楊 健 李銀斌 阮 欣
(1.貴州省交通規(guī)劃勘察設(shè)計研究院股份有限公司 貴陽 550001;2.同濟(jì)大學(xué) 上海 200092)
大跨度斜拉橋中,結(jié)構(gòu)自重在總荷載中所占的比重較大,為盡可能減輕自重,雙索面混凝土斜拉橋主梁截面由箱型逐漸演變?yōu)閹н呏髁旱睦甙褰Y(jié)構(gòu)形式——π型主梁[1]。該截面形式能夠有效降低自重,便于懸臂施工,且具有較好的承載性能,是一種極具競爭力的主梁形式,但其截面設(shè)計理論方面尚存在待研究和解決的問題。
因π型主梁梁肋與橋面板剛度不同,由腹板傳遞的剪力流在邊緣上受拉要大一些,而向板內(nèi)傳遞的過程中,由于橋面板發(fā)生剪切變形,拉應(yīng)力會逐漸減小,故應(yīng)力在橋面板橫向上的分布是不均勻的,該不均勻特征稱之為剪力滯效應(yīng)。
π型梁在施工階段可能發(fā)生正或負(fù)剪力滯效應(yīng),根據(jù)定義,若肋板處正應(yīng)力大于初等梁理論的計算值,則稱之為“正剪力滯”效應(yīng),若肋板處正應(yīng)力小于初等梁理論的計算值,則稱之為“負(fù)剪力滯”效應(yīng),π型主梁正負(fù)剪力滯效應(yīng)見圖1。
圖1 正負(fù)剪力滯示意圖
我國現(xiàn)行規(guī)范缺少對π型主梁剪力滯系數(shù)的相關(guān)規(guī)定,且大多數(shù)開展的研究采用增廣位移法[2-4]等理論解析 方法或有限元法[5]對特定荷載情況下的箱梁進(jìn)行研究,而少數(shù)針對多肋式梁橋[6]或者π型主梁[7]剪力滯系數(shù)的研究工作也僅針對特定荷載情況,不能考慮施工階段中結(jié)構(gòu)形式以及恒載效應(yīng)多變的情況。
綜上所述,研究并明確π型主梁在關(guān)鍵施工階段下的剪力滯效應(yīng),對于設(shè)計是十分重要的。本文以某π型主梁斜拉橋?yàn)槔?,采用?shí)體有限單元法,開展關(guān)鍵施工工況下主梁恒載剪力滯效應(yīng)的相關(guān)研究工作,其結(jié)論及分析思路可為同類工程提供借鑒。
貴州省某斜拉橋?yàn)?跨連續(xù)預(yù)應(yīng)力混凝土斜拉橋,跨度組合為195m+438m+195m,交角90°,橋梁全長828m。橋面由兩側(cè)1.3m斜拉索區(qū)和21.5m行車道組成,全寬24.1m。橋面鋪裝為防水層+10cm厚瀝青混凝土,主梁采用C60高強(qiáng)混凝土。橋梁總體布置及橫斷面布置見圖2、圖3。
圖2 橋梁總體布置圖(單位:m)
圖3 π型主梁橫斷面(單位:m)
采用大型通用有限元程序ANSYS建立全橋空間有限元模型,由于僅關(guān)注主梁空間應(yīng)力狀態(tài),主梁采用空間實(shí)體單元Solid45模擬,而主塔則采用空間梁單元Beam188模擬。縱向預(yù)應(yīng)力鋼筋采用Link8單元模擬,斜拉索采用Link10單元模擬,斜拉索與主塔間以Beam4單元形成的剛臂進(jìn)行連接,整體模型見圖4。
圖4 橋模型
由于各施工階段結(jié)構(gòu)體系和荷載形式不同,對剪力滯影響也不相同,選取較為關(guān)鍵的最大雙懸臂工況以及成橋工況進(jìn)行恒載剪力滯系數(shù)分析,工況及說明見表1。
表1 計算工況說明
計算選取次邊跨跨中、邊跨跨中、主塔根部、主跨四分點(diǎn)、主跨跨中等5個關(guān)鍵位置附近截面(避開橫梁)進(jìn)行研究分析,截面編號依次為1~5,位置見圖5。
圖5 截面編號
對于本橋,研究在主梁橫截面上定義12個點(diǎn)(頂板A~G、底板H~L)來描述斷面應(yīng)力分布特性,各點(diǎn)在橫斷面上的相對位置見圖6。
圖6 剪力滯研究關(guān)鍵點(diǎn)
剪力滯系數(shù)定義為考慮剪力滯效應(yīng)所求得的正應(yīng)力與按簡單梁理論所求得的正應(yīng)力比值。由于剪力滯效應(yīng)僅引起截面正應(yīng)力重分布,初等梁理論求得的正應(yīng)力與平均正應(yīng)力相差較小,本文以平均應(yīng)力值代替初等梁理論值進(jìn)行計算。以A點(diǎn)為例,剪力滯系數(shù)可描述為:
式中:σA為考慮剪力滯效應(yīng)所求得的A點(diǎn)正應(yīng)力;ˉσs為平均應(yīng)力值。
以4,5號截面為例,將各工況應(yīng)力繪制于圖7,因其橋面中心線對稱,各工況僅示出一半。
圖7 工況截面縱向應(yīng)力分布圖(單位:MPa,受壓為負(fù))
