茍紅兵

(1.遼寧大通公路工程有限公司，遼寧 沈陽 110111;2.遼寧省交通規(guī)劃設計院有限責任公司 公路養(yǎng)護技術研發(fā)中心，遼寧 沈陽 110166)

在全預應力混凝土橋梁施工中，能夠獲得懸臂梁在施工過程中的真實受力情況，了解結構的健康狀況，這也是工程技術人員關心的核心問題。目前，國內橋梁監(jiān)控人員在橋梁施工監(jiān)控中，對應力的監(jiān)控主要是在混凝土中預埋應變傳感器，以此監(jiān)測結構在施工過程中的受力變化情況。而如何從所采集的應變中扣除無應力應變、提取出結構的真正受力應變，是目前橋梁應力監(jiān)控人員需要解決的主要問題。這些無應力應變主要有:應變傳感器自身因素[1-3]、結構收縮效應、結構徐變效應[4-7]、溫度效應[8-9]、鋼筋對徐變的影響[10]、混凝土彈性模量隨時間變化效應6個方面。

通過過去幾十年人們對預應力鋼筋混凝土的研究，取得了許多寶貴的研究成果[11-13]，在對混凝土結構的試驗、檢測、數據分析[14]方面都有較大突破，對預應力混凝土本構關系的認知更加接近實際。本文在前人研究的基礎上，以大連渤海大道沿線的普灣大橋為實例，對懸臂施工過程中混凝土箱梁的0#塊溫度效應、收縮徐變效應分別進行現場試驗研究和全過程分析，為混凝土0#塊箱梁的施工和設計提供參考。

1 理論基礎

1.1 溫度應變

溫度應變包含兩方面：一方面為弦式傳感器在溫度變化下自身的變化；另一方面為混凝土本身受溫度變化所產生的變化。傳感器溫感應變系數αm由傳感器廠商提供或在傳感器中埋入混凝土前進行實測[15-16]?；炷辆€膨脹系數αc由《公路橋涵設計通用規(guī)范》(JTG D60-2004)取得，計算式為

(1)

文中αm通過現場實測，取值為2.2με/℃，αc取規(guī)范值0.000 010。則溫度應變?yōu)閭鞲衅髯陨頊囟葢兣c混凝土自身溫度應變的組合

εtm=αmΔt，

(2)

(3)

εt=εtm+εtc.

(4)

式(2)中Δt為測量時傳感器溫度讀數與結構溫度初讀數的差值，式(3)中l(wèi)i為每次計算步長，Δti為計算步長范圍內主梁板溫差，l為計算梁長。

1.2 收縮應變

根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》(JTG D62-2004)附錄F，混凝土收縮應變值為

εcs(t,t0)=εcs0[βs(t-ts)-βs(t0-ts)]，

(5)

(6)

其中εcs0根據附錄F，按照現場實測濕度取值，其他的混凝土尺寸，各工況施工日期需要現場技術

人員根據進度實時采集。

1.3 徐變應變

根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》(JTG D62-2004)附錄F，混凝土徐變應變值為

φ(t,t0)=φ0.βc(t-t0)，

(7)

(8)

ε(t)=ε(τ0).(1+φ(t,τ0)).

(9)

其中的φ0根據附錄F進行插值計算或根據現場實際情況進行計算，式中的相關參數需要技術人員現場采集，才能保證計算結果的準確性。

而混凝土懸臂梁澆筑過程中逐段澆筑、張拉，簡化為荷載計算時屬于逐級加載混凝土的徐變計算，應考慮加載的級數及每級加載時的混凝土齡期，因此，現場實際彈性應變值的遞推公式為

(10)

(11)

