組合索塔錨固區(qū)水平受力機理的理論與試驗

蘇慶田,秦 飛

(同濟大學 橋梁工程系, 上海200092)

鋼與混凝土組合結構索塔作為一種新型結構形式(圖1)開始應用于大跨度斜拉橋中[1-3].它由混凝土塔壁和鋼錨箱組成,混凝土塔壁從承臺的頂面一直延續(xù)到索塔的頂部,鋼錨箱位于索塔頂部錨固斜拉索的位置,鋼錨箱與混凝土塔壁通過連接件結合到一起.鋼與混凝土組合索塔是一種受力比較合理的結構,近些年開始在大跨度斜拉橋中使用, 如法國的Normandy 大橋、希臘的Rion-Antirion 大橋以及中國的蘇通大橋、上海長江大橋、濟南黃河三橋、鄂東大橋等均采用了這種結構形式.

鋼與混凝土組合索塔在沿索塔高度方向上具有常規(guī)組合構件的特性[4-5],與鋼管混凝土構件和型鋼混凝土構件組合原理相似,可以采用組合結構的理論計算方法來分析組合索塔沿索塔高度方向上整體受力特性.然而組合索塔這種組合結構在橫截面上的受力與常規(guī)的組合構件有很大的不同,斜拉索的斜向拉力使組合索塔產生較大的水平分力,是控制整個索塔受力的最關鍵部位之一,該部位的拉索水平分力使組合索塔在水平面內產生較大變形,而這種橫截面的變形在常規(guī)的組合構件中是沒有考慮的.

國內外對鋼與混凝土組合結構索塔的研究主要是針對單個工程進行的, 目前主要借助數(shù)值計算[1,6]和試驗方法[2-3,7-8],對于其受力機理主要集中在錨固區(qū)的空間傳力上的研究.根據(jù)大量數(shù)值計算和試驗結果的研究發(fā)現(xiàn)組合索塔混凝土塔壁外表面在橫橋向中心部位的應力較大,容易發(fā)生開裂, 主要是因為斜拉索索力的水平分力使組合索塔產生了較大的橫向變形引起.目前對于組合索塔受力機理的試驗研究均采用了一個鋼錨箱高度范圍的節(jié)段進行研究,施加的荷載沿實橋中斜拉索方向,該方法能夠較好反映鋼錨箱的真實受力情況,但由于模型高度的限制以及邊界條件的影響使混凝土受力在高度方向不均勻,試驗模型的混凝土塔壁受力情況與真實結構的受力情況有所不同.本文采用理論推導和試驗相結合的方法,對組合索塔的水平受力機理進行研究.

圖1 組合索塔Fig .1 Composite cable-pylon

1 鋼-混凝土組合索塔水平受力分析模型轉換

鋼-混凝土組合索塔的四周是一圈完整的混凝土塔壁,塔壁內部放置鋼錨箱,鋼錨箱與混凝土塔壁通過連接件結合起來.鋼錨箱中鋼板數(shù)量眾多, 有錨墊板、承壓板、支承板、加勁板、側板、隔板和端板組成.當索塔中有多個鋼錨箱且鋼錨箱之間相互連接時, 在斜向斜拉索索力作用下鋼錨箱的側板以及混凝土塔壁的應力在高度方向分布相對均勻,因此當取一個節(jié)段高度的組合索塔分析在拉索水平分力作用下的受力時可以按照圖2 所示的方式進行轉換.這種轉換在結構上是把鋼錨箱的支承板由傾斜方向變?yōu)樗椒较? 與之相連的加勁板和承壓板也隨之轉動,錨箱中的側板和端板與原結構相同.這種轉換在受力上只是在側板上與承壓板相連的部位附近與原結構不同,但混凝土的受力與真實索塔相同, 側板中間部位及鋼錨箱大部分板件的受力與原結構接近.

2 組合索塔水平受力的理論計算

對組合索塔進行受力分析時, 由于結構的復雜往往需采用實體有限元的方法進行計算, 這種方法不易被一般工程設計人員使用.本文為此提出一種簡化的計算方法,以圖2b 所示的轉換后的索塔傳遞水平力為研究對象,將圖1 中水平方向受力的組合索塔簡化為一框架結構,如圖3a 所示, 取混凝土塔壁的中心線作為框架結構的外部尺寸, 取鋼錨箱側板作為內部構件,其長度為側板長度,連接鋼錨箱側板與混凝土構件的是一剛臂, 長度為混凝土塔壁厚度的1/2 .

