姚　嘉，王光明，王　灝(北京市市政工程研究院，北京　100037)

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一種新型組合式鋼橫隔梁的設(shè)計(jì)與應(yīng)用

姚嘉，王光明，王灝
(北京市市政工程研究院，北京100037)

摘要:增設(shè)鋼橫隔梁是一種常見的舊橋加固方式，但在位于重要交通線路上的橋梁增設(shè)鋼橫隔梁時(shí)，由于無法中斷橋面交通，使得新增橫隔梁被動(dòng)受力，影響加固效果。受預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)的啟發(fā)，對(duì)鋼橫隔梁施加一定的預(yù)應(yīng)力，藉此平衡部分外荷載所引起的拉應(yīng)力，從而改善加固效果，提高橋梁整體性?；诖死砟睿O(shè)計(jì)一種新型組合式鋼橫隔梁，并應(yīng)用于實(shí)橋加固。

關(guān)鍵詞:鋼橫隔梁橋梁加固預(yù)應(yīng)力設(shè)計(jì)計(jì)算現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

1　新型組合式鋼橫隔梁的初步構(gòu)想

增設(shè)鋼橫隔梁是一種常見的舊橋加固方式，但是由于橋梁自身不同的運(yùn)營(yíng)環(huán)境，并受施工、設(shè)計(jì)等條件所限，采用鋼橫隔梁加固時(shí)存在如下問題:

1)主梁與新增鋼橫梁間多采用錨栓連接，但錨栓連接在施工偏差及長(zhǎng)期荷載作用下會(huì)產(chǎn)生松動(dòng)，最終導(dǎo)致增設(shè)橫隔梁發(fā)生扭曲現(xiàn)象，加固效果大打折扣。

2)由于在鋼橫隔梁加固過程中無法中斷橋面交通，使得新增橫隔梁在受力工作時(shí)有一定滯后性。

針對(duì)主梁與鋼橫隔梁連接整體性差的現(xiàn)象，初步設(shè)想改變錨栓直接連接腹板與鋼橫隔梁的結(jié)構(gòu)形式，通過增大受力平面，緩解應(yīng)力集中現(xiàn)象;通過主梁腹板與橫隔梁交叉限制其相對(duì)移動(dòng)，增加整體性。

為解決主梁受力滯后問題，受預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)啟發(fā)，若對(duì)橫隔梁施加一定的預(yù)應(yīng)力，可以平衡部分外荷載所引起的拉應(yīng)力，同時(shí)可以抵抗部分結(jié)構(gòu)變形。

2　有無預(yù)應(yīng)力工況的效果分析

本設(shè)計(jì)最終應(yīng)用于某舊橋大修工程，故理論計(jì)算及深化設(shè)計(jì)均依照實(shí)橋結(jié)構(gòu)尺寸。舊橋及新設(shè)橫隔梁構(gòu)造見圖1、圖2及圖3。

圖1　一孔(半幅)橋平面(單位:cm)

圖2　主梁橫截面尺寸(單位:cm)

圖3　鋼橫隔梁尺寸(單位:cm)

運(yùn)用有限元軟件Ansys進(jìn)行全橋?qū)嶓w建模，通過在鋼橫隔梁上施加溫度荷載，以模擬預(yù)應(yīng)力效果。通過對(duì)比有、無預(yù)應(yīng)力工況下主梁受力情況，分析預(yù)加應(yīng)力的效果。

2.1新型鋼橫隔梁對(duì)T梁翼板的影響

在主梁翼板上翼緣跨中位置設(shè)置1 m寬的均布荷載q = 10 kN/m，分為有預(yù)應(yīng)力和無預(yù)應(yīng)力工況，預(yù)應(yīng)力預(yù)設(shè)為20 kN，分別計(jì)算主梁翼板豎向位移及翼板下翼緣應(yīng)力。

