姚 堯， 談至明， 朱唐亮， 肖 建

(同濟(jì)大學(xué) 道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 201804)

在水泥混凝土路面接縫處設(shè)置傳力桿，可有效地減小水泥混凝土路面接縫兩側(cè)撓度差，以及水泥混凝土路面板接縫邊緣的荷載應(yīng)力，提高路面的服務(wù)性能和使用壽命[1].對(duì)傳力桿的受力狀態(tài)以及傳荷效應(yīng)，目前的分析方法有基于彈性地基梁的近似解析法[2-4]和基于有限元的數(shù)值法[5-13]二種.彈性地基梁法是將傳力桿視為一埋入均質(zhì)彈性介質(zhì)中的梁，即文克勒地基梁，這種將混凝土面層、基墊層和路基近似為均質(zhì)彈性支撐的近似處理過(guò)于粗糙，無(wú)法通過(guò)室內(nèi)模擬試驗(yàn)及現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果反算得到穩(wěn)定的傳力桿的支撐模量；通過(guò)有限元方法，分析了傳力桿和混凝土界面接觸應(yīng)力，認(rèn)為混凝土的應(yīng)力集中水平隨著傳力桿的直徑和間距的增大顯著降低，而長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)力的影響不顯著，三維有限元方法雖能夠解析傳力桿的受力狀態(tài)和傳荷效應(yīng)，但其計(jì)算精度受單元特性、網(wǎng)格劃分尺寸等影響，且規(guī)律難尋，無(wú)法給出具體計(jì)算式.因此，尋找簡(jiǎn)明實(shí)用、精度良好的力學(xué)模型，對(duì)于更好地把握路面?zhèn)髁U系統(tǒng)的受力狀況，改進(jìn)其設(shè)計(jì)方法具有理論和實(shí)用意義.

1 傳力桿受力狀態(tài)的三維有限元解

1.1 三維有限元模型

不考慮路面板橫向差異的二塊路面板及傳力桿系統(tǒng)的力學(xué)模型如圖1所示，圖中，I為主動(dòng)梁，其撓曲由外荷載與傳力桿共同作用引起的；II為被動(dòng)梁，撓曲僅由傳力桿作用引起的；L為路面板板長(zhǎng)；h為路面板厚度；b為傳力桿橫向間距(即梁寬)；δ為接縫縫隙寬度;d為傳力桿直徑;ls為傳力桿填入混凝土長(zhǎng)度;k為地基反應(yīng)模量；路表面自由或路表面承載局部分布荷載;c為局部分布荷載寬度;q為分布荷載集度；梁兩側(cè)面為滑支邊界，法向位移和剪應(yīng)力為零，接縫縫隙的傳力桿周邊為自由邊界.利用ANSYS有限元軟件，構(gòu)建了三維有限元模型，傳力桿與混凝土均采用SOLID65號(hào)實(shí)體單元，傳力桿與混凝土接觸面采用TARGE170、CONTA173號(hào)接觸單元模擬.單元網(wǎng)格在靠近接縫及鋼筋四周密劃，如圖2所示.

圖1 路面?zhèn)髁U系統(tǒng)的力學(xué)模型Fig.1 Mechanical model of pavement dowel bar system

圖2 單元網(wǎng)格劃分Fig.2 Finite element meshing

1.2 傳力桿與混凝土的接觸狀態(tài)

a 完全黏接

b 部分黏接

c 完全分離圖3 不同接觸模型下傳力桿與混凝土界面應(yīng)力狀態(tài)Fig.3 Interfacial stress state between dowel barand concrete under different contact models

傳力桿鋼筋與水泥混凝土界面的黏結(jié)強(qiáng)度(化學(xué)膠著力)較小，遠(yuǎn)小于混凝土材料本身的抗拉、抗剪強(qiáng)度，因此，即便它們初始處于完全黏合狀態(tài)，在重復(fù)荷載作用下也極易破壞脫開；當(dāng)界面受拉脫開后，界面的剪應(yīng)力快速上升，很快會(huì)超過(guò)其界面黏結(jié)強(qiáng)度而滑移，因此，在重復(fù)荷載作用下的傳力桿鋼筋與水泥混凝土之間工作狀況應(yīng)更趨近于界面僅傳遞受壓應(yīng)力狀態(tài)，當(dāng)傳力桿涂瀝青或加套保護(hù)筒，則初始即為完全分離狀態(tài).

