小跨徑公路橋涵中板式受力問題的研究

小跨徑公路橋涵中板式受力問題的研究

1面板板受力破壞機制隨著我國經(jīng)濟的快速發(fā)展和運輸市場的激烈競爭，私家車的急劇增加嚴重損害了道路安全。尤其是對板式公路橋梁造成很大的損傷,甚至破壞。主要表現(xiàn)為橋面板的鉸縫混凝土完全開裂或脫落,造成梁板之間的橫向聯(lián)系破壞,導致單板承受車輪荷載作用,一般把這種現(xiàn)象稱為“單板受力”。單板受力嚴重破壞了橋梁的整體性,降低了橋梁的承載能力,給行車安全帶來了隱患。造成單板受力的因素很多,包括設計、施工、運營以及結構特性等。筆者借助有限元軟件ANSYS對單板受力現(xiàn)象進行了具體的分析,并提出了相應的技術措施。2不同直徑梁橋荷載的橫向分布規(guī)律2.1橋橋鉸縫的有限元分析一般的小跨徑橋梁多為鉸接板梁橋,各板是依靠鉸縫連接在一起。鉸縫只傳遞剪力不傳遞彎矩,所以在用ANSYS進行數(shù)值模擬時,用梁單元Beam44模擬鉸縫,并通過設置Keyopt值的屬性進行節(jié)點放松,即鉸縫用剛性鏈桿來模擬,且一端節(jié)點的轉(zhuǎn)動全部放松,使有限元模型和橋梁的實際情況一致。在建模過程中,以由11塊板組成的跨徑為8m,13m和16m的空心板橋為例進行分析。圖1為跨徑8m板橋的梁單元模型,其中鉸縫用梁單元Beam44模擬,混凝土板用平面單元Plane82模擬。2.2荷載分布的不均勻性圖2是跨徑8m板梁橋的荷載橫向分布系數(shù),圖中N1、N2等是板的編號?？鐝?3m和16m其荷載橫向分布曲線與之相似,但是在數(shù)值上有顯著差異,如表1所示。從圖2中可以看出,在不同荷載作用位置時,各板的荷載橫向分布情況。荷載作用在邊板時,不均勻性最嚴重,當荷載位置逐漸靠近中間時,分布系數(shù)的變化幅度減小,即荷載分布趨于均勻。從表1中可以看出,不同跨徑的板梁橋在相同荷載、相同作用位置其分布系數(shù)也是不同的。當荷載作用在中板時,跨徑8m的板橋分布系數(shù)在0.295～0.034之間變化,跨徑為16m時,在0.192～0.061之間變化。當荷載作用在邊板時,跨徑8m和16m的板橋分布系數(shù)變化區(qū)間分別為0.426～0.007和0.275～0.034,尤其是跨徑8m的板橋另一邊板的荷載分布系數(shù)僅為0.007,荷載幾乎為零。從力學角度分析,相同條件下跨徑越大,橫向約束相對減弱,越接近于細長梁,因此,越有利于荷載的橫向分布。綜上所述,荷載橫向分布系數(shù)不僅與荷載位置有關,而且與跨徑有關,跨徑越小,荷載的橫向分布系數(shù)不均勻性越明顯。因此,后面主要以跨徑8m的板橋為例進行分析。在實際調(diào)研中也發(fā)現(xiàn),單板受力現(xiàn)象只出現(xiàn)于小橋、通道、涵洞等小型結構物,大、中橋并未出現(xiàn)。而且跨徑8m的小橋出現(xiàn)單板受力的現(xiàn)象相對較嚴重,這和理論分析是相符的。2.3荷載作用方向上彎矩的空間分布通過數(shù)值模擬,繪出單位力作用在各板梁跨中位置時的彎矩圖,單位力作用在N1,N4和N6時的彎矩如圖3～圖5。可以清楚地看出,在不同荷載作用位置彎矩的空間分布曲線。在縱橋向各板彎矩均呈三角形分布,而且是跨中彎矩最大。在橫橋向彎矩分布呈曲線形,與荷載的橫向系數(shù)分布曲線是一致的。各板跨中彎矩之和為2N·m,與單位力作用在簡支梁跨中位置時所產(chǎn)生的彎矩是相同的,證明了采用梁單元建模的正確性。3加固方案設計針對單板受力產(chǎn)生的原因以及板梁橋的受力特性,提出了緩解和避免單板受力現(xiàn)象的5種加固方案。