計(jì)算表明:除兩側(cè)邊主梁外，中主梁有預(yù)應(yīng)力工況翼板豎向位移均小于無預(yù)應(yīng)力工況，這說明預(yù)應(yīng)力對(duì)跨中位置中主梁翼板豎向位移有一定幅度的降低。此外，跨中主梁翼板下翼緣拉應(yīng)力橫橋向分布有7個(gè)明顯的拐點(diǎn)，這7個(gè)拐點(diǎn)均位于各主梁翼板連接處。且拉應(yīng)力極值均位于R1，R2主梁翼板連接處，此處有預(yù)應(yīng)力工況較無預(yù)應(yīng)力工況拉應(yīng)力下降了41.1%。有預(yù)應(yīng)力工況主梁翼板下翼緣拉應(yīng)力包絡(luò)于無預(yù)應(yīng)力工況，這說明預(yù)應(yīng)力的設(shè)置對(duì)主梁翼板下翼緣的受力十分有利。

2.2新型鋼橫隔梁對(duì)T梁腹板的影響

計(jì)算模型同前，分別計(jì)算主梁腹板豎向位移及腹板梁底應(yīng)力。結(jié)果表明:在預(yù)應(yīng)力作用下，除邊主梁外，中主梁梁底豎向位移均小于無預(yù)應(yīng)力狀態(tài)，其中，R4中主梁腹板梁底豎向位移降低了2.0%。此外，有預(yù)應(yīng)力工況中主梁腹板梁底應(yīng)力較無預(yù)應(yīng)力工況小。其中，R4梁底最大拉應(yīng)力降低了3.0%。

2.3新型鋼橫隔梁對(duì)全橋抗扭變形的影響

為了研究安裝新型鋼橫隔梁后全橋的抗扭性能，對(duì)橋梁施加偏心荷載計(jì)算主梁腹板梁底的豎向位移，通過最大值與最小值之差，反映橫隔梁對(duì)全橋抗扭剛度的影響。其他參數(shù)不變，僅將外荷載改為1 000 kN，作用于邊主梁上。偏載作用下跨中主梁梁底位移曲線如圖4所示，可知預(yù)應(yīng)力的設(shè)置對(duì)全橋抗扭變形有一定的改善。

圖4　偏載作用下跨中主梁梁底位移曲線

3　新型組合式鋼橫隔梁的深化設(shè)計(jì)

3.1新型組合式鋼橫隔梁與主梁腹板的連接

一些早期的鋼橫隔梁加固設(shè)計(jì)，主梁與新增鋼橫梁的連接多采用錨栓連接，但錨栓連接在施工偏差及長(zhǎng)期荷載作用下會(huì)產(chǎn)生松動(dòng)，導(dǎo)致增設(shè)橫隔梁發(fā)生扭曲甚至松動(dòng)的現(xiàn)象，影響加固效果。

若采用U形鋼板包覆主梁腹板，并在其間隙中注入高強(qiáng)度膠，可以增大受力面積，從而分散應(yīng)力，使主梁腹板與橫隔梁整體性更好。將貫穿主梁腹板的長(zhǎng)螺栓與U形鋼板鎖緊固定，可以將部分原本作用在混凝土與鋼結(jié)構(gòu)連接處的應(yīng)力轉(zhuǎn)移到螺栓與鋼板錨固處，相較于錨栓連接，降低了混凝土結(jié)構(gòu)的受力。U形鋼板連接示意如圖5。

圖5　 U形鋼板連接示意

3.2新型組合式鋼橫隔梁橫向預(yù)應(yīng)力施加

新型組合式鋼橫隔梁預(yù)應(yīng)力的施加方式可根據(jù)實(shí)際情況選定。本次實(shí)橋加固的施加方式，采用內(nèi)置于端側(cè)套筒內(nèi)的加力裝置直接對(duì)鋼橫隔梁施加預(yù)應(yīng)力，在保持橫隔梁受力狀態(tài)下將其與主梁連接固定，加力裝置見圖6。由于本項(xiàng)目為科學(xué)研究，試驗(yàn)預(yù)應(yīng)力加載為25 kN。

