盧建福,吳慶雄,陳康明,王 渠

(1.廈門路橋百城建設(shè)投資有限公司,福建 廈門 361200;2.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院,福建 福州 350108)

我國已建成二級及以上等級公路里程達74.36萬km,橋梁達103.32萬座,規(guī)模位居世界第一[1]。但是,隨著交通量的迅猛增長,早期建設(shè)的公路無法匹配其所承擔(dān)的交通運輸任務(wù)。與新建公路相比,既有公路的改擴建工程具有投資不大、周期較短等特點,越來越受到工程界的關(guān)注。對于橋梁的改擴建來說,若新、舊橋上部不拼接時主梁可能出現(xiàn)撓度差、啃邊、伸縮裝置破損等病害,故新、舊橋上部結(jié)構(gòu)拼接可以使新、舊橋上部結(jié)構(gòu)拼接成整體,共同受力;同時,新、舊橋下部結(jié)構(gòu)不拼接,各自受力互不影響,既能避免新、舊橋下部結(jié)構(gòu)拼接的技術(shù)難題,降低施工難度和成本,又可避免新、舊橋下部拼接時基礎(chǔ)沉降差對拓寬橋梁造成的不利影響,因此,“新、舊橋上部結(jié)構(gòu)拼接、下部結(jié)構(gòu)不拼接”已成為我國橋梁拓寬改造的主要方法[2]。

國內(nèi)外已針對T梁橋、空心板橋和箱梁橋等常用橋型的拼接結(jié)構(gòu)進行了諸多理論研究和工程實踐,具體可分為柔性拼接、半剛性拼接和剛性拼接三種[3-7]。柔性拼接主要通過新、舊橋主梁翼緣板內(nèi)少量鋼筋的連接及在翼緣連接處的頂面和底面鋸縫并填塞柔性材料,只傳遞剪力不傳遞彎矩;半剛性拼接一般在柔性拼接的基礎(chǔ)上增加橋面鋪裝層配筋,可以傳遞剪力和部分彎矩;剛性拼接通過預(yù)留鋼筋將新、舊橋主梁翼緣板拼接,且橋面鋪裝沿縱橋向完全連接,可以傳遞全部剪力和彎矩。宗周紅等[8]、Chai等[9]、王浩等[10]、趙煜等[11]分析了不同類型橋梁拼寬方法對結(jié)構(gòu)承載力的影響,認為橫向聯(lián)系剛度對改善結(jié)構(gòu)受力影響顯著,應(yīng)盡量增大橫向聯(lián)系剛度。因此,由于剛性拼接不僅能夠有效傳遞荷載,保證新、舊橋能夠協(xié)同受力,且施工快速便捷,使得剛性拼接結(jié)構(gòu)基本成為目前國內(nèi)橋梁拓寬的主要拼接結(jié)構(gòu)。

由于空心板橋在中國公路橋梁中占有很大的比例,使得對新、舊空心板橋拼接后的受力性能研究具有重要的科學(xué)意義和工程應(yīng)用價值。賀再興等[12]、Ferretti等[13]通過計算分析認為增大新橋主梁截面剛度有利于減少舊橋受力;陳康明等[14]討論了考慮混凝土收縮徐變等長期荷載作用下拼寬橋梁的受力性能;方志等[15]、鄔曉光等[16]、彭可可[17]討論了混凝土收縮徐變對主梁受力變化的影響;馬海英等[18]通過試驗研究了非對稱邊界條件對承載能力和破壞模式的影響;王渠等[19]則通過試驗和有限元分析探討了空心板梁橋拼接結(jié)構(gòu)剛度取值范圍。

綜上所述,已有許多學(xué)者對新舊橋拼接結(jié)構(gòu)和拼接后橋梁整體受力性能進行了研究,但研究多針對新舊橋主梁等高度的情況。然而,相關(guān)工程統(tǒng)計表明:多數(shù)拼寬空心板橋在建設(shè)時依據(jù)的是舊規(guī)范,而擴建新橋則遵循新規(guī)范,造成新、舊橋主梁不等高;同時,隨著《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60—2015)中設(shè)計荷載的提高,舊橋需要經(jīng)過加固才能滿足新規(guī)范的要求[20-21]。