為了能更準確地反映實際問題,在進行加固方案比選時,采用了實體單元建模,對其應力、位移等力學性能進行了具體的分析。3.1有限元模型的建立原則上應建立不同跨徑的全橋?qū)嶓w模型,但是考慮到計算規(guī)模太大,建模過程中進行了適當?shù)睾喕H考慮在跨中區(qū)域作用汽-超20級荷載,根據(jù)荷載橫向分布規(guī)律,分別求得各板的分布荷載。以此荷載施加到三維實體單元模型中,進行更準確地計算分析。圖6為當一輛汽-超20級荷載作用在橋梁跨中位置時(N5,N7)的荷載示意圖,各板所分布的荷載如表2所示。從表2中可以看出,在荷載作用的板N5,N7以及中板N6所分布的荷載之和占總荷載的比例為57.6%。也就是說,集中荷載主要作用在3塊板上。因此,為了能簡單明了地說明問題,在模型的建立過程中,只建立了橋梁的五塊板梁N4,N5,N6,N7和N8的實體單元模型?，F(xiàn)以跨徑8m的板梁橋為例,采用有限元分析軟件ANSYS8.0建立其局部區(qū)域的三維模型圖,主要包括原橋模型(以下簡稱原模型)和以下5種加固方案的模型:方案1,在鉸縫中增加鉸縫鋼筋;方案2,在鉸縫底面增加連接鋼板(0.06m-0.21m-0.008m),間距1m;方案3,在鉸縫頂面增加連接鋼板(0.06m-0.21m-0.008m),間距1m;方案4,梁高增加10%;方案5,在橋梁底面增加橫向預應力鋼筋(預應力1000MPa),間距1m。在有限元分析中,用8節(jié)點的Solid45單元模擬混凝土和鉸縫,用2節(jié)點的Link8單元模擬鋼筋,用等效荷載模擬力筋預應力。單元尺寸控制在0.2m左右。為了簡化計算,恒載僅考慮了結構的自重,混凝土的自重按25000kN/m3計算;活載按汽-超20荷載計算?；炷恋膹椥阅Ａ繛?6GPa,泊松比為0.167;鋼筋的彈性模量為200GPa,泊松比忽略不計。3.2結構內(nèi)力分析結構的有限元分析內(nèi)容主要包括:靜力分析、模態(tài)分析和時程分析。分析過程中發(fā)現(xiàn),各種加固方案的動力分析結果基本相同,因此,在此僅介紹靜力分析過程。靜力分析中,橫向應力以拉為正,壓為負;總位移為結構豎向、橫向和縱向位移矢量和。為充分說明問題,下面引入等效應力加以比較,等效應力按下式計算:σe={13[(σ1?σ2)2+(σ2?σ3)2+(σ3?σ1)2]}12σe={13[(σ1-σ2)2+(σ2-σ3)2+(σ3-σ1)2]}12式中,σ1,σ2,σ3——主應力。由于頂板和底板的位移應力分布規(guī)律基本一致,而底板在荷載作用下處于受拉狀態(tài),因此,主要介紹底板的位移應力分布規(guī)律。3.2.1加固效果分析從圖7位移的橫向分布圖可以看出,原模型與各加固方案跨中位移的橫向分布趨勢基本上是一致的,沿橫向變化不大,但是在數(shù)值上除方案1與原模型相比變化不大外,其余各方案與原模型相比差別比較顯著。加固后最大位移分別減小了15%,10%,13%和16%,其中底面加鋼板和施加橫向預應力加固效果最好,其次是增加梁高。從圖8等效應力對比圖來看,方案1與原模型的等效應力基本上相同,大約為2.85MPa左右,而且橫向分布也比較均勻;而另外4種方案的等效應力相對減小了28%,9%,8%和29%,大約0.20～0.75MPa,說明采用加固措施后,結構整體剛度提高了。另外,等效應力的分布曲線中出現(xiàn)了較大的尖角,主要是由于采取加固措施后,結構局部剛度增大造成的,其次是集中荷載產(chǎn)生應力集中。