詹 磊，麥 劍

(廣州快速交通建設(shè)有限公司 廣州市 510475)

0 引言

鋼筋混凝土和預應(yīng)力混凝土空心板梁橋因其構(gòu)造簡單、施工方便、可大批量工廠化集中預制、裝配式施工等諸多有利因素而被廣泛使用，成為小跨徑橋梁(10～20m)的首選橋型之一[1-3]。

裝配式空心板梁橋多數(shù)以簡支梁為主，其橫橋向由多片預制的空心板組成，板間設(shè)置現(xiàn)澆的鉸縫，在主梁架設(shè)完畢后，橋面澆筑9～15cm厚的混凝土整體化層。通過橋面現(xiàn)澆層和鉸縫，空心板梁橋各片空心板在橫向?qū)崿F(xiàn)剪力的傳遞，達到共同承擔汽車荷載的目的[4]。

然而，現(xiàn)有空心板梁橋經(jīng)常出現(xiàn)支座脫空的病害，主要原因有：

(1)單塊空心板均由4個橡膠支座支承，每跨橋梁由多塊空心板組成，形成了每跨空心板梁端存在十幾個甚至幾十個橡膠支座同時支承豎向荷載的受力體系。例如12m寬橋梁斷面由9塊空心板組成，每個梁端橡膠支座達18個。多支座會形成受力不明確的超靜定體系，常常出現(xiàn)受力不均的情況。

(2)預應(yīng)力或混凝土收縮徐變作用對4個邊角有向上翹曲的趨勢，使得邊梁易發(fā)生支座脫空現(xiàn)象。

(3)施工難以保證幾十個橡膠支座同時達到設(shè)計標高，往往在施工完成時就已出現(xiàn)支座受力不勻，甚至脫空[5-7]。

支座脫空將使空心板間鉸縫應(yīng)力急劇增大，導致鉸縫破壞。破壞程度輕的，企口縫混凝土與空心板側(cè)壁相分離，雨水大量滲透并輕微侵蝕混凝土；破壞程度嚴重的，鉸縫處混凝土已經(jīng)完全脫落，受水嚴重侵蝕，空心板失去橫向連接能力和傳力能力，出現(xiàn)“單板受力”現(xiàn)象[1-2]。進而引起空心板“單板受力”和進一步病害的發(fā)生，造成橋梁的使用壽命降低甚至損壞。另外，傳統(tǒng)鉸縫的寬度較小，鉸縫下緣最窄處僅1cm寬，企口處僅11cm寬，會導致整個鉸縫的混凝土無法有效振搗，鉸縫底部一般僅能填充水泥砂漿；傳統(tǒng)鉸縫內(nèi)無法布置合適的受力鋼筋，使得鉸縫在縱橋向不具備抗彎和抗裂能力，在二期恒載、收縮徐變、溫度梯度及汽車荷載的作用下，縱橋向?qū)a(chǎn)生超過混凝土抗拉強度的拉應(yīng)力，從而導致鉸縫的開裂破壞，嚴重的鉸縫局部脫落，空心板間的橫向聯(lián)系減弱，在上述荷載進一步作用下，鉸縫破壞更趨嚴重，進而產(chǎn)生鉸縫破壞帶來的“單板受力”。目前，對于支座脫空尚無根本解決辦法，發(fā)生支座脫空時，大部分的解決辦法是采用更換支座、加墊鋼板等方法臨時解決[8-10]。

綜合上述研究成果可以得出，傳統(tǒng)的支座及鉸縫結(jié)構(gòu)在設(shè)計上存在著先天的缺陷，在投入運營后，必然出現(xiàn)支座脫空，進而導致鉸縫失效，產(chǎn)生“單板受力”現(xiàn)象。以交通部2008版標準圖的13m空心板橋作為研究對象，建立Midasfea三維有限元分析模型，分析支座脫空對橋梁受力的影響。