圖2 組合索塔水平方向受力等效變換Fig .2 Equal change of horizontal force transferring in composite cable-pylon

由實際的組合索塔到簡化的框架模型時需對結構進行適當?shù)奶幚?首先忽略了混凝土塔壁隅角處的局部截面變化;其次是鋼錨箱中間的橫隔板厚度較薄且開有孔洞,與錨箱側板相比受力較小,可以忽略隔板的受力;再次是鋼錨箱的側板在中間部位窄、兩端寬, 對側板的模擬采用了2 種截面形式;最后, 在鋼錨箱與塔壁混凝土結合段處,鋼錨箱端板與塔壁混凝土通過連接件相連, 該部位具有組合截面的特點, 但是又不能簡單地把混凝土塔壁與鋼錨箱的端板、支承板和承壓板組成的封閉鋼箱完全組合,也不可忽略鋼結構的作用只取混凝土塔壁部分.根據(jù)該部位鋼錨箱的受力特點:承壓板主要承受錨墊板傳來的壓力, 通過支承板把大部分的力向鋼錨箱的側板傳遞、小部分的力向端板傳遞,這樣可以認為承壓板不參與組合截面,只有端板及一部分支承板起到參與組合截面的作用, 但是支承板具體有多少參與組合截面很難準確界定.為了簡化計算, 認為壓力在支承板中以近45°的夾角進行擴散,這樣可以近似取1/2 長度的支承板參與組合截面.

由實際的組合索塔到簡化的框架模型時需對外荷載進行適當?shù)奶幚?根據(jù)對鋼錨箱受力機理的研究[9],斜拉索索力作用在錨墊板上, 經過板件間的傳遞后大部分力集中在支承板與側板的焊縫上,較少的一部分力通過支承板傳到了混凝土塔壁上, 因此假設拉索力全部在支承板與側板的焊縫上均勻分布.

在實橋的錨固區(qū)索塔節(jié)段處, 左右兩邊的斜拉索水平分力一般是不相等的, 但相差不大.偏于安全,取較大的水平分力代替較小的水平分力, 使得左右荷載對稱.另外, 混凝土索塔鋼錨箱的橫截面也是對稱的, 因此平面框架模型可以按正對稱模型簡化, 只取圖3b 所示1/4 結構進行分析.在圖3b 所示1/4 結構中,AC段L1為兩順橋向混凝土塔壁中心線間距的1/2 ,CD段L2為兩橫橋向混凝土塔壁中心線間距的1/2 ,AB段L3為鋼錨箱寬度的1/2 ,B C段L4為鋼錨箱側板與順橋向塔壁中心線間的橫橋向混凝土塔壁長度,FG段L5為鋼錨箱側板中間(寬度較窄)部分長度的1/2 ,E F段L6為鋼錨箱側板的一個端板(寬度較寬)部分長度,BE段為剛性域, 長度為橫橋向混凝土塔壁厚度的1/2 .結構中BC段和CD段為混凝土截面, 彈性模量為Ec,EF段和FG段為鋼截面,彈性模量為Es,AB段為鋼與混凝土組合截面,彈性模量為Eo,各部分的截面特性如截面積A、慣性矩I、面積矩W、厚度t等見圖3b 所 示, 組合截面的取法按照前文所述.模型中EF段受到均勻的剪力流q=P/L6作用,P為單根斜拉索的水平分力.

進一步將1/4 平面框架模型分解為如圖3c的混凝土隔離體部分和鋼隔離體部分, 兩隔離體間的作用力與反作用力為Pc(即混凝土塔壁所承擔到的拉索水平分力), 鋼錨箱所承擔到的拉力為Ps.取鋼錨箱側板與混凝土塔壁的交點處為變形協(xié)調點, 建立變形協(xié)調方程.

圖3 平面框架簡化模型Fig .3 Simplified plane frame model

根據(jù)鋼隔離體的力平衡條件

可解得

其中,C0為混凝土塔壁所分擔到斜拉索水平分力的比例.

式中:fN2=L2/(EcA2),fM2=L2/(EcI2),fM3=L3/(EoI3),fM4=L4/(EcI4),k A,kD分別代表混凝土隔離體在單位力=1 的作用下A點和D點的彎矩值,由力法方程可求得

于是可知混凝土塔壁E點作用Pc時,結構中A點和D點的彎矩分別為

則塔壁D點內、外側混凝土應力和A點外側混凝土應力為

以上的推導是假設鋼材和混凝土均處于彈性狀態(tài), 實際上塔壁中的混凝土常常是處于帶裂縫的工作狀態(tài).根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》[10](JTG D62 —2004)對不允許混凝土開裂的構件其抗彎剛度為EcI,允許混凝土開裂的構件其抗彎剛度可采用0 .8EcI,本文參照此條規(guī)定,考慮塔壁混凝土開裂影響則采用彈性模量折減的方法,折減系數(shù)取0 .8 .