對于新舊橋主梁不等高的空心板橋,拼接縫是否能夠有效傳遞荷載使得新橋與舊橋整體受力,以及由于橫向傳遞的荷載位于主梁不同的梁高位置,拼接縫構(gòu)造是否晚于新、舊橋主梁發(fā)生破壞及拼接縫與主梁結(jié)合面的破壞模式等均有待研究。

針對上述拼寬橋梁中面臨的問題,以某座新舊橋主梁不等高布置的空心板橋為對象,提出一種剛性拼接結(jié)構(gòu),并針對上述拼寬空心板橋開展足尺模型試驗研究和有限元分析,研究荷載作用下,新型拼接結(jié)構(gòu)的傳力路徑、受力機理和破壞模式。

1 新舊空心板橋新型拼接方法的提出

1.1 工程概況

某高速公路改擴建工程共有橋涵780座,其中裝配式空心板橋的數(shù)量達370座,約占全線橋梁數(shù)的47%[20-21]。舊橋按85規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)圖建造,空心板板高40 cm,采用22 cm整體化鋪裝改造以滿足新規(guī)范的承載力要求,新橋按04規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)圖建造,空心板板高45 cm。

為滿足新、舊橋不等高布置的要求,采用一種現(xiàn)澆混凝土濕接縫剛性拼接結(jié)構(gòu)連接新、舊橋。具體過程為:鑿除舊橋0.75 m范圍內(nèi)的護欄、整體化鋪裝層和混凝土調(diào)平層;保留舊橋鋪裝層橫向鋼筋并與新橋鋪裝層鋼筋焊接;同時在舊橋邊板外側(cè)距離底部5 cm處植入長約40 cm鋼筋(伸入邊板15 cm)并與新橋邊板預(yù)埋鋼筋焊接;拼接結(jié)構(gòu)沿縱橋向布置3根底部縱筋和2根頂部縱筋,并與橋面鋪裝鋼筋用箍筋封閉;最后與新、舊橋橋面鋪裝一起,整體澆注連接段微膨脹混凝土。具體構(gòu)造形式如圖1所示。

圖1 拼寬空心板連接構(gòu)造示意圖(單位:cm)

1.2 試驗設(shè)計

選取該高速公路改擴建工程中具有代表性的8 m拼寬空心板橋為研究對象,新、舊空心板各一片邊板和中板及拼接結(jié)構(gòu)組成試驗?zāi)Ｐ?如圖2所示?？招陌逖乜v橋向為等截面,舊空心板中板寬124 cm,邊板寬124.5 cm,板高40 cm,中間為3個直徑24 cm的圓孔;新空心板中板寬124 cm,邊板寬131 cm,板高45 cm,中間為3個直徑20 cm圓孔。拼接結(jié)構(gòu)采用與實橋完全相同的截面形式及鋼筋構(gòu)造。舊空心板采用厚22 cm的鋼筋混凝土整體化鋪裝層,新空心板采用厚12 cm的鋼筋混凝土鋪裝層。

圖2 拼寬空心板橋橫斷面布置圖(單位:cm)

拼接結(jié)構(gòu)、空心板、鉸縫及橋面鋪裝均采用C30混凝土;鋼筋采用HRB335熱軋鋼筋。主梁采用圓形板式橡膠支座,每片主梁兩側(cè)梁端各設(shè)2個支座,共設(shè)16個支座。試驗?zāi)Ｐ腿鐖D3所示。

圖3 試驗?zāi)Ｐ驼掌?/p>

1.3 試驗加載

采用剛性拼接結(jié)構(gòu)的拼寬空心板橋拼接結(jié)構(gòu)會在荷載作用下產(chǎn)生變形,使空心板橋的橫向分布曲線在拼接結(jié)構(gòu)處產(chǎn)生變化,荷載橫向分布存在明顯的折線過渡。無論將拼接結(jié)構(gòu)簡化為鉸接或剛接,均無法正確地反映此類拼寬空心板橋的荷載橫向分布規(guī)律。因此,王渠等[19]提出了考慮拼接結(jié)構(gòu)剛度的拼寬空心板橋荷載橫向分布計算方法,如圖4所示,拼接結(jié)構(gòu)視為與空心板相同的結(jié)構(gòu),考慮拼接結(jié)構(gòu)剛度,將拼接結(jié)構(gòu)與相鄰新板、舊板之間的連接視為“半剛接”,傳遞剪力和彎矩。

