空心板梁鉸縫受力性能節段模型試驗研究

邱志雄，劉 利，張 勇

(1.廣東潮惠高速公路有限公司，廣東廣州 510100;2.中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，北京 100081)

裝配式空心板梁由于其建筑高度低、自重輕、施工方便、可大批量工廠化集中預制，在公路中小跨徑橋梁中被廣泛應用?？招陌辶洪g鉸縫構造及整體化層厚度，是決定多片式空心板梁相互協同工作的重要構造因素，而鉸縫構造的優劣取決于其傳遞荷載的能力。目前國內多條高速公路上空心板梁橋存在因鉸縫失效，導致橋面鋪裝層沿鉸縫處縱向開裂等病害;鉸縫受力機理研究及其構造優化，已成為設計人員日益關注的技術難題。

廣東省高速公路設計標準化課題組在廣泛調研國內外空心板梁鉸縫構造的基礎上，對增設端橫梁和加大整體化層厚度進行了對比分析，最終確定的構造設計為深鉸縫+15 cm整體化層，同時將腹板箍筋伸出預制梁頂面，與整體化層鋼筋網連接，加強預制梁與整體化層的整體性，確保各片空心板梁協同工作。由于此類構造在空心板結構中尚屬首次采用，設計人員對上述構造下鉸縫的受力性能難以準確把握，且設計單位、咨詢單位及與會專家對整體化層厚度取值存在不同意見。鑒于此，設計標準化研究課題組決定對采用上述構造的空心板梁鉸縫開展模型試驗研究，通過試驗測試分析鉸縫的受力性能。

1 試驗模型

1.1 模型設計

為了測試空心板梁間鉸縫的受力性能，試驗在局部足尺模型上開展測試工作。模型橫橋向由三片空心板梁及兩道鉸縫組成，空心板梁根據跨中截面實際尺寸制作，試驗模型順橋向長度取100 cm，梁高85 cm，寬124 cm，頂底板厚均為12 cm，鉸縫構造及鋼筋設置均與設計標準一致。

為了模擬現狀空心板梁橋存在的鉸縫失效病害，同時研究不同整體化層厚度對鉸縫受力性能的影響，試驗時將模型分為兩類進行制作。

第一類:梁間鉸縫按設計要求施工，鉸縫處梁體腹板進行鑿毛處理，模擬鉸縫混凝土與預制梁混凝土黏結正常時鉸縫的受力性能。此類模型整體化層厚度分4種情況考慮，即無整體化層、厚10，12和15 cm整體化層。

第二類:梁間鉸縫施工時采用塑膠薄膜隔絕鉸縫混凝土與預制梁混凝土之間的黏結，模擬鉸縫施工質量不良時鉸縫的受力性能。此類模型整體化層厚度分3種情況考慮，即10，12和15 cm整體化層。

根據模型鉸縫黏結形式及整體化層的不同厚度，分別將試驗模型編號(表1)，兩類模型梁共制作了7個，第二類模型梁構造見圖1。

表1 空心板鉸縫模型編號

圖1 第二類模型結構示意(單位:mm)

1.2 模型制作

模型的澆筑順序按照實橋施工順序進行。模型制作施工流程為:①鋼筋綁扎;②布置鋼筋應變測點;③單個空心板梁澆筑，蒸汽養護16 h;④ 拼裝三塊空心板梁，按照兩類不同模型的要求澆筑鉸縫及整體化層;⑤蒸汽養護16 h后，拆模并進行鉸縫防護、模型存放?？招陌迥Ｐ椭瞥尚鸵妶D2。

圖2 試驗模型外觀

2 測點布置及試驗加載

2.1 測點布置

2.1.1 應變測試

1)在模型制作過程中，每個鉸縫處選擇2根下緣橫向水平搭接鋼筋，預貼8個應變測點，1根交叉鋼筋預貼3個應變測點，每個鉸縫共11個鋼筋應變測點。

2)整體化層混凝土沿截面高度應變的測試，在每個模型2個鉸縫處頂端整體化層的兩側沿截面高度布置4～6個混凝土應變測點(共16～24個測點)，測試整體化層在試驗過程中受力情況。測點布置見圖3。