式中：i為施工工況，εi為i工況下傳感器實測應變，εci為i工況下收縮應變，εti為i工況下溫度應變。

2 實橋混凝土應變分析

普灣大橋橋孔布置為70 m+5×120 m+70 m，采用預應力混凝土懸澆變高度連續(xù)箱梁。全橋分為左右幅，每幅設置31個監(jiān)測截面，各監(jiān)測截面分別位于各墩0#塊大小樁號兩側、L/4處及各合攏段處，每個截面設置6個測點，每測點傳感器選用應變與溫度集成傳感器，對溫度和應變同時進行監(jiān)測。傳感器總體布置如圖1所示，各斷面布置如圖2所示。傳感器斷面命名規(guī)則為Sn-k，其中n為墩號(n的取值為8～13)、k為斷面位置(k取值為0、0′、L/4、L′/4,對應為小樁號0#塊、大樁號0#塊、小樁號L/4、大樁號L/4)。

圖1 大橋應變監(jiān)測截面布置圖(單位:cm)

本文以普灣大橋左幅的10#墩0#塊箱梁為原型，進行為期160 d的混凝土無應力狀態(tài)下的收縮應變研究。以右幅8#墩0#塊箱梁為原型，進行為期120 d的預應力混凝土箱梁單次加載(0#塊張拉完成)狀態(tài)下的收縮徐變應變研究。

2.1 收縮應變實測

本文選取左幅10#墩0#塊箱梁為無應力狀態(tài)自由收縮研究對象。左幅10#墩0#塊箱梁施工方式為托架施工，澆注時間為2014-10-15。為進行混凝土箱梁收縮效應研究，通過征求施工單位意見，在不耽誤工期的前提下，將左幅10#墩0#塊箱梁的預應力張拉時間延后至2015-04-03?；炷翝仓霸谥ё行膶南淞簷M斷面處埋設6個溫度和應變合成的長期性較好的正弦式應變計，測試箱梁的縱向收縮，傳感器布設方式如圖2所示。對該斷面的傳感器數據以每10 d為單位，進行為期160 d的混凝土收縮效應數據采集，并對采集的數據按照式(2)～式(4)進行了溫度修正，修正后收縮應變隨時間的增加而發(fā)生變化(見圖3)。

圖2 應變及溫度測點

圖3 左幅10#墩支點斷面收縮變化曲線

從圖3可以看出，箱梁頂底板收縮效應明顯不同，總體呈現出：頂板收縮效應>理論值>底板收縮效應的規(guī)律。主要由于頂板面積大于底板面積和頂板受陽光直射混凝土表面水分子交換速度快，頂面濕度低于底面濕度。頂面干縮速度快于底面干縮速度，呈現出收縮效應的大致規(guī)律為：底板為頂板的一半，頂底板均值與理論值較為接近。頂底板收縮應變時曲線呈現出線性變化趨勢，160 d后頂板收縮應變?yōu)?10 με，底板收縮應變?yōu)?5 με。

2.2 徐變應變實測

右幅8#墩0#塊箱梁施工方式為托架施工，澆注時間為2015-05-07，張拉時間為2015-10-24。對S8-0和S8-0′斷面進行為期150 d的預應力張拉，完成狀態(tài)下的徐變效應研究。對這兩斷面的傳感器數據每10 d進行一次采集，并對采集的數據進行溫度修正和收縮修正。修正后徐變應變隨時間的增加量而變化，如圖4所示。對圖4頂底板徐變應變進行曲線擬合，擬合結果如圖5所示。

圖4 0#塊徐變變化時程曲線

圖5 0#塊徐變應變曲線擬合

如圖4所示，箱梁在前期徐變速度較快，隨著時間的增長徐變速度逐漸減慢，到達100 d以后徐變變化率趨于穩(wěn)定。

頂板擬合方程為

f(x)=0.617-0.795x+0.005 9x2-

0.000 001 6x3.

(12)

底板擬合方程

f(x)=0.803x+0.004 59x2-0.000 001x3.