1 三維有限元分析模型的建立

選取交通部2008版標準圖的13m簡支裝配式先張法預應(yīng)力空心板橋(見圖1)作為研究對象：單幅橋?qū)?.5m，荷載等級為公路—I級。該橋由6片1296cm×124cm×70cm的預制空心板組成，邊板挑臂為50.5cm，空心板間鉸縫底部寬1cm，企口位置寬11cm，橋面現(xiàn)澆層厚10cm?？招陌濉q縫及橋面現(xiàn)澆層均采用C50混凝土。

圖1 傳統(tǒng)13m空心板橋橫斷面(單位：cm)

采用Midasfea六面體8節(jié)點單元建立空間分析模型?？招陌鍢蚬矂澐至斯?jié)點139284個，單元124152個；本橋采用簡支約束，單片空心板底共設(shè)4個支座，分析模型如圖2所示，空心板從左至右依次命名為B1～B6，鉸縫從左至右依次命名為J1～J5。

圖2 計算分析模型

本文考慮的主要荷載如下：

(1)主梁自重及二期恒載。主梁自重按照26kN/m3考慮。二期恒載主要包括防撞墻均布壓力16kN/m2、瀝青鋪裝層均布壓力2.4kN/m2。

(2)車輛荷載按照《橋涵通規(guī)》，將車輛雙后軸居中布置于橋梁端部，車輛荷載加載時考慮車輪的著地寬度為60cm×20cm，以避免車輛荷載作用位置的應(yīng)力集中，將單個后軸車輪70kN的集中力換算為均布荷載為584kN/m2。

支座脫空可能存在較多形式的組合。因此，計算分析主要考慮以下5個分析工況：

(1)工況1：未發(fā)生支座脫空。

(2)工況2：鉸縫J3左側(cè)支座脫空。

(3)工況3：鉸縫J3左側(cè)、鉸縫J3右側(cè)支座脫空。

(4)工況4：鉸縫J2右側(cè)、鉸縫J3左側(cè)支座脫空。

(5)工況5：鉸縫J2左側(cè)、鉸縫J2右側(cè)、鉸縫J3左側(cè)、鉸縫J3右側(cè)支座脫空。

上述5種分析工況均為車輛荷載加載端的支座脫空，其模擬形式如圖3所示。

圖3 加載工況示意圖

2 主要計算結(jié)果及分析

計算空心板橋在上述五種支座脫空工況作用下的結(jié)果，主要查看空心板及鉸縫的縱橋向、橫橋向正應(yīng)力及剪應(yīng)力，根據(jù)初步的結(jié)果分析，支座脫空對空心板及鉸縫的縱向正應(yīng)力影響很小可以忽略。因此，主要對車輛荷載作用端的空心板及鉸縫的橫向正應(yīng)力和豎向剪應(yīng)力進行分析。

2.1 主梁橫向正應(yīng)力分析

工況1～5計算的空心板支座處的最大橫向正應(yīng)力如表1所示。

表1 支座處空心板的最大橫向正應(yīng)力(單位：MPa)

由表1可知，發(fā)生支座脫空時，脫空支座對應(yīng)空心板及相鄰空心板的橫向正應(yīng)力都會產(chǎn)生變化，主要表現(xiàn)為空心板的橫向拉應(yīng)力增大。工況2鉸縫J3的左側(cè)支座脫空時，空心板B3的最大橫向拉應(yīng)力增大64%；工況3鉸縫J3的左側(cè)和右側(cè)支座都脫空時，空心板B3、B4的最大橫向拉應(yīng)力增大近4倍，而相鄰的空心板B2、B5也增大24%；工況4空心板B3的左右兩個支座都脫空時，對空心板B2的影響最大，最大橫向拉應(yīng)力增大1倍；工況5鉸縫J2、J3的兩側(cè)支座都脫空時，以空心板B2、B4的橫向拉應(yīng)力增大最為顯著，增大接近9倍，而且最大拉應(yīng)力達到3.79MPa超過混凝土的抗拉強度限值2.65MPa，而其他空心板除B6以外均增大1倍多。