1.3 梁撓曲效應(yīng)和力學(xué)模型簡(jiǎn)化

盡管傳力桿與混凝土界面接觸狀況對(duì)它們界面應(yīng)力影響很大，但從混凝土梁撓曲變形來(lái)看，其影響很小可忽略，傳力桿與混凝土界面三種接觸狀況下的被動(dòng)梁的平均撓曲線幾乎完全重合.

埋入混凝土的傳力桿長(zhǎng)度與直徑比一般大于6，無(wú)論是從梁撓曲視角還是從傳力桿與混凝土界面應(yīng)力狀態(tài)來(lái)看，傳力桿均可視為與梁同長(zhǎng)的.研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)關(guān)注傳力桿傳荷機(jī)理和接縫端部的傳力桿與混凝土界面應(yīng)力時(shí)，路面板可視為半無(wú)限長(zhǎng).由此，結(jié)構(gòu)的力學(xué)模型簡(jiǎn)化傳力桿與路面板同長(zhǎng)，且均趨于半無(wú)限長(zhǎng)，鋼筋傳力桿與水泥混凝土界面完全分離狀態(tài)，如圖4所示,圖中Qs和Ms分別為傳力桿傳遞的剪力與彎矩，δ為接縫寬度.

圖4 簡(jiǎn)化的力學(xué)模型Fig.4 Simplified mechanics model

2 雙層彈性地基梁模型的擬合

2.1 雙層彈性地基梁模型及解

將圖4所示力學(xué)模型中傳力桿移至混凝土梁上部，并按彎曲剛度相等原則將圓鋼筋轉(zhuǎn)化與混凝土等寬的薄鋼梁，薄鋼梁與混凝土梁之間有豎向彈簧相連，其反應(yīng)模量記作kv，從而抽象得到彈性地基上的雙層疊合梁模型[14].

當(dāng)傳力桿縫隙中點(diǎn)的剪力與彎矩分別為Qs和Ms時(shí)，薄鋼梁與混凝土梁的撓度ws和wc解為

ws=e-αx(A1sinαx+A2cosαx)+

e-βx(A3sinβx+A4cosβx)

wc=r1e-αx(A1sinαx+A2cosαx)+

r2e-βx(A3sinβx+A4cosβx)

(1)

式中：Qs和Ms分別為傳力桿傳遞的剪力與彎矩；Ds和Dc為上、下層梁的彎曲剛度，計(jì)算如下：

式中，Es和Ec分別為鋼筋和混凝土的彈性模量.

2.2 混凝土梁的撓曲

文獻(xiàn)[11]推薦的無(wú)夾層對(duì)上、下層梁間的豎向反應(yīng)模量kv的計(jì)算式為

(2)

式中：vs和vc分別為鋼筋與混凝土的泊松比；hs為上層梁的等效厚度，計(jì)算如下：

三維有限元模型和雙層梁模型求得的傳力桿端部作用剪力Qs時(shí)，雙層梁模型的混凝土梁撓曲線(實(shí)線)和三維有限元解的混凝土梁平均撓曲線(虛線)如圖5所示，圖中縱坐標(biāo)φ為任意位置撓度w與雙層梁模型的混凝土梁端最大撓度wmax的比值，即φ=w/wmax，橫坐標(biāo)β為任意位置梁長(zhǎng)x與混凝土梁剛度半徑l的比值，即β=x/l，混凝土梁剛度半徑l計(jì)算如下：

圖5 梁體彎沉對(duì)比Fig.5 Comparison of beam deflection

從圖5可以看到，兩種模型求出的混凝土梁撓曲線幾乎重合，這說(shuō)明彈性地基上雙層梁模型擬合混凝土梁的撓曲問(wèn)題具有良好的精度.