4　實(shí)橋加固工程應(yīng)用與分析

本橋加固竣工后，對(duì)實(shí)橋進(jìn)行了加載試驗(yàn)，以評(píng)定加固效果。

圖6　加力裝置

4.1試驗(yàn)加載方案

試驗(yàn)采用加載車輛參數(shù)如圖7所示。

圖7　加載車輛參數(shù)

加載車輛布置見圖8、圖9。由于本橋位于交通干道，為防緊急需要，應(yīng)產(chǎn)權(quán)所有單位要求，橫橋向只布置2列荷載車。

圖8　加載車輛橫橋向布置(單位:m)

圖9　加載車輛縱橋向布置

4.2測(cè)點(diǎn)布置

1)變形測(cè)點(diǎn)

分別布置于R1—R8梁體跨中，即x1，x2，…，x8。

2)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置見圖10。

圖10　應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

4.3試驗(yàn)安排

本次試驗(yàn)進(jìn)行如下3期荷載試驗(yàn):

1)原橋荷載試驗(yàn)，主要測(cè)試橋梁的變形、應(yīng)力及橫向分布情況;

2)原設(shè)計(jì)鋼橫隔梁加固后荷載試驗(yàn);

3)新型組合式鋼橫隔梁加固后荷載試驗(yàn)。

4.4試驗(yàn)結(jié)果分析

4.4.1變形測(cè)點(diǎn)分析

本次試驗(yàn)采用原設(shè)計(jì)加固和新型組合式鋼橫隔梁加固，限于篇幅，現(xiàn)僅選取代表性橋跨數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

試驗(yàn)第一跨按原設(shè)計(jì)鋼橫隔梁加固，加固前、后跨中主梁梁底撓度實(shí)測(cè)值見圖11(圖中曲線上測(cè)值點(diǎn)自左向右為測(cè)點(diǎn)x1，x2，…，后同)。

圖11　第一跨加固前、后跨中主梁梁底撓度實(shí)測(cè)值

由圖11可知，第一跨在安裝鋼橫隔梁加固前，在試驗(yàn)荷載作用下最大撓度實(shí)測(cè)值為－3.24 mm，加固后最大撓度實(shí)測(cè)值為－2.80 mm。加固后第一跨跨中主梁撓度橫向分布曲線趨于平緩，說明采取的加固措施加強(qiáng)了主梁之間的協(xié)同工作能力。

試驗(yàn)第二跨采用新型組合式鋼橫隔梁加固，加固前、后跨中主梁梁底撓度實(shí)測(cè)值見圖12。

圖12　第二跨加固前、后跨中主梁梁底撓度實(shí)測(cè)值

由圖12可知，第二跨在安裝新型組合式鋼橫隔梁前，在試驗(yàn)荷載作用下最大撓度實(shí)測(cè)值為－3.08 mm，加固后最大撓度實(shí)測(cè)值為－2.81 mm。

圖13　第一、二跨加固后跨中主梁梁底撓度實(shí)測(cè)值比較

圖13對(duì)比了第一、二跨加固后跨中主梁梁底撓度實(shí)測(cè)值，可知加固后第二跨部分測(cè)點(diǎn)撓度略大于加固后的第一跨。因試驗(yàn)荷載為偏載，荷載車直接作用于R1—R5主梁上，而撓度增大的測(cè)點(diǎn)位于相對(duì)遠(yuǎn)離荷載車的位置，由此可見，新型組合式鋼橫隔梁相比原設(shè)計(jì)，能使主梁撓度橫向分布更平緩。但就本次試驗(yàn)而言，橫向預(yù)應(yīng)力值較小，故新型組合式鋼橫隔梁對(duì)主梁梁底撓度及荷載的橫向分布影響不顯著。