(13)

由擬合結果可知，混凝土箱梁頂底板擬合結果符合三次多項式曲線,頂底板擬合結果系數R2均為0.98，擬合優(yōu)度較好。150 d后頂板徐變應變?yōu)?53 με，底板徐變應變?yōu)?42 με。由于0#塊頂板鋼絞線布置呈凸形，箱梁中上部腹板預應力大于底板預應力，所以頂面預應力徐變值大于底板。

3 有限元仿真分析

為驗證實測數據的有效性，對0#塊建立有限元模型。分別計算其在無應力狀態(tài)下的自由收縮應變、有初拉力狀態(tài)下的收縮徐變應變和升降溫狀態(tài)下的應變變化。取現場實驗室提供的10～150 d混凝土彈性模量為等效彈性模量，在實際模型中混凝土各時間段內的彈性模量以等效彈性模量代替。收縮系數和徐變系數按照《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》(JTG D62-2004)的公式計算，徐變系數和等效彈性模量的時程曲線如圖6、圖7所示。

圖6 徐變系數時程曲線

圖7 彈性模量時程曲線

0#塊截面為單箱雙室，腹板為直腹板，梁長為12 m，在主梁中心位置布設一道2.5 m長的橫梁。梁高從距支座中心3～6 m處按照1.8次拋物線變化規(guī)律由7.8 m變?yōu)?.2 m，從距支座中心0～3 m處、高度為7.8 m的等高梁截面。箱梁頂寬度為16.5 m、底寬10.5 m，兩側翼緣懸臂長為3 m。頂板厚度為0.28 m，底板厚度為0.8 m。在距支座3 m 處兩側各設有0.5×10 m2的臨時固結。實際建模過程中平面有限元模型采用25個節(jié)點，24個桿系單元?？紤]直徑為7 mm的縱向預應力束129根。邊界條件中，支座提供豎向約束，臨時固結提供三向約束，有限元模型和結果分析如圖8～圖12所示。

圖8 有限元模型

圖9 正溫度梯度效應

圖10 150 d收縮徐變效應

圖11 140 d自由狀態(tài)下收縮效應

圖12 8#墩0#塊上下緣應變對比

由圖9可知，結構在正溫度梯度作用下呈現出頂板受拉現象，結構呈下撓趨勢，結合規(guī)范JTG D60-2004可知，結構在負溫度效應下呈現出正溫度梯度相反、且效應減半的結果。由圖10可知結構在150 d后的徐變效應為頂板效應大于底板效應，結構呈上撓趨勢。由圖11可知結構在160 d后的收效應不明顯。對比圖9～圖11可知150 d后預應力箱梁的徐變效應、收縮效應和溫度效應三者的大小關系為：徐變效應>溫度效應>收縮效應。由圖12和表1比較得出：JTGD62理論值介于頂底板之間，與頂板誤差范圍在-13%～5%, 與底板誤差范圍在-7%～19%。有限元軟件與實測值相比較為接近，頂板有限元軟件模擬值除了一天為-25%外，其余值與實測值誤差范圍均在-6%～13%, 底板有限元軟件模擬值與實測值誤差范圍在-9%～7%。表明有限元軟件在計算時將單元細化后的計算結果更加符合實際，同時也表明現場采集的數據與理論值較為吻合。頂底板實測值對比可以得出，頂板徐變量大于底板徐變量，導致結構有上撓的趨勢和底板拉應力超限產生裂縫的可能。說明在實際施工過程中工程技術人員應合理安排施工工期，避免0#塊的長時間擱置，設計人員應考慮在底板配置一定量的普通防裂鋼筋。

表1 右幅8#墩0#塊截面應變結果比較 με

4 結 論

本文以普灣大橋為例，基于現場實測數據、有限元理論分析的徐變模型，分析0#塊箱梁在無應力狀態(tài)下的自由收縮規(guī)律、預應力張拉完成后的徐變規(guī)律，可推導出以下結論：

1)自然狀態(tài)下頂板收縮速率大于底板收縮速率，但收縮量約為徐變量的0.1倍。

2)150 d后預應力箱梁的徐變效應、收縮效應和溫度效應三者的大小關系為：徐變效應>溫度效應>收縮效應。

3)有限元軟件在計算徐變時,單元細化后的計算結果更符合實際，頂板的徐變量>底板的徐變量,使結構有上撓的趨勢和底板拉應力超限產生裂縫的可能。說明在實際設計和施工過程中工程技術人員應合理設計底板鋼筋，合理安排施工工期，避免0#塊的長時間擱置。

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