2.1.2 變形測試

1)測試模型兩側空心板梁的轉角，每個模型頂面每條鉸縫處布置2個豎向位移測點(共4個測點)，測試兩側空心板梁在豎向荷載作用下撓度大小，換算成兩側空心板梁間鉸縫轉角隨荷載關系，推算鉸縫開裂荷載。測點布置見圖4。

2)空心板梁鉸縫沿截面高度橫向變形的測試，在每個梁單側每條鉸縫處沿截面高度布置3個橫向變形測點(共6個測點)，測試鉸縫開裂狀況，測點布置見圖5。

圖3 整體化層應變測點布置示意(單位:mm)

圖4 兩側空心板梁豎向撓度測點布置俯視(單位:mm)

圖5 模型鉸縫裂縫測點布置(單位:mm)

2.2 試驗加載

本次模型試驗采用500 kN脈沖疲勞試驗機進行加載，試驗機精度為Ⅰ級。試驗時采用550 mm×300 mm×100 mm板式橡膠支座在外側梁體底板中央提供豎向彈性支撐，利用橡膠支座的剪切及轉動能力，模擬多片式空心板梁在正常使用過程中相鄰梁體的約束;在中間空心板梁頂板中心通過試驗機作動器分級施加豎向荷載，直至空心板梁間鉸縫混凝土或者整體化層混凝土破壞為止，加載狀況見圖6。

為了較準確記錄模型鉸縫的開裂荷載及破壞形態，采用逐級遞加的方式，從0開始加載，以20 kN為一級，加載至模型鉸縫或者整體化層破壞為止，最終得出每個模型的極限承載能力。

圖6 模型加載試驗

3 試驗結果分析

3.1 梁體轉角

1)第一類模型

在較小荷載作用下，鉸縫轉角與荷載呈較好的線性相關，鉸縫混凝土與梁體腹板混凝土黏結未破壞;隨著試驗荷載不斷加大，鉸縫混凝土與梁體腹板混凝土出現脫開，鉸縫連接力變為僅靠鉸縫底端橫向水平鋼筋承受，模型整體剛度降低，推算該類模型鉸縫開裂荷載見表2，HJUF-1及HJUF-4(整體化層厚度分別為15，0 cm)模型鉸縫轉角與荷載關系分別見圖7、圖8。

表2 第一類模型鉸縫開裂荷載

圖7 HJUF-1模型鉸縫轉角與荷載關系

2)第二類模型

圖8 HJUF-4模型鉸縫轉角與荷載關系

與第一類模型相比，第二類模型傳遞彎矩能力偏小，分別為43%，54%，31%，在第一類模型鉸縫開裂以后，兩類模型鉸縫均僅靠鉸縫下緣鋼筋約束，鉸縫轉角隨荷載增大速率近乎一致，梁間鉸縫傳遞彎矩能力相當。兩類模型(HJUF-2，HJF-2)鉸縫轉角隨荷載變化關系如圖9所示。

圖9 HJUF-2模型與HJF-2模型鉸縫轉角對比

3)小結

從鉸縫轉角測試結果可知，對于鉸縫混凝土鑿毛有黏結的第一類模型，整體化層越厚，鉸縫抗裂彎矩越大;在正常使用荷載作用下，15 cm厚整體化層空心板梁鉸縫應不會開裂，而12 cm及10 cm厚整體化層空心板梁鉸縫將出現開裂。鉸縫開裂前傳遞彎矩的能力介于剛接和鉸接之間，鉸縫處鑿毛黏結模型開裂前傳遞彎矩能力明顯優于鉸縫處無黏結模型，鉸縫開裂后與無黏接的第二類模型相近，接近于鉸接模式，兩類模型傳遞彎矩能力相當。無整體化層模型抗裂彎矩遠小于理論計算正常使用荷載值。

3.2 鉸縫下緣變形

第一類模型開裂前鉸縫處于全截面受力狀態，鉸縫處混凝土換算應變與荷載呈線性變化。隨著試驗荷載增大，鉸縫下緣混凝土開裂，裂縫擴展速率加快;第二類模型鉸縫由于混凝土間黏結力失效，梁間鉸縫加載之初已開裂，裂縫寬度隨荷載增加不斷增大。兩類模型(HJUF-2，HJF-2)鉸縫下緣變形隨荷載變化關系如圖10所示。從圖可以看出，第二類模型鉸縫下緣變形明顯大于第一類模型。

圖10 兩類模型鉸縫下緣變形對比

3.3 鉸縫鋼筋應力

對于第一類模型，在鉸縫混凝土開裂前，鉸縫內水平筋應力水平很低，當試驗荷載達到開裂荷載時，水平鋼筋應力水平較高，鋼筋受力顯著。在相同荷載作用下，第二類模型水平鋼筋應力顯著高于第一類模型。

兩類模型鉸縫內交叉鋼筋，在鉸縫傳力過程中應力值處于很低水平，且隨著試驗荷載增大僅略微增加，表明內交叉鋼筋在鉸縫傳遞彎矩和剪力作用較小。

3.4 鉸縫處整體化層受力

試驗荷載從0增大到最大剪力工況過程中，兩類模型整體化層均處于全截面受壓狀態;當試驗荷載繼續增大時，第二類模型整體化層下緣將出現拉應力作用。各個模型整體化層下緣從受壓轉變為受拉時的臨界荷載見表3。

表3 模型整體化層下緣受力轉化臨界荷載

從表3測試結果可知，鉸縫黏結有效模型整體化層受拉臨界荷載明顯高于鉸縫黏結無效模型，當試驗荷載超過模型整體化層受力臨界荷載后，整體化層下緣將產生拉應力。實橋運營過程中，活載反復作用下產生的剪力將導致鉸縫處整體化層混凝土的開裂、破壞，最終造成橋面鋪裝的縱向開裂破壞。

4 結論

1)對于鉸縫鑿毛黏結模型，整體化層越厚，鉸縫抗裂彎矩越大，在相同荷載作用下鉸縫下緣裂縫寬度越小;在正常使用荷載作用下，15 cm厚整體化層空心板梁鉸縫應不會開裂。無整體化層模型抗裂彎矩遠小于理論計算正常使用荷載值。

2)開裂前鉸縫處鑿毛黏結模型傳遞彎矩能力明顯優于鉸縫處無黏結模型，傳遞彎矩的能力介于剛接和鉸接之間;開裂后兩類模型傳遞彎矩能力相當，近乎于鉸接模式;在正常使用荷載作用下，鉸縫無黏結模型下緣變形明顯大于鉸縫鑿毛黏結模型。

3)鉸縫鑿毛黏結模型鉸縫開裂前水平筋應力值較低，鉸縫開裂后水平筋受力顯著上升;鉸縫鑿毛黏結模型水平筋應力水平低于鉸縫無黏結模型。

4)在正常使用荷載最大彎矩工況荷載作用下，兩類模型鉸縫內交叉筋應力值水平較低，隨著試驗荷載增大僅略微增加，表明鉸縫內交叉筋在鉸縫傳遞彎矩和剪力過程中作用較小。

5)在正常使用荷載作用下，兩類模型整體化層均處于全截面受壓狀態;鉸縫黏結有效模型整體化層下緣受拉臨界荷載明顯高于鉸縫黏結無效模型;當試驗荷載超過模型整體化層下緣受拉臨界荷載后，整體化層下緣產生拉應力。

6)鉸縫下緣變形、鉸縫內水平筋應力水平及整體化層下緣受拉臨界荷載均受鉸縫界面混凝土黏結好壞和橫向水平鋼筋連接狀態影響，實橋施工時應加強鉸縫處預制梁腹板鑿毛和水平鋼筋質量控制。

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