4.4.2應(yīng)變測(cè)點(diǎn)分析

第一跨在試驗(yàn)荷載作用下，加固前、后主梁梁底各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變實(shí)測(cè)值見表1。

表1　第一跨跨中主梁梁底應(yīng)變實(shí)測(cè)值

由表1可知，第一跨加固前y1，y2，y5測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)變校驗(yàn)系數(shù)＞1.0，不滿足《公路橋梁承載能力檢測(cè)評(píng)定規(guī)程》(簡(jiǎn)稱《橋規(guī)》，后同)的要求。造成此現(xiàn)象的原因:此三處測(cè)點(diǎn)位置均存在裂縫，在試驗(yàn)荷載作用下，裂縫開展。就全跨而言，加固前最大梁底應(yīng)變測(cè)點(diǎn)位于y2測(cè)點(diǎn)位置，為橫向裂縫區(qū)，應(yīng)變?yōu)?27×10－6，加固后此測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?yōu)?71×10－6，降低了17%。未開裂區(qū)域加固前最大應(yīng)變位于y3測(cè)點(diǎn)，其值115×10－6，加固后此測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?yōu)?9×10－6，降低了14%。其余各測(cè)點(diǎn)加固后應(yīng)變均小于加固前。

第一跨在試驗(yàn)荷載作用下，加固前、后主梁翼板連接處各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變實(shí)測(cè)值見表2。

表2　第一跨跨中主梁翼板連接處應(yīng)變實(shí)測(cè)值

由表2可知，第一跨加固前d2，d3，d4測(cè)點(diǎn)處實(shí)測(cè)應(yīng)變校驗(yàn)系數(shù)＞1.0，不滿足《橋規(guī)》的要求。造成此現(xiàn)象的原因:主梁翼板間鉸縫脫落，在試驗(yàn)荷載作用下，脫空位置開展。就全跨而言，加固前最大應(yīng)變位于d4測(cè)點(diǎn)位置，應(yīng)變?yōu)?82×10－6，加固后此測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?yōu)?36×10－6，降低了16%，均小于加固前。

第二跨在試驗(yàn)荷載作用下，加固前、后主梁梁底各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變實(shí)測(cè)值見表3。

表3　第二跨跨中主梁梁底應(yīng)變實(shí)測(cè)值

由表3可知，就全跨而言，加固前最大梁底應(yīng)變位于y3測(cè)點(diǎn)位置，為橫向裂縫區(qū)，應(yīng)變?yōu)?86×10－6，加固后此測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?yōu)?41×10－6，降低了16%。未開裂區(qū)域加固前最大應(yīng)變位于y2測(cè)點(diǎn)，其值107×10－6，加固后此測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?yōu)?8×10－6，降低了18%。其余各測(cè)點(diǎn)加固后應(yīng)變均小于加固前，說明增設(shè)新型組合式鋼橫隔梁對(duì)跨中主梁梁底受力是有益的，且并未出現(xiàn)因預(yù)應(yīng)力引起的主梁和鋼橫隔梁連接處梁底應(yīng)力增大的現(xiàn)象，這說明U型鋼板的設(shè)計(jì)是有效的。

第二跨在試驗(yàn)荷載作用下，加固前、后主梁翼板連接處各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變實(shí)測(cè)值見表4。