由工況1～5空心板支點截面的橫向正應(yīng)力云圖可知，工況1各空心板受力比較合理，工況2～5由于支座脫空的影響，部分空心板會受力增大。其中工況2在空心板B3下部倒角位置產(chǎn)生橫向拉應(yīng)力的集中，最大拉應(yīng)力為0.53MPa；工況3在空心板B3、B4下部倒角位置和空心板底部脫空支座附近產(chǎn)生橫向拉應(yīng)力集中，最大拉應(yīng)力值為1.48MPa；工況4在空心板B2上部右側(cè)倒角位置產(chǎn)生橫向拉應(yīng)力集中，最大拉應(yīng)力值為0.61MPa；工況5在空心板B2、B4的上部和下部倒角以及空心板底部產(chǎn)生橫向拉應(yīng)力集中，最大橫向拉應(yīng)力為3.36MPa。

2.2 鉸縫橫向正應(yīng)力分析

支座處工況1～5計算的各鉸縫的最大橫向正應(yīng)力如表2所示。

由表2可知，各鉸縫的橫向正應(yīng)力相比于空心板較小，但是當發(fā)生支座脫空時，靠近脫空支座的鉸縫的最大橫向拉應(yīng)力也會相應(yīng)的增大，其中以工況3和工況5的支座脫空情況最為不利。工況3鉸縫J2、J4的最大橫向拉應(yīng)力增大1倍，鉸縫J3的最大橫向正應(yīng)力增大2倍。工況5鉸縫J1、J4的最大橫向正應(yīng)力增大2.3倍，鉸縫J2、J3的最大橫向拉應(yīng)力增大6倍多，最大橫向正應(yīng)力達3.22MPa，也超過鉸縫混凝土的抗拉強度限值。而且傳統(tǒng)空心板橋鉸縫內(nèi)部并未配置橫向抗彎鋼筋，在過大的橫向拉應(yīng)力作用下，鉸縫極易破壞。

表2 支座處各鉸縫的最大橫向正應(yīng)力(單位：MPa)

由上文可知工況5的鉸縫受力較為不利，故查看工況5鉸縫J3支點截面的橫向正應(yīng)力云圖并與工況1進行對比，如圖4所示。

圖4 鉸縫J3支點斷面橫向正應(yīng)力云圖(單位：MPa)

圖4顯示，工況1鉸縫下部橫向正應(yīng)力為壓應(yīng)力，但是工況5發(fā)生支座脫空后，鉸縫J3下部產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力集中，從而使得鉸縫下部產(chǎn)生破壞。

綜上，支座脫空會導致靠近脫空支座的空心板及鉸縫產(chǎn)生較大的橫向拉應(yīng)力集中，使得空心板與鉸縫處于極為不利的受力狀態(tài)，極易引起空心板主梁及鉸縫結(jié)構(gòu)的橫向受拉破壞同時也造成空心板與鉸縫的橫向粘結(jié)破壞，從而降低空心板橋的橫向連接性能，最終導致出現(xiàn)單板受力病害。

2.3 主梁豎向剪應(yīng)力分析

工況1～5計算的各空心板的最大豎向剪應(yīng)力如表3所示。

由表3可知，各空心板的最大豎向剪應(yīng)力變化相比于橫向正應(yīng)力較小。工況2和工況3計算的空心板B2～B5最大剪應(yīng)力都增大，但增幅較小；工況4計算的空心板B2、B4、B5的剪應(yīng)力也有小幅增大，而B3的剪應(yīng)力小幅減??；工況5脫空4個支座時對空心板剪應(yīng)力產(chǎn)生較大影響，其中B2的最大剪應(yīng)力為1.3MPa，相比于工況1增大88%，成為剪應(yīng)力最大的空心板，而且空心板B3的最大剪應(yīng)力明顯減小。