圖4 考慮拼接結(jié)構(gòu)剛度荷載橫向分布計算圖示

拼接結(jié)構(gòu)的橫橋向影響線如圖5所示。采用車輛荷載進行加載時,最不利荷載橫橋向布載方式為:有一車輪荷載作用于拼接結(jié)構(gòu)上,此時拼接結(jié)構(gòu)處于豎剪加橫彎受力狀態(tài)。

圖5 橫橋向加載位置圖示

公路-Ⅰ級標(biāo)準(zhǔn)車輛的前、后軸之間的距離是12.8 m,大于試驗?zāi)Ｐ偷目鐝?8 m),取用標(biāo)準(zhǔn)車輛重軸(即后軸)進行加載。采用四點加載,縱橋向合力加載點在跨中,如圖6所示。因此,公路-Ⅰ級對應(yīng)的單點加載噸位為F=280 kN/4=70 kN,即單點加載70 kN相當(dāng)于1.00倍車輛荷載,后文中的荷載均指單點荷載。同時,為了更準(zhǔn)確地在試驗中模擬車輛荷載,利用橡膠墊塊來模擬車輪著地區(qū)域,加載區(qū)域為標(biāo)準(zhǔn)車輛后軸輪胎著地的面積,即橫橋向0.6 m×縱橋向0.2 m。

圖6 加載位置示意圖

使用油壓千斤頂四點同步加載,每級5 kN加載,試驗荷載與設(shè)計車輛荷載之間的關(guān)系示于表1。彈性階段,各級荷載加載持續(xù)2 min后進行測量;進入彈塑性階段后,待應(yīng)變和位移數(shù)值穩(wěn)定后再進行數(shù)據(jù)的讀取。

表1 加載噸位及對應(yīng)荷載值匯總表

1.4 測點布置

空心板和拼接結(jié)構(gòu)的撓度和應(yīng)變測點均布置在跨中斷面。每片空心板各底橫橋向中央各布置1個撓度和縱向混凝土應(yīng)變測點。拼接結(jié)構(gòu)的測點布置如圖7所示,拼接結(jié)構(gòu)中央及靠近拼接結(jié)構(gòu)兩側(cè)邊梁邊緣各布置1個撓度(L1—L3)和縱向混凝土應(yīng)變測點(C1—C3);每根縱向鋼筋布置一個縱向鋼筋應(yīng)變測點(G1—G5)?？缰薪孛婀膊贾?個撓度測點,7個混凝土應(yīng)變測點及5個鋼筋應(yīng)變測點。

圖7 拼接結(jié)構(gòu)撓度和應(yīng)變測點布置示意圖

2 有限元計算模型

2.1 有限元模型

采用通用有限元軟件ABAQUS建立拼寬空心板橋?qū)嶓w有限元模型,如圖8所示?；炷梁弯摻罘謩e采用C3D8R單元和T3D2單元模擬。有限元模型中的邊界條件是空心板橋梁端采用簡支約束,即一端約束節(jié)點的x、y、z方向的位移模擬固定支座,另一端則約束節(jié)點的x、y方向的位移模擬移動支座,其中x為橫橋向,y為梁高方向,z為縱橋向。全橋共114 938個單元,其中混凝土99 318個單元和鋼筋的15 620個單元?；炷凉?jié)點139 045個和鋼筋節(jié)點22 362個單元。

圖8 拼寬橋梁實體有限元模型

2.2 混凝土和鋼筋的本構(gòu)關(guān)系

鋼筋采用彈塑性雙直線模型,彈性模量Es=200 GPa,屈服強度σs=335 MPa。由于鋼材進行屈服階段以后,結(jié)構(gòu)變形大幅增加,通常即認為結(jié)構(gòu)失去承載能力,因此本文不考慮“鋼材的強化”。