表4　第二跨跨中主梁翼板連接處應(yīng)變實(shí)測(cè)值

由表4可知，第二跨主梁采用新型組合式鋼橫隔梁加固前各主梁翼板連接處最大應(yīng)變位于d3測(cè)點(diǎn)位置(此處鉸縫開裂)，應(yīng)變?yōu)?18×10－6，加固后此測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?yōu)?51×10－6，降低了21%。此外，另一鉸縫脫落處測(cè)點(diǎn)d4加固前最大應(yīng)變?yōu)?92×10－6，采用新型組合式鋼橫隔梁加固后d4測(cè)點(diǎn)應(yīng)變降為146×10－6，減少了24%，對(duì)比第一跨鉸縫脫落處測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變變化較為明顯。此結(jié)論印證了橫向預(yù)應(yīng)力的施加可以有效地改善鉸縫損壞界面的受彎狀態(tài)，從而改善結(jié)構(gòu)受力。鉸縫未脫落區(qū)域加固前最大應(yīng)變位于d2測(cè)點(diǎn)位置，其值為39×10－6，加固后此測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?yōu)?6×10－6，降低了33%。其余各測(cè)點(diǎn)加固后應(yīng)變均小于加固前，說明增設(shè)新型組合式鋼橫隔梁對(duì)跨中截面主梁翼板連接處的受力是有益的，對(duì)比第一跨加固前后主梁翼板連接處的應(yīng)變變化，橫向預(yù)應(yīng)力的添加對(duì)鉸縫處的改善效果是比較明顯的，此結(jié)果與理論計(jì)算相符。

5　結(jié)論

本文從鋼橫隔梁加固工作中遇到的問題出發(fā)，提出了新型組合式鋼橫隔梁的初步構(gòu)想，通過對(duì)簡(jiǎn)支T形梁橋的空間受力分析，完成深化設(shè)計(jì)，依托實(shí)際項(xiàng)目進(jìn)行驗(yàn)證，得到結(jié)論如下:

1)新型組合式鋼橫隔梁將原加固橫隔梁劃分為若干組件，并對(duì)鋼橫隔梁預(yù)先施加一定的預(yù)應(yīng)力，使全橋橫向變形得到改善，主梁撓度橫向分布趨于平緩。采用新型組合式鋼橫隔梁對(duì)原T形梁加固后，全橋主梁的翼板及腹板應(yīng)力和豎向位移均有利好變化，其中，對(duì)相鄰主梁翼板連接處效果最為明顯。邊主梁有應(yīng)力變大及撓度增加的現(xiàn)象，但因預(yù)應(yīng)力的大小是可控制的，該影響應(yīng)在可接受的范圍內(nèi)。

2)新型組合式鋼橫隔梁的預(yù)應(yīng)力，可依照主梁連接處最大剪力一定法或按照受損截面與原設(shè)計(jì)截面所能承受的彎矩、剪力控制值的差值法來確定;

3)新型組合式鋼橫隔梁采用U形鋼板及通長(zhǎng)螺栓與主梁連接。通過試驗(yàn)證實(shí)，此設(shè)計(jì)與以往常用的方法比較能夠分散主梁腹板與鋼橫隔梁連接處的應(yīng)力集中，并使新舊構(gòu)件有效結(jié)合，滿足結(jié)構(gòu)的整體性要求。

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(責(zé)任審編孟慶伶)

Design and Application of New-type Composite Steel Diaphragm

YAO Jia，WANG Guangming，WANG Hao

(Beijing Municipal Engineering Institute，Beijing 100037，China)

Abstract:An extra steel diaphragm is a common way of reinforcement of existed bridges.But bridges in important traffic routes are still open to traffic even during steel diaphragm installation，resulting in unpleasant force in the new diaphragm.W hen prestress is applied to the steel diaphragm，it can reduce the tensile stress caused by external loads and improve reinforcement effect and integrity of the bridge.W ith this idea，a new-type of composite steel diaphragm is designed and applied to real bridge reinforcement.

Key words:Steel diaphragm;Bridge reinforcement;Prestress;Design calculation;Field experiment

作者簡(jiǎn)介:姚嘉(1983—)，男，工程師，工程碩士。

基金項(xiàng)目:北京市政路橋集團(tuán)有限公司技術(shù)創(chuàng)新項(xiàng)目(2013-07)

收稿日期:2015-12-02;修回日期:2016-01-08

文章編號(hào):1003-1995(2016)03-0025-05

中圖分類號(hào):TU445.7+2

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A

DOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2016.03.07