银西高速铁路渭河特大桥加劲钢斜撑预应力混凝土箱梁节段模型静力试验研究

2023-01-09徐斌

铁道建筑 2022年11期

徐斌

中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安 710043

随着国内交通需求增大和桥梁建设空间问题的出现，预应力混凝土箱梁翼缘板拓宽的研究在桥面宽度改造和公路、铁路桥梁建设中迅速发展［1］。加劲钢斜撑预应力混凝土（Precast Concrete，PC）箱梁在传统箱梁结构基础上，设置钢管斜撑以支撑顶板长悬臂翼缘，在满足箱梁受力要求下可有效扩大桥面宽度。该结构具有轻质化、高适应性及高灵活性的特点，可广泛适用于旧桥加宽改造和复杂公路桥梁修建。

加劲钢斜撑PC箱梁发展几十年以来，欧美及日本有较深入的力学理论研究，已在一些公路桥梁建设中应用。国际著名桥梁专家莱昂哈特于1980年设计建成了德国科赫塔尔桥，是最早采用钢斜撑的预应力混凝土箱梁桥。21世纪初，日本先后修建了芝川高架桥、川下川桥等多座设斜撑的PC箱梁桥。Shushkewich［2-3］系统地提出了设斜支撑桥面加宽方案，并进行空间受力特性分析及相应计算分析程序开发。青木圭一等［4-5］详细介绍了在桂岛高架桥、山切1号高架桥（均为等高度连续梁桥）中该结构的设计运用，两桥分别采用顶推施工和预制节段拼装法建造完成。Iglesias［6］基于平截面假定，采用时变分析理论建立了该类型箱梁长期效应分析的简化分析方法，即逐步积分法。国内对此结构的力学特性研究和实桥建设都尚未起步，仅有部分综述性文献。李宏江［7］通过对国内外文献调研和实桥调查，阐述了该结构的力学特性研究现状以及实桥应用情况。

目前，国际上对该结构仅应用在公路桥梁中。银西高速铁路渭河特大桥主桥首次将加劲钢斜撑杆PC箱梁的结构用于国内铁路桥梁建设，可参考资料和数据匮乏，力学特性研究不足［8-9］。本文以渭河特大桥主桥60 m加劲钢斜撑PC箱梁为对象，采用试验与有限元分析相结合的方式对结构承载能力、受力特性、破坏机理等进行研究，为国内该类型结构的桥梁提供设计和实桥应用的理论基础。

1 工程概况

新建渭河特大桥全长13.6 km，其中四线铁路段全长4.1 km，桥面宽22.8 m，中间双线为银西高速铁路（采用ZK标准活载），两侧为西安至阎良城际铁路（采用ZC标准活载），均为有砟轨道，二期恒载364.5 kN/m。主桥位于直线段，为17孔60 m简支箱梁，采用单箱双室等高度箱梁与钢斜撑组合的截面形式。箱梁梁端顶底板及腹板局部内侧加厚，悬挑翼缘板两侧沿梁长度方向每隔4 m设置一组钢斜撑，桥面布置见图1。

2 静载模型试验

2.1 设计方案

参考文献［10-12］试验方法，设计了3组加劲钢斜撑PC箱梁结构模型试验，对试件在静载作用下斜钢撑的应力状态，混凝土的应力、变形及开裂状态进行观测和记录，结合非线性有限元分析进行理论对比分析，研究承载能力、受力特性、破坏机理等。

为合理模拟该箱梁结构的受力机理，综合考虑试验设备可行性、试验结果可靠性，采用缩尺模型进行静载试验。模型整体采用1∶2.5比例缩尺，其他各项参数相似比尺见表1。

表1 试验采用的相似比尺

原桥截面为对称截面，取原桥跨中节段的翼缘悬臂、外腹板和斜撑作局部分析；取纵桥向5.44 m、横向2.78 m的箱梁局部分析，包含4根钢斜撑，试验模型见图2。局部缩尺模型试件采用原材料进行加工，采用C50混凝土，绑扎钢筋HRB400，在翼缘板横桥向设有PBS830精轧螺纹钢筋，张拉控制应力为0.6×fpk=498 MPa，fpk为预应力钢绞线抗拉强度标准值。钢斜撑采用Q345qD钢材。

图2 试验模型（单位：cm）

2.2 加载方案

根据试验反力锚固系统情况，将腹板放置于底座上，采用18个8.8级普通螺栓将腹板与底座锚固。根据实桥桥面布置确定荷载标准，考虑加载位置和缩尺比例，按照文献［13］计算模型设计荷载为783 kN。采用千斤顶进行静载加载，四个千斤顶总设计荷载为800 kN。通过钢垫板将荷载均匀传递到翼缘上城际铁路轨道位置的工字钢钢轨上。模型试验加载系统横断面见图3。试验数据采集采用东华测试DH3818Y静态应力应变测试分析系统。

图3 模型试验加载系统横断面

整个试验过程分为预加载和正式加载，均采用逐级加载和卸载的形式。第1次预加载以100 kN/级进行加载，加载至800 kN再按100 kN/级卸载；第2次以200 kN/级进行加载，加载至800 kN再按200 kN/级卸载。通过两次预载消除试件与加载装置之间及支座的装配间隙。正式加载时，在0～1 000 kN荷载区间按200 kN/级进行加载；加载完成后再按100 kN/级在1 000～2 400 kN荷载区间进行二次加载。