混凝土采用不考慮損傷的CDP模型模擬[22],結(jié)合試驗實測數(shù)據(jù)對規(guī)范給出的曲線作適當(dāng)修正,本構(gòu)模型如圖9所示,混凝土初始切線模量E0是由所選取的單軸受壓本構(gòu)關(guān)系以及人為定義的彈性極限點所確定的。定義彈性段和強化段的分界點即彈性極限點時,一般取1/3～1/2混凝土單軸受壓軸心抗壓強度標(biāo)準(zhǔn)值fc*,本文取0.4fc*。據(jù)此,可按式(1)計算混凝土初始切線彈性模量:

圖9 混凝土本構(gòu)關(guān)系

(1)

采用標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護條件對試塊養(yǎng)護28 d后,由混凝土材性試驗得到材料參數(shù),具體如表2所示。

表2 混凝土材料參數(shù) 單位:MPa

2.3 拼接結(jié)構(gòu)與空心板接觸模擬

拼接結(jié)構(gòu)與空心板的接觸屬于三向應(yīng)力問題,如圖10(a)所示,在拼接結(jié)構(gòu)與空心板接觸面處定義各個作用方向,其中x向為法向方向,y向為平行于接觸面并沿著豎向(梁高)方向,z向為平行于接觸面并沿著縱橋向方向(圖中未示出z向)?；炷翉姸瓤梢苑譃榉ㄏ蜉S拉強度ft、兩個沿著接觸面表面y、z方向的剪切強度τy、τz,如圖10(b)所示。

圖10 接觸面混凝土強度方向

拼接結(jié)構(gòu)與空心板接觸面混凝土滑移關(guān)系采用雙折線模型模擬[23],如圖11所示,具體模擬方法為:法向軸拉強度ft取新橋混凝土抗拉強度的70%,即2.00 MPa[24];剪切強度τ取0.01倍的混凝土抗壓強度,并假定豎向和縱橋向有相同的剪切強度,即τ1=τ2=τ,即0.31 MPa[25]。最終滑移值Su為峰值應(yīng)力對應(yīng)滑移值S0的3倍,滑移剛度K=10 MPa/mm。不考慮三個方向強度之間的耦合,即不考慮切向位移引起的法向位移和法向位移引起的切向位移。

圖11 雙折線模型

2.4 連接鋼筋模擬

舊橋邊板植筋與新橋邊板預(yù)埋鋼筋的受力性能不盡相同,故采用不同方法模擬連接鋼筋粘結(jié)劑假定鋼筋與混凝土完全固結(jié),采用EMBEDDED方式模擬。植筋主要通過化學(xué)膠劑錨固,采用SPRING單元模擬。植筋膠的粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系曲線見圖12,依據(jù)張建榮[26]的研究成果,偏安全地取對應(yīng)于粘結(jié)屈服強度的滑移量為Sb=0.1 mm。

圖12 粘結(jié)滑移曲線

3 試驗結(jié)果分析

3.1 試驗過程

加載初期,拼接結(jié)構(gòu)及空心板均處于彈性工作狀態(tài),各板荷載-撓度曲線呈線性變化,且變化速率基本一致。

當(dāng)試驗荷載小于90 kN時(1.29公路-Ⅰ級荷載)時,拼接結(jié)構(gòu)完好,能夠均勻傳遞荷載。

當(dāng)試驗荷載達到90 kN(1.29倍公路-Ⅰ級荷載)時,新橋中板(1號空心板)首先開裂,隨荷載的增加,其余各板相繼開裂。

當(dāng)試驗荷載達到145 kN(2.05倍公路-Ⅰ級荷載)時,拼接結(jié)構(gòu)靠近跨中截面底緣出現(xiàn)1條橫向裂縫。當(dāng)試驗荷載達到155 kN(2.21倍公路-Ⅰ級荷載)時,梁端拼接結(jié)構(gòu)與新板處出現(xiàn)豎向裂縫。當(dāng)試驗荷載達到165 kN(2.36倍公路-Ⅰ級荷載)時,拼接結(jié)構(gòu)的荷載-撓度曲線已出現(xiàn)明顯拐點,試驗停止加載。