3 組合索塔水平受力機理的試驗

3.1 試驗概況

為了研究組合索塔水平方向受力的機理, 結合一實際工程進行了足尺模型試驗,如圖4 所示.模型高度2 .30 m ,平面尺寸8 .00 m ×8 .40 m ,塔壁混凝土厚度900 mm ,鋼錨箱除端板和加勁板厚度分別為30 mm 和25 mm 外,其他板件厚度均為40 mm ,模型中混凝土配筋與實橋相同(圖中未示).模型加載如圖5 所示, 在左右兩邊的錨墊板中間各設2 臺噸位650 t 的千斤頂,千斤頂?shù)耐屏头戳νㄟ^兩邊的鋼分配梁傳到錨墊板進而傳遞到整個結構中.

圖4 索塔錨固區(qū)節(jié)段加載模型示意圖(單位:cm)Fig .4 Schematic loading instruments on cable-pylon anchorage segment(unit:cm)

試驗當天測試的混凝土彈性模量為42 .2 GPa,鋼材彈性模量為218 GPa .

3.2 試驗結果

實橋在運營情況下單根斜拉索水平分力最大值為5 439 kN,限于篇幅這里僅給出千斤頂在每個錨墊板上作用5 439 kN 壓力時索塔的受力情況.

圖5 給出了塔壁各表面的實測應力值,圖中1 —1～4 —4 區(qū)位置見圖4 .由于試驗模型對稱, 圖中給出了1/2 結構的測試結果.由圖5 可見,橫橋向塔壁外側和順橋向塔壁內側混凝土受拉, 橫橋向塔壁內側和順橋向塔壁外側混凝土受壓.橫橋向塔壁中間部分應力較大、兩邊應力較小,在索孔處混凝土的拉應力最大, 導致塔壁混凝土從該位置開始開裂,在橫橋向塔壁外側混凝土表面對應著鋼錨箱范圍內已有多處開裂.由于同一位置處的應力沿高度方向并不完全相同, 這里取它們的平均值作為該處的應力值,得到橫橋向塔壁外側中心點、順橋向塔壁內側中心點和外側中心點的應力分別為 2 .24,2 .22 ,-1 .41 MPa.

圖6 給出了鋼錨箱側板的實測應力值.由圖可以看出,在靠近承壓板附近的側板應力較大,由單向應變片的測試結果可見側板大部分受拉,在靠近端板附近受壓.側板中間部分拉應力均值為91 .5 MPa.

圖5 混凝土塔壁實測應力(單位:MPa)Fig.5 Measured stresses of concrete wall(unit:MPa)

圖6 側板實測應力結果(單位:MPa)Fig.6 Measured stresses of lateral plate(unit:MPa)

3 .3 結果比較

以順橋向塔壁中心截面的測試應力平均值與該截面的面積乘積作為混凝土塔壁承受的軸向拉力,以鋼錨箱側板中心截面的測試應力平均值與該截面的面積乘積作為側板承受的軸向拉力, 得到單側混凝土塔壁承受拉力為838 kN,單側鋼錨箱側板承受拉力為4 758 kN ,見表1 ,二者之和是單個千斤頂施加推力的1 .05 倍,這是由于試驗測試誤差及觀測點的應力均值與整個截面的應力均值間的誤差等原因造成的.本文以測試結果為準得到試驗模型中鋼錨箱承擔拉索水平分力的比例為85 .02 %,混凝土塔壁承擔的拉索水平分力的比例為14 .98 %,而按照本文提出的計算方法得到鋼錨箱和混凝土塔壁承擔的拉索水平力的比例分別為83 .18 %和16 .82 %.

同樣采用本文提出的計算方法對試驗模型進行計算,計算時考慮與鋼錨箱端部相連的塔壁混凝土開裂影響, 得到了混凝土塔壁和鋼錨箱承擔的水平力及其比例,結果見表1 .表中還對組合索塔幾個關鍵控制點的應力進行了比較, 這幾個控制點的位置見圖4 所示.由表中的數(shù)值可知本文的計算方法得到的結果與試驗測試結果比較接近.

表1 理論計算與實測結果比較Tab.1 Comparison between theory calculation results and experimental results

4 結論

通過對組合索塔這種復雜結構的構造和受力機理的分析總結, 對組合索塔的水平受力機理得到以下結論:

(1)通過對組合索塔復雜構件的簡化得到了用于索塔水平受力分析的簡化計算模型, 并推導了用于組合索塔水平受力的計算式.通過與試驗結果對比,本文提出的計算方法有較好的準確性, 可用于組合索塔結構水平受力計算.

(2)在鋼與混凝土組合索塔中, 鋼錨箱能承擔80 %以上