表3 各空心板的最大豎向剪應(yīng)力(單位：MPa)

根據(jù)計算結(jié)果，空心板的最大豎向剪應(yīng)力出現(xiàn)在工況5空心板B2的左側(cè)腹板，因此，查看工況5空心板B2左側(cè)腹板的剪應(yīng)力云圖，并和工況1對應(yīng)的位置進行對比分析，如圖5所示。

圖5 空心板B3左腹板剪應(yīng)力云圖(單位：MPa)

圖5顯示，工況1空心板的豎向剪應(yīng)力沿橋梁縱向?qū)ΨQ分布，當發(fā)生支座脫空后，空心板支座脫空一端的豎向剪應(yīng)力會增大，另一端的剪應(yīng)力基本不變，從而造成剪應(yīng)力在空心板中的重新分布，對空心板的受力產(chǎn)生不利影響。

2.4 鉸縫豎向剪應(yīng)力分析

工況1～5計算的各鉸縫的最大豎向剪應(yīng)力如表4所示。

由表4可知，鉸縫承受的豎向剪應(yīng)力相比于空心板較小，但是發(fā)生支座脫空后部分鉸縫的豎向剪應(yīng)力也會產(chǎn)生較大的增幅，其中以工況3和工況5最為顯著。工況3支座脫空后除鉸縫J3最大剪應(yīng)力減小外，其他鉸縫的最大剪應(yīng)力都有所增大。工況5鉸縫J2、J3的最大剪應(yīng)力減小，鉸縫J1、J4的最大剪應(yīng)力增大57%。

表4 各鉸縫的最大豎向剪應(yīng)力(單位：MPa)

根據(jù)計算結(jié)果，鉸縫的最大豎向剪應(yīng)力出現(xiàn)在工況5鉸縫J1。因此，查看工況5鉸縫J1的剪應(yīng)力云圖，并和工況1對應(yīng)的位置進行對比分析，如圖6所示。

圖6 鉸縫J1剪應(yīng)力云圖(單位：MPa)

由圖6可知，工況1鉸縫的豎向剪應(yīng)力也沿橋梁縱向?qū)ΨQ分布，當發(fā)生支座脫空后，鉸縫支座脫空一端的豎向剪應(yīng)力會增大，另一端的剪應(yīng)力基本不變，鉸縫中的剪應(yīng)力重新分布，使鉸縫處于較為不利的受力狀態(tài)。

綜上，支座脫空也會對空心板及鉸縫的豎向剪應(yīng)力產(chǎn)生不利的影響，使得剪應(yīng)力重新分布，部分空心板及鉸縫剪應(yīng)力增大，處于較為不利的受力狀態(tài)。再加上支座脫空對空心板及鉸縫的橫向正應(yīng)力也會產(chǎn)生極為不利的影響，從而使得空心板和鉸縫產(chǎn)生橫向受拉破壞和受剪破壞，而且傳統(tǒng)鉸縫內(nèi)部并未配置相應(yīng)的受力鋼筋，更易發(fā)生破壞。

3 結(jié)論

以交通部2008版空心板橋標準圖為研究對象，采用三維有限元分析軟件對空心板橋支座脫空的病害情況進行了數(shù)值模擬，主要結(jié)論為：

(1)支座脫空會對空心板及鉸縫的橫向正應(yīng)力產(chǎn)生較大影響，造成空心板主梁內(nèi)部橫向應(yīng)力的集中、極易使得空心板及鉸縫產(chǎn)生橫向受拉破壞。

(2)支座脫空對空心板及鉸縫的豎向剪應(yīng)力也會產(chǎn)生一定的影響，使得支座脫空端空心板和鉸縫的剪應(yīng)力增大，但總體剪應(yīng)力數(shù)值不大。

(3)當空心板橋有相鄰多個支座同時發(fā)生脫空時，對空心板橋的不利影響會更大。