3.2 拼接空心板橋整體受力性能分析

圖13為試驗得到的拼接結(jié)構(gòu)跨中截面撓度曲線?？梢钥闯?當(dāng)試驗荷載達到新橋中板(1號空心板)開裂荷載90 kN時,拼接結(jié)構(gòu)荷載-撓度曲線為直線,說明拼接結(jié)構(gòu)仍在彈性階段;直到試驗荷載達到拼接結(jié)構(gòu)開裂荷載145 kN時,拼接結(jié)構(gòu)荷載-撓度曲線拐彎剛度下降,拼接結(jié)構(gòu)加入塑性階段。同時,整個加載過程,新橋邊板(2號空心板)外緣側(cè)撓度測點L1、拼接結(jié)構(gòu)橫向中央撓度測點L2、3號板內(nèi)緣側(cè)撓度測點L3三者的撓度變化基本一致,說明剛性拼接結(jié)構(gòu)能夠有效傳遞荷載。

圖13 拼接結(jié)構(gòu)跨中截面撓度曲線

圖14為不同荷載作用下跨中截面撓度沿橫橋向分布曲線。可以看出,當(dāng)試驗荷載小于145 kN時,拼接結(jié)構(gòu)未開裂,新、舊空心板撓度通過拼接結(jié)構(gòu)平順過渡;當(dāng)荷載超過145 kN后,拼接結(jié)構(gòu)跨中截面開裂,曲線在拼接結(jié)構(gòu)位置出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折,荷載橫向傳遞能力減小。

圖14 跨中截面撓度沿橫橋向分布

圖15和圖16分別是空心板跨中截面撓度曲線和板底混凝土縱向應(yīng)變曲線?？梢钥闯?在各空心板混凝土開裂前,隨荷載的增大空心板板底縱向應(yīng)變線性增長;當(dāng)各空心板混凝土應(yīng)變達到開裂應(yīng)變8.3×10-5后,隨荷載的增大空心板板底縱向應(yīng)變非線性增長。各空心板的開裂荷載依次為:新板中板(1號空心板)開裂荷載約90 kN;新板邊板(2號空心板)和舊板邊板(3號空心板)開裂荷載約110 kN;舊板中板(4號空心板)開裂荷載約130 kN。

圖15 空心板跨中截面撓度曲線

圖16 空心板跨中截面混凝土應(yīng)變曲線

基于與本文相同截面尺寸和邊界條件的8 m足尺空心板橋足尺模型試驗,吳慶雄等[27]分析了結(jié)合面底部帶門式鋼筋的鉸接空心板破壞形式,得到空心板跨中截面底緣開裂荷載為85 kN。王鋒[28]分析了厚度22 cm整體化鋪裝加固空心板破壞形式,得到加固后空心板跨中截面底緣開裂荷載為110 kN。將上述空心板開裂荷載值匯總于表3。可看出,本文剛性拼接的新空心板(1號空心板)開裂荷載與結(jié)合面底部帶門式鋼筋的新空心板開裂荷載接近;本文剛性拼接的舊空心板(3號空心板)開裂荷載與加固后空心板開裂荷載相同。

表3 空心板開裂荷載值匯總表 單位:kN

因此,拼接結(jié)構(gòu)能有效地傳遞荷載,將新板與舊板剛性連接成整體受力,且不改變新舊空心板的承載能力;拼接結(jié)構(gòu)晚于空心板開裂,從而說明拼接結(jié)構(gòu)設(shè)計是合理有效的。

3.3 拼接結(jié)構(gòu)受力性能分析

為分析拼接結(jié)構(gòu)的承載能力和破壞模式,采用非線性有限元模型進行分析,并將荷載增至250 kN(3.57倍公路-Ⅰ級荷載)。圖17為荷載-拼接結(jié)構(gòu)跨中截面撓度曲線?？梢钥闯?拼接結(jié)構(gòu)彈性階段,有限元結(jié)果與試驗值吻合良好,整體變化趨勢相近,從而驗證了建立的有限元模型的正確性。

圖17 荷載-拼接結(jié)構(gòu)跨中截面撓度曲線

提取不同荷載作用下拼接結(jié)構(gòu)跨中截面混凝土縱向應(yīng)力沿高度方向分布情況,如圖18所示。

圖18 拼接結(jié)構(gòu)混凝土應(yīng)力沿高度分布

由圖18可以看出,當(dāng)荷載小于拼接結(jié)構(gòu)開裂荷載145 kN(有限元得到的拼接結(jié)構(gòu)開裂荷載為150 kN)時,沿高度方向的拼接結(jié)構(gòu)縱向應(yīng)力均為直線,呈上部受壓、下部受拉,拼接結(jié)構(gòu)中性軸高度約0.12 m;當(dāng)荷載超過拼接結(jié)構(gòu)開裂荷載145 kN后,拼接結(jié)構(gòu)開裂,沿高度方向的拼接結(jié)構(gòu)縱向應(yīng)力不再呈直線,且隨荷載的增加,拼接結(jié)構(gòu)底緣混凝土開裂使得中性軸高度上升,加載至250 kN時,中性軸高度上升至約0.22 m。