從圖9中可以看出,跨中底板的橫向應力屬于拉應力,方案2、方案3、方案4和方案5的應力相對原模型減小了29%,6%,5%和27%,其中采取底面加鋼板和施加橫向預應力的方案效果最為顯著。3.2.2各橫向拉應力圖10～圖12為底板的位移應力縱向分布對比圖,底板位移應力分布曲線呈拋物線形式,與板的受力狀態(tài)相符。原模型和各加固方案的最大等效應力分別為2.85MPa,2.83MPa,2.06MPa,2.59MPa,2.63MPa和2.03MPa,最大橫向拉應力分別為0.58MPa,0.58MPa,0.43MPa,0.54MPa,0.52MPa和0.42MPa。從加固效果來看,底面加鋼板和施加橫向預應力加固效果最好,其次是頂面增加鋼板效果要好一些。3.2.3鋼板和混凝土增強對受力性能的影響圖13為鉸縫橫向應力的豎向分布對比圖,頂板橫向應力為壓應力,底板為拉應力,原模型和方案1、方案4的受壓區(qū)高度約為0.12m左右,底板最大橫向拉應力達到0.6MPa。方案2、方案3和方案5受壓區(qū)高度約為0.04m,底板應力約為0.45MPa,減小了25%。主要是由于混凝土抗拉性能差,而鋼板抗拉性能良好,結構的拉應力主要由鋼板來承擔。而方案5的最大橫向拉應力為0.42MPa,是由于采用增加橫向預應力,在增加結構的橫向剛度的同時,又使底板處于受壓狀態(tài),可以抵消外荷載產(chǎn)生的拉應力。同時發(fā)現(xiàn),各加固方案的應力分布曲線的斜率是不同的,說明了各加固方案對于增加結構整體剛度有差別?？偟貋砜?底板加固方案更能增強結構剛度,有利于防止出現(xiàn)單板受力,因為底板在荷載作用下一般處于受拉狀態(tài),使結構內(nèi)部連接松弛,容易產(chǎn)生微裂縫,就會降低結構剛度。因此,從底板加固結構,比從頂板加固效果要好一些,能夠延緩甚至避免出現(xiàn)拉應力,使結構整體剛度提高,出現(xiàn)單板受力的幾率也會減小。另外,由于混凝土空心板與鉸縫之間的連接不可能十分牢靠緊密,本身就是承受荷載的薄弱環(huán)節(jié),因此,在分析鉸縫應力時應該采用新老混凝土結合面之間的粘結強度作為評價指標。根據(jù)有關文獻介紹,新老混凝土結合面之間的抗拉強度大約為混凝土抗拉強度的1/3,為其軸心抗壓強度的0.035。圖13中原模型的最大橫向拉應力已經(jīng)超過其抗拉強度,說明結構必然出現(xiàn)裂縫。4加固鋼板和橫向預應力的方案通過以上分析筆者認為,可以得出以下結論:(1)在汽-超20荷載作用下,原模型的底板最大綜合應力為2.85MPa,加固后應力最小的為方案5增加橫向預應力2.03MPa,其次是方案2底面增加鋼板2.06MPa,再次是方案3頂面增加鋼板。原模型的鉸縫橫向拉應力最大為0.6MPa,加固后應力最小的為方案5增加橫向預應力0.42MPa,其次是方案2底板增加鋼板0.45MPa,再次是方案3頂板增加鋼板。(2)從增強結構的橫向剛度而言,方案1在鉸縫中增加鋼筋的加固方法,對于改善結構的橫向剛度效果不明顯,而且該方法不容易施工,但是在設計中適當加粗鋼筋還是有一定作用的。方案4增加梁高,雖然可以增加結構剛度,而且施工比較方便,但是它是以增大結構自重為代價的,而且不能從根本上解決問題。方案2和方案3增加鋼板,可以提高各板之間的橫向聯(lián)結,增強橫向剛度,減少甚至避免出現(xiàn)單板受力的現(xiàn)象,而且在施工中也比較方便。方案5是增加橫向預應力,該加固方法在國外早有采用,可以提高結構整體性,只是施工比較困難。(3)各種加固方案各有其優(yōu)劣性,應結合工程實際特點采用相應的加固方案,這里推薦增加鋼板