2.3 層間豎向反應(yīng)模量的修正

雙層梁模型計(jì)算得到的上、下層梁之間的相對(duì)撓度(ws-wc)、相對(duì)轉(zhuǎn)角(θs-θc)及上、下層梁界面壓應(yīng)力σc均為梁寬b上的平均值，而實(shí)際結(jié)構(gòu)中此三者主要源于傳力桿直徑d范圍內(nèi)混凝土的局部量，其值上有差異.研究發(fā)現(xiàn)，層間豎向反應(yīng)模量kv乘以一撓度修正系數(shù)ξw，即可消除雙層梁模型的梁端部處上下層梁的相對(duì)撓度(ws-wc)與實(shí)際傳力桿與混凝土梁間相對(duì)撓度的差異；層間豎向反應(yīng)模量kv乘以一轉(zhuǎn)角修正系數(shù)ξθ，即可使得雙層梁模型的梁端部處上下層梁的相對(duì)轉(zhuǎn)角(θs-θc)與實(shí)際傳力桿與混凝土梁之間相對(duì)轉(zhuǎn)角相同；當(dāng)對(duì)層間豎向反應(yīng)模量kv乘以一壓應(yīng)力修正系數(shù)ξσ，則可保證雙層梁梁端部處層間反力合力與實(shí)際界面壓應(yīng)力合力Σσc相等.修正系數(shù)ξw、ξθ和ξσ與混凝土梁高h(yuǎn)、梁寬b及傳力桿直徑d，以及傳力桿與混凝土模量比Es/Ec有關(guān).由于傳力桿與混凝土模量比Es/Ec的影響較小且其值變化幅度較小，取常量7.0，忽略該因素變化，因此基于梁端面處相對(duì)撓度(ws-wc)、相對(duì)轉(zhuǎn)角(θs-θc)及界面壓應(yīng)力合力Σσc等效的層間豎向反應(yīng)模量修正系數(shù)ξi的回歸式可表示如下：

ξi=(b-a1i)(Aid2+Bid+Ci)+

(3)

式中：b、d和h均取以m為單位對(duì)應(yīng)的數(shù)值；i為w、θ或σ，對(duì)應(yīng)的回歸系數(shù)a1i、a2i、Ai、Bi、Ci和Di值見(jiàn)表1.

表1 回歸式(3)的回歸系數(shù)a1i、a2i、Ai、Bi、Ci和DiTab.1 Regression coefficients of Regression Equation (3): a1i, a2i, Ai, Bi, Ci and Di

3 傳力桿的傳荷系數(shù)

在僅關(guān)注混凝土梁撓曲時(shí)，傳力桿傳遞的剪力Qs可假設(shè)為與兩側(cè)混凝土梁端彎沉差Δwc成正比，傳遞的彎矩Ms可假設(shè)與兩側(cè)混凝土梁端轉(zhuǎn)角差Δθc成正比，即

Qs=kτΔwckl,Ms=kMΔθck

(4)

式中：kτ為剪力傳遞系數(shù)，即傳荷效應(yīng)的抗剪剛度；kM為彎矩傳遞系數(shù)，即傳荷效應(yīng)的抗彎剛度；Δwc和Δθc計(jì)算如下:

(5)

將傳力桿傳遞的剪力與彎矩視為作用于I、II梁上大小相等方向相反的反對(duì)稱荷載，則認(rèn)為δwI≈δwII，δθI≈δθII.

3.1 抗剪剛度

當(dāng)傳力桿在縫隙中點(diǎn)處于純剪狀時(shí)，主動(dòng)梁與被動(dòng)梁在梁端面處傳力桿與混凝土之間的相對(duì)撓度大小相等，其位移差由兩部分組成：接縫兩側(cè)上下層梁的相對(duì)位移w01；傳力桿在縫隙段的彎曲及剪切變形w02.計(jì)算式為

(6)

式中：Δs為傳力桿與混凝土梁間的松動(dòng)量；As為鋼筋截面積；Gs為鋼筋剪切模量，計(jì)算如下：

將w01視為混凝土與傳力桿的相互作用變形，定義其模量為Sc；將后者視為傳力桿的抗剪切變形，定義其模量為Sd為

當(dāng)不考慮傳力桿與混凝土間的松動(dòng)，即Δs=0時(shí)，傳力桿的抗剪剛度kτ計(jì)算如下：

(7)

式中，δ為接縫寬度.