圖19為拼接結(jié)構(gòu)跨中截面混凝土縱向應(yīng)變曲線?？梢钥闯?加載初期隨著荷載的增大,拼接結(jié)構(gòu)板底混凝土應(yīng)變線性增長;當(dāng)荷載大于4號空心板開裂荷載130 kN后,四塊空心板全部開裂,拼接結(jié)構(gòu)混凝土應(yīng)變增加速度明顯變快;當(dāng)試驗荷載達到拼接結(jié)構(gòu)開裂荷載約145 kN時,拼接結(jié)構(gòu)跨中截面底緣混凝土拉應(yīng)變達到混凝土開裂應(yīng)變,拼接結(jié)構(gòu)跨中截面板底出現(xiàn)第一條橫向裂縫,有限元計算結(jié)果與試驗觀測到的底部橫向裂縫相一致,拼接結(jié)構(gòu)跨中截面底緣裂縫照片見圖20。

圖19 拼接結(jié)構(gòu)跨中截面混凝土應(yīng)變曲線

圖20 拼接結(jié)構(gòu)跨中截面板底橫向裂縫

將荷載為150 kN時拼接結(jié)構(gòu)跨中截面底緣六個方向的應(yīng)力最大值示于表4。其中,拼接結(jié)構(gòu)混凝土抗剪強度取抗壓強度的0.1倍[29],即3.07 MPa?？梢钥闯?拼接結(jié)構(gòu)中縱向拉應(yīng)力達到混凝土抗拉強度2.85 MPa時,其余方向的應(yīng)力值未超出材料強度值。因此,引起拼接結(jié)構(gòu)跨中截面底緣混凝土開裂的是彎曲產(chǎn)生的縱向拉應(yīng)力。

表4 拼接結(jié)構(gòu)混凝土應(yīng)力 單位:MPa

隨著荷載的繼續(xù)增加,拼接結(jié)構(gòu)跨中截面開裂區(qū)域分別沿縱橋向向兩端延伸以及沿豎向向截面頂緣延伸。在荷載達到250 kN時,拼接結(jié)構(gòu)受拉等效塑性應(yīng)變PEEQT云圖見圖21?？梢钥闯?拼接結(jié)構(gòu)與新板連接側(cè)應(yīng)力更大,開裂范圍更廣;跨中截面開裂高度沿豎向向截面頂緣延伸約0.15 m,占拼接結(jié)構(gòu)截面高度(0.25 m)的60%;開裂范圍縱橋向向兩端延伸約0.5 m,占跨徑(8 m)的12.5%。

圖21 拼接結(jié)構(gòu)混凝土受拉等效塑性應(yīng)變云圖(半跨)

結(jié)合試驗結(jié)果和有限元結(jié)果,將拼接結(jié)構(gòu)的破壞現(xiàn)象及對應(yīng)荷載匯總于表5,同時,將荷載值對應(yīng)的設(shè)計車輛荷載(公路-Ⅰ級)的倍率也示于該表。可以看出,拼接結(jié)構(gòu)的破壞模式是,先出現(xiàn)跨中截面彎曲破壞,再出現(xiàn)端部截面受剪破壞;彎曲產(chǎn)生的縱向拉應(yīng)力,引起拼接結(jié)構(gòu)跨中截面底部混凝土開裂;主梁端部拼接結(jié)構(gòu)與新板處是拼接結(jié)構(gòu)與空心板最易發(fā)生破壞的位置,破壞模式為豎向剪切破壞。

