顯,故進(jìn)行移動(dòng)支座;通過移動(dòng)支座這個(gè)特殊受力狀態(tài)進(jìn)一步真實(shí)地模擬牛腿開裂情況,進(jìn)行工況1～3-5.(4)加固模擬.將移動(dòng)支座還原為永久支座,并張拉放松的縱向預(yù)應(yīng)力筋;采用補(bǔ)強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋加固牛腿,加固后進(jìn)行工況1,驗(yàn)證加固效果.2-牛視頻開裂加固試驗(yàn)結(jié)果根據(jù)虎克定律將各測點(diǎn)的應(yīng)變測試值換算成應(yīng)力值,并對(duì)應(yīng)力結(jié)果進(jìn)行分析,研究牛腿開裂及加固效果.Ⅰ-Ⅰ牛腿交接面位于牛腿開裂處,同時(shí)也是加固試驗(yàn)中比較關(guān)注的截面.限于篇幅,這里主要就Ⅰ-Ⅰ截面的開裂及加固試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析,下文中截面均指Ⅰ-Ⅰ截面.2.1試驗(yàn)結(jié)果及分析移動(dòng)支座后截面正應(yīng)力見圖5(拉應(yīng)力為正,壓應(yīng)力為負(fù),下同).由圖5可知:主橋和匝道橋牛腿分別在工況1～3-1正載和左偏載作用下,混凝土縱向基本均處于受壓狀態(tài);分別在工況3-2～3-5正載和左偏載作用下,混凝土縱向基本均處于受壓狀態(tài);在工況1～3-3下,荷載-應(yīng)力曲線基本呈線性關(guān)系;在工況3-3曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折之后,應(yīng)力變化幅度較大,正載作用下主橋應(yīng)力增量最大為2.35MPa,左偏作用下匝道橋應(yīng)力增量最大為2.22MPa,呈非線性變化趨勢,混凝土開裂.試驗(yàn)觀察表明,在移動(dòng)支座工況3-5正載作用下,主橋牛腿交接面處混凝土開裂,裂縫最大寬度為0.15mm,最大長度為60cm,左右兩側(cè)混凝土產(chǎn)生微小裂縫;隨后在工況3-5左、右偏載作用下,交接面裂縫沿橫向貫通,牛腿左右兩側(cè)面產(chǎn)生與橋高方向大致成45°的斜裂縫,裂縫最大寬度為0.20mm,最大長度約20cm,見圖6.開裂模擬試驗(yàn)表明,主橋和匝道橋牛腿裂縫的分布范圍、形狀和大小與原型相近,可知牛腿開裂原因包括預(yù)應(yīng)力損失過大、重車影響以及車輛偏載效應(yīng)等.從圖7(a)可知,在工況1正載作用下,主橋交接面在第2次放松預(yù)應(yīng)力下應(yīng)力明顯增大.與第1次放松預(yù)應(yīng)力相比,應(yīng)力變化量最大為0.91MPa,最小為0.29MPa,說明預(yù)應(yīng)力損失是導(dǎo)致牛腿開裂的一個(gè)重要因素.從圖7(b)可知,在未移動(dòng)支座工況1下,匝道橋偏載比正載產(chǎn)生的應(yīng)力大,應(yīng)力變化量最大為1.21MPa,最小為0.29MPa,說明偏載比正載對(duì)牛腿結(jié)構(gòu)更不利.2.2預(yù)應(yīng)力筋下下-截面主橋與匝道橋分別通過張拉12根和4根補(bǔ)強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋加固,張拉控制應(yīng)力均為534.3MPa.張拉過程中,利用傳感器和調(diào)節(jié)螺栓施加精確的預(yù)應(yīng)力,見圖8所示.加固前后截面正應(yīng)力的對(duì)比見圖9.從圖9可見,在工況1下,加固前后主橋與匝道橋截面混凝土縱向基本處于受壓狀態(tài);加固后主橋和匝道橋截面的壓應(yīng)力增大——主橋應(yīng)力增量最大為1.89MPa,最小為0.16MPa;匝道橋應(yīng)力增量最大為1.33MPa,最小為0.52MPa.可見,補(bǔ)強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋加固效果明顯.分析加固效果時(shí),還應(yīng)考察錨下Ⅱ-Ⅱ截面(位于補(bǔ)強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋頂板錨墊塊處)的應(yīng)力是否滿足要求.加固前,在工況1正載作用下,主橋牛腿錨下應(yīng)力介于-0.39～0.19MPa之間;在工況1偏載作用下,錨下應(yīng)力介于-0.98～0.82MPa之間.加固后,在工況1正載作用下,主橋牛腿錨下應(yīng)力介于0.00～1.27MPa之間;在工況1偏載作用下,錨下應(yīng)力介于-0.65～1.93MPa之間.主橋加固后,錨下最大拉應(yīng)力為1.93MPa,超過了C40混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值1.65MPa,但未超過標(biāo)準(zhǔn)值2.40MPa,不會(huì)開裂,建議調(diào)整原主橋補(bǔ)強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋(精軋螺紋鋼)的張拉控制應(yīng)力372.2MPa為318.2MPa.匝道橋在預(yù)應(yīng)力加固后錨下最大拉應(yīng)力為1.46MPa,滿足要求.3力學(xué)性能測試基于大型空間有限元程序ANSYS建立三維有限元模型,對(duì)實(shí)際牛腿受力性能進(jìn)行了數(shù)值模擬.混凝土和鋼筋分別采用八節(jié)點(diǎn)等參六面體Solid45和Link8單元模擬.對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的實(shí)體力筋采用體切割法,通過對(duì)力筋降溫模擬預(yù)應(yīng)力.有限元分析時(shí),將整個(gè)結(jié)構(gòu)視為勻質(zhì)彈性體,未計(jì)普通鋼筋的影響.根據(jù)對(duì)材料力學(xué)性能的測試,混凝土彈性模量Ec=29.0GPa,泊松比υ=0.167,預(yù)應(yīng)力筋彈性模量Ep=201.3GPa.計(jì)算時(shí)均采用材料的實(shí)際力學(xué)性能指標(biāo).以Ⅰ-Ⅰ截面為例,同一工況下應(yīng)力試驗(yàn)實(shí)測值與計(jì)算值的比較見圖10.從圖10可見,實(shí)測值與計(jì)算值吻合良好,應(yīng)力變化趨勢和分布規(guī)律大體一致.計(jì)算值絕對(duì)值大于實(shí)測值,對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)是偏于安全的.上述結(jié)果說明,試驗(yàn)數(shù)據(jù)可靠,較好地模擬了牛腿的實(shí)際受力性能.一部分應(yīng)力實(shí)測值與計(jì)算值存在較大差異,原因可能是:(1)有限元分析模型與試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷恼`差,縱向預(yù)應(yīng)力筋永存預(yù)應(yīng)力與理論計(jì)算取值間的誤差;(2)有限元計(jì)算中假設(shè)材料為理想彈性材料(即假定物體連續(xù)、完全彈性、均勻和各向同性),而實(shí)際上混凝土為由砂、石和水泥等組成的非均勻多相混合材料;(3)試驗(yàn)測試誤差和溫度變化影響.由表2可知,補(bǔ)強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋加固后,主橋與匝道橋在工況1正偏載作用下,實(shí)測值與計(jì)算值均為拉應(yīng)力,計(jì)算值大于實(shí)測值,二者的比值介于0.59～0.86之間,吻合較好,試驗(yàn)數(shù)