2.3 试件应变及位移测点布置

采用电阻应变片对试件进行应变测试，翼缘板及钢管斜撑测点布置见图4。采用线位移传感器对试件进行位移监测。在混凝土悬臂板布置测点（1#—6#）进行翼缘板的变形测量，在腹板底部及翼缘板跨中沿横向布置水平测点（7#—10#）进行整体位移测量，监测试验模型锚固情况，位移测点布置见图5。

图4 箱梁试件应变片布置（单位：mm）

图5 箱梁试件位移测点布置（单位：mm）

3 有限元模拟分析

利用ABAQUS有限元软件［14-15］，按照1∶2.5缩尺模型建立三维非线性有限元模型，对水平静载作用下节点的受力全过程进行模拟，并与试验值对比分析。混凝土构件采用实体单元C3D8R，不同部位采用不同网格划分方式，使用扫掠网格和结构化网格划分，网格尺寸为50 mm；普通钢筋采用三维一次桁架单元T3D2，使用结构化网格划分，网格尺寸为90 mm；钢管采用实体单元C3D8R，采用扫掠网格划分，部件网格尺寸为12 mm。

通过内置区域约束将预应力筋作为内置单元内置于混凝土弦杆内，实现相互作用；将混凝土构件表面作为主面，钢板表面作为从表面，采用绑定约束，将钢管与混凝土构件连接为一个整体。为了简化边界条件，使用完全固定的约束模拟边界条件。在有限元模型中施加荷载与试验加载值保持一致，以均布荷载的方式施加于钢轨位置。

4 试验值及有限元计算值对比分析

静载试验过程中混凝土翼缘板的拉应力先达到C50混凝土的设计强度，此时钢管的应力和结构整体变形都很小；荷载达到1 300 kN（1.625倍设计荷载）时，在混凝土翼缘板底面的中间偏翼缘端开始出现裂缝，方向大致沿纵桥向延伸，随着荷载逐级增大，裂缝数增多且最后多条裂缝贯通；当荷载达到2 400 kN左右，钢管端部达到屈服强度345 MPa，此时区域裂缝增大，贯通裂缝明显增加，未出现整体性结构破坏和过大变形，见图6。

图6 混凝土悬臂板开裂情况

4.1 位移

有限元模拟中荷载逐级施加到2 400 kN，试件翼缘板的钢轨作用区域结构变形最大，且位移对称分布（图7）。考虑到锚固在试验系统上的试件在加载时可能存在整体微小位移，翼缘板上测点实际位移为测点位移和整体位移的差值。1#、2#测点之间，3#、6#测点之间，4#、5#测点之间呈对称布置，实测位移几乎相同。因此，取1#、3#、4#测点荷载-位移曲线进行分析，见图8。

图7 结构竖向位移云图（单位：mm）

图8 翼缘板1#、3#、4#测点荷载-位移曲线

由图7和图8可知，4#测点的试验值和有限元计算值比较接近，且大致呈线性变化。加载过程中试件处于弹性工作阶段，在2 400 kN荷载（3倍设计荷载）作用下各构件工作正常，未出现较大变形和破坏。

4.2 翼缘板应力

荷载达到1 300 kN时混凝土板开始产生裂缝，部分区域测点失效。因此，主要对设计荷载800 kN时翼缘板的应力进行分析。

1）混凝土悬臂板顶面应力

根据对称试件实际受力情况，提取1/2悬臂板顶面关键测点应变计算应力。混凝土翼缘板顶面应力对比见图9。图中正值为拉应力，负值为压应力。可知：由于试验误差，个别测点的试验值与有限元计算值有所区别，其他测点试验值与有限元计算值基本接近。在翼缘板顶面，翼缘根部区域主要承受拉应力；板面中部位置即钢轨区域承受较大压应力，且达到最大值；翼缘端部主要承受压应力，数值较小。

图9 混凝土翼缘板顶面应力对比（单位：MPa）

2）混凝土悬臂板底面应力

设计荷载作用下混凝土翼缘板底面应力对比见图10。可知，由于试验误差，个别测点的试验值与有限元计算值有所区别，其他测点试验值与有限元计算值基本接近，说明有限元计算值可靠。在翼缘板底面，翼缘根部区域主要承受压应力，中部位置即钢轨区域承受拉应力，且是最大拉应力区域，翼缘端部即锚梁区域主要承受拉应力，但拉应力较小。

图10 混凝土翼缘板底面应力对比（单位：MPa）

4.3 钢斜撑应力

2 400 kN荷载下钢管斜撑Von Mises应力见图11。可知，钢管两端应力大，且应力分布复杂，中间段应力小，四根钢管的边界条件和受力情况接近。

图11 钢管斜撑Von Mises应力（单位：MPa）

试验中重点观测四根钢管两端截面处的应力情况，选择应力较大的1号和4号截面中a、c点试验值与理论值（有限元计算值）进行对比分析，见图12。

图12 钢管重点位置应力-荷载曲线

由图12可知：①四根钢管1-a和4-c的分布规律类似，荷载为1 400 kN时曲线斜率发生正负转换，斜率的绝对值基本一样；1-c和4-a的分布规律类似，曲线一直呈上升趋势。②荷载在0～1 400 kN时，翼缘板的刚度非常大，变形很小，钢管基本受轴压作用，弯矩影响非常小；荷载大于1 400 kN时，翼缘板的刚度突然减小，变形增大；荷载在1 400～1 600 kN时，曲线斜率明显变大，而后斜率又减小到与0～1 400 kN时的斜率基本一致，此时钢管不但受轴压作用，还受弯矩作用。