表5 拼接結(jié)構(gòu)破壞模式及對應(yīng)荷載匯總表

3.4 連接鋼筋受力性能分析

圖22為拼接結(jié)構(gòu)跨中截面縱向鋼筋應(yīng)變曲線?？梢钥闯?有限元結(jié)果與試驗值吻合較好,整體變化趨勢相近;拼接結(jié)構(gòu)頂緣鋼筋受壓、底緣鋼筋受拉;當(dāng)荷載約145 kN時,底緣鋼筋最大拉應(yīng)變(測點G2)為8.2×10-5,頂緣鋼筋最大壓應(yīng)變(測點G4)為-4.6×10-5,均遠小于鋼筋屈服應(yīng)變;當(dāng)荷載約250 kN時,底緣鋼筋最大拉應(yīng)變(測點G1)為1.0×10-3,頂緣鋼筋最大壓應(yīng)變(測點G4)為-7.1×10-5,仍小于鋼筋屈服應(yīng)變。

圖22 拼接結(jié)構(gòu)跨中截面縱向鋼筋應(yīng)變曲線

拼接結(jié)構(gòu)與新橋邊板連接鋼筋橫向應(yīng)力沿縱橋向分布見圖23。當(dāng)荷載為250 kN時,連接鋼筋應(yīng)力最大值出現(xiàn)在跨中截面,約86 MPa,遠小于鋼筋抗拉強度335 MPa,說明連接鋼筋沒有破壞。

圖23 拼接結(jié)構(gòu)與新板連接鋼筋應(yīng)力分布

拼接結(jié)構(gòu)與舊板的植筋滑移量沿縱橋向分布示于圖24。

圖24 拼接結(jié)構(gòu)與舊板植筋滑移量

從圖24可以看出,當(dāng)荷載為250 kN時,植筋剪切滑移最大值出現(xiàn)在跨中截面,約0.06 mm,小于植筋允許最大滑移量0.1 mm,說明植筋粘結(jié)強度滿足要求。

因此,不管是拼接結(jié)構(gòu)與新橋邊板的預(yù)埋鋼筋,還是拼接結(jié)構(gòu)與舊橋邊板的植筋,均不會發(fā)生破壞,說明拼接構(gòu)造兩端的連接鋼筋設(shè)計合理。

4 結(jié) 語

(1) 針對新舊橋主梁不等高布置的拼寬空心板橋,本文提出了一種新型剛性拼接結(jié)構(gòu);并設(shè)計制作了一跨8 m足尺模型進行驗證,試驗結(jié)果表明:當(dāng)試驗荷載為90 kN(1.29倍公路-Ⅰ級荷載)時,新橋中板跨中截面底緣混凝土開裂;當(dāng)試驗荷載達到145 kN(2.05倍公路-Ⅰ級荷載)時,拼接結(jié)構(gòu)靠近跨中截面底緣出現(xiàn)1條橫向裂縫;當(dāng)試驗荷載達到155 kN(2.21倍公路-Ⅰ級荷載)時,梁端拼接結(jié)構(gòu)與新板處出現(xiàn)豎向裂縫。在拼接結(jié)構(gòu)開裂前,空心板和拼接結(jié)構(gòu)撓度變化協(xié)調(diào),新橋與舊橋整體受力;拼接結(jié)構(gòu)開裂后,荷載橫向傳遞能力有所減小。

(2) 剛性拼接結(jié)構(gòu)能有效地傳遞荷載,將新板與舊板剛性連接成整體受力,且不改變新舊空心板的承載能力;拼接結(jié)構(gòu)晚于空心板開裂,說明拼接結(jié)構(gòu)設(shè)計合理。

(3) 不管是拼接結(jié)構(gòu)與新橋邊板的預(yù)埋鋼筋,還是拼接結(jié)構(gòu)與舊橋邊板的植筋,均不會發(fā)生破壞,說明拼接構(gòu)造兩端的連接鋼筋設(shè)計合理。

(4) 拼接結(jié)構(gòu)的破壞模式是,先出現(xiàn)跨中截面彎曲破壞,再出現(xiàn)端部截面受剪破壞;彎曲產(chǎn)生的縱向拉應(yīng)力,引起拼接結(jié)構(gòu)跨中截面底部混凝土開裂;主梁端部拼接結(jié)構(gòu)與新板接觸面是拼接結(jié)構(gòu)與空心板最易發(fā)生破壞的位置,破壞模式為豎向剪切破壞。