3.2 抗彎剛度

當(dāng)傳力桿僅傳遞單位彎矩時(shí)，主動(dòng)梁與被動(dòng)梁在梁端面處傳力桿與混凝土之間的相對(duì)轉(zhuǎn)角大小相等，其轉(zhuǎn)角差可分為兩部分計(jì)算：上、下層梁之間的轉(zhuǎn)角差θ01和鋼筋受彎產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角差θ02.計(jì)算如下:

(8)

式中：Δθ為傳力桿與混凝土梁間松動(dòng)量導(dǎo)致的轉(zhuǎn)角差；Ds為鋼筋抗彎剛度.

將θ01視為鋼筋與水泥混凝土梁相對(duì)作用變形，定義其模量為Cc；將θ02視為鋼筋自身的抗彎轉(zhuǎn)角變形，定義其模量為Cd，則有

當(dāng)不考慮傳力桿與混凝土間的松動(dòng)，即Δθ=0時(shí)，傳力桿的抗彎剛度kM計(jì)算如下:

(9)

當(dāng)已知傳力桿與混凝土間的松動(dòng)寬度2Δ時(shí)，傳力桿的抗剪剛度kτ和抗彎剛度kM仍可按式(7)和式(9)近似估計(jì)，只需將縫隙寬度δ替換為兩側(cè)傳力桿與混凝土間松動(dòng)寬度2Δ與縫隙寬度δ之和δ′=2Δ+δ即可.

取結(jié)構(gòu)參數(shù)b=h=0.3 m，d=0.02 m，δ=0.01 m，Es=210 GPa，vs=0.30，Ec=30 GPa，vc=0.15，地基反應(yīng)模量k=100 MN·m-3，當(dāng)主動(dòng)梁承受梁端集中荷載P=10 kN作用時(shí)，被動(dòng)梁梁端位移與主動(dòng)梁梁端撓度比值為0.931 6；若不考慮傳力桿傳遞彎矩的能力，即kM=0，則被動(dòng)梁與主動(dòng)梁梁端撓度比值為0.931 3，在兩種條件下傳力桿傳遞的剪力與外荷載的比值均為0.482 2.當(dāng)傳力桿與混凝土間松動(dòng)寬度Δ=0.04 m時(shí)，考慮傳力桿傳遞彎矩與不傳遞彎矩時(shí)，被動(dòng)梁與主動(dòng)梁梁端撓度比值均為0.513 6，傳力桿傳遞的剪力與外荷載的比值均為0.339 3.結(jié)果表明傳力桿傳遞彎矩的能力對(duì)梁端撓度比及傳力桿剪力傳遞量的影響很小，可忽略.

4 基層對(duì)接縫傳荷效率的影響

當(dāng)路面板下設(shè)置半剛性基層時(shí)，主動(dòng)梁撓度減少，且由基層撓曲面的連帶效應(yīng)，被動(dòng)梁有一定量的撓曲，因此相鄰梁的撓度差減少明顯，其傳力桿的傳荷量也相應(yīng)減少.將設(shè)有半剛性基層的路面結(jié)構(gòu)視為三段梁模型，如圖6所示，左右兩段(a、c段)視為彈性地基上的雙層梁模型，裂縫處的基層(b段)視為彈性地基上的單梁.

圖6 雙層地基梁傳荷Fig.6 Load transfer model of double - layerfoundation beam

取上層梁剛度D1=20 kPa·m4，地基反應(yīng)模量k=100 MN·m-3，當(dāng)梁端作用集中荷載P時(shí)，代入邊界條件與連續(xù)條件可解得各段梁的撓度解，進(jìn)而可求得傳力桿傳遞的剪力Qs與彎矩Ms.以接縫處的荷載傳遞比λσ和撓度比λw作為表征接縫傳荷效率的指標(biāo)：荷載傳遞比λσ為傳力桿傳遞的剪力Qs與作用荷載P的比值，撓度比λw為主動(dòng)梁與被動(dòng)梁梁端撓度比值.根據(jù)計(jì)算結(jié)果得到，在不同基層剛度D2時(shí)，撓度比λw、荷載傳遞比λσ與接縫抗剪剛度kτ間關(guān)系如圖7和圖8所示.

圖7 λw-kτ關(guān)系曲線Fig.7 Relationship curves of λw-kτ

圖8 λσ-kτ關(guān)系曲線Fig.8 Relationship curves of λσ-kτ

圖7和圖8表明，撓度比λw、荷載傳遞比λσ與接縫抗剪剛度kτ均呈S型關(guān)系曲線，隨著基層剛度D2的逐漸增大，λw-kτ關(guān)系曲線逐漸向內(nèi)移，而λσ-kτ關(guān)系曲線則逐漸外移.當(dāng)kτ一定時(shí)，接縫的撓度比隨基層剛度的增大而增大，而荷載傳遞比則隨著基層剛度的增大而減小，且其減小幅度較撓度比的增大幅度更明顯.本算例結(jié)果表明基層的存在可使接縫兩側(cè)撓度比增大，接縫傳遞的剪力減小.Ioannides等在文獻(xiàn)[7]給出的λw-kτ關(guān)系圖即為圖7中D2/D1=0的曲線，它未考量基層剛度影響的結(jié)果，其適用范圍很狹窄.

5 結(jié)論

(1) 利用三維有限元模型分析了水泥混凝土路面中傳力桿與水泥混凝土的三種接觸狀況：完全黏合、受壓黏合受拉脫開和完全分離條件的傳力桿與混凝土的接觸應(yīng)力，指出了在正常工作時(shí)傳力桿與水泥混凝土間大多呈完全分離狀態(tài).

(2) 水泥混凝土面層和傳力桿系統(tǒng)可簡(jiǎn)化為雙層梁結(jié)構(gòu)，對(duì)于端部的傳力桿與混凝土相對(duì)位移、相對(duì)轉(zhuǎn)角及兩者的擠壓力，只需對(duì)雙層梁層間豎向反應(yīng)模量進(jìn)行修正即可.對(duì)雙層梁豎向反應(yīng)模量的位移修正系數(shù)ξw、轉(zhuǎn)角修正系數(shù)ξθ和擠壓力修正系數(shù)ξσ的變化規(guī)律進(jìn)行分析和歸納，給出它們的回歸式.由于雙層梁模型考慮了混凝土面層、基墊層和路基各自的材料參數(shù)與尺寸參數(shù)的影響，因此，當(dāng)已知各層材料參數(shù)與尺寸參數(shù)時(shí)，可依據(jù)該模型快速精確計(jì)算出傳力桿的受力狀態(tài).

(3) 關(guān)注混凝土梁撓曲變形時(shí)，傳力桿系統(tǒng)的傳荷作用可用接縫混凝土梁間的抗剪剛度kτ與抗彎剛度kM表征，給出了抗剪剛度kτ與抗彎剛度kM的計(jì)算式，并通過(guò)算例閘明了傳力桿傳遞彎矩的作用很小，可忽略.確定傳力桿的抗剪剛度kτ與抗彎剛度kM后，可建立相應(yīng)的接縫傳荷模型，進(jìn)而計(jì)算得到荷載作用下單根傳力桿傳遞的荷載量.

(4) 計(jì)算分析了梁端部作用集中荷載時(shí)，有基層的地基梁接縫傳荷問(wèn)題，給出了接縫撓度比λw、荷載傳遞比λσ與接縫抗剪剛度kτ的S型關(guān)系曲線，指出在接縫抗剪剛度相同條件下，基層存在可使接縫兩側(cè)撓度比增大，接縫傳遞的剪力減小.

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