工況一為最大雙懸臂工況,由于該工況下主跨跨中塊段尚未施工,跨中截面即5號截面無應(yīng)力數(shù)據(jù)。
斜拉橋主梁受自重均布力、索力豎向分力以及索力軸向分力綜合作用,其應(yīng)力狀態(tài)較為復(fù)雜,正負(fù)剪力滯現(xiàn)象由施工索力狀態(tài)以及邊界支承條件決定,均有可能產(chǎn)生。據(jù)分析可知:
(1)1號截面剪力滯效應(yīng)并不明顯,上下緣應(yīng)力分布較為均勻,這是因?yàn)楸窘孛媪豪邔挾认鄬^寬,橋面板較窄的緣故。
(2)2工況下2,3號截面均受負(fù)剪力滯影響,其中3號截面下緣因設(shè)置臨時縱向支承,出現(xiàn)局部應(yīng)力集中區(qū)域。
(3)4號截面受正剪力滯效應(yīng)影響,梁肋處的正應(yīng)力大于橋面板處正應(yīng)力,但該效應(yīng)較小,在工況一及工況二下,頂緣最大與最小正應(yīng)力比值分別為1.05與1.08。
(4)5號截面在成橋后受負(fù)剪力滯效應(yīng)影響,梁肋處正應(yīng)力小于橋面板處正應(yīng)力。
(1)工況一。根據(jù)有限元分析方法求解工況一關(guān)鍵點(diǎn)剪力滯系數(shù),匯總見表2、表3。
表2 工況一頂板關(guān)鍵點(diǎn)剪力滯系數(shù)
表3 工況一底板關(guān)鍵點(diǎn)剪力滯系數(shù)
根據(jù)工況一計算結(jié)果可以看出:①絕大多數(shù)計算點(diǎn)的剪力滯系數(shù)均在0.9到1.1之間;②3號截面頂A-G、底板H-L關(guān)鍵點(diǎn)剪力滯系數(shù)波動較大,頂板剪力滯系數(shù)最小為0.847(A點(diǎn)),最大為1.071(F點(diǎn))。底板剪力滯系數(shù)最小不均勻系數(shù)為0.576(J點(diǎn)),最大為1.427(K 點(diǎn)),這是由于3號截面為塔根部主梁斷面,在施工中設(shè)臨時縱向支承引起局部應(yīng)力集中的緣故。
(2)工況二。根據(jù)有限元分析方法求解工況二關(guān)鍵點(diǎn)剪力滯系數(shù),匯總見表4、表5。
表4 工況二頂板關(guān)鍵點(diǎn)剪力滯系數(shù)
表5 工況二底板關(guān)鍵點(diǎn)剪力滯系數(shù)
根據(jù)工況二計算結(jié)果可以看出:①絕大多數(shù)計算點(diǎn)的剪力滯系數(shù)均在0.9~1.1之間;②3號截面底板H-L關(guān)鍵點(diǎn)剪力滯系數(shù)波動較大,底板剪力滯系數(shù)最小為0.873(K 點(diǎn)),最大為1.18(I點(diǎn));③5號截面底板L點(diǎn)的不均勻系數(shù)略大,為1.164,其余各點(diǎn)均在0.9~1.1之間。
出于設(shè)計中僅關(guān)注梁肋及橋面板最大剪力滯效應(yīng)考慮,提取匯總各截面梁肋以及橋面板處的最大剪力滯系數(shù)進(jìn)行分析,匯總見圖8。
圖8 各截面梁肋與橋面板剪力滯系數(shù)
根據(jù)梁肋及橋面板剪力滯系數(shù)分布規(guī)律得出:
(1)3號截面在工況一與工況二下的剪力滯系數(shù)差別較大,這是由于臨時約束解除的緣故。
(2)梁肋上緣剪力滯系數(shù)大多數(shù)在0.9~1.0之間,3號截面略小于0.9,4號截面則略超出;設(shè)計中梁肋上緣的剪力滯系數(shù)可按1.0考慮。
(3)1,2,4號截面梁肋下緣剪力滯系數(shù)大多在1.0~1.1之間,設(shè)計中可按1.1考慮;工況一3號截面由于下緣局部應(yīng)力集中,可根據(jù)工況二成橋工況選用,取為1.2;中跨跨中5號截面梁肋下緣最大剪力滯系數(shù)為1.164,也可偏安全按1.2考慮。
(4)工況一及工況二橋面板最大剪力滯系數(shù)均在1.016~1.071之間,可偏安全按1.1考慮。
(1)剪力滯效應(yīng)受截面特性內(nèi)力狀態(tài)以及支承邊界影響,次邊跨跨中、塔根、中跨跨中為負(fù)剪滯效應(yīng),中跨四分點(diǎn)為正剪滯效應(yīng)。
(2)最大雙懸臂工況及成橋工況下,除約束邊界改變的3號截面剪力滯系數(shù)相差較大外,其余截面(除未澆筑的中跨跨中截面)剪力滯系數(shù)相差不大。
(3)梁肋上緣恒載剪力滯系數(shù)可取為1.0;梁肋下緣剪力滯系數(shù),塔根處可取為1.2,其余截面可取為1.1;橋面板剪力滯系數(shù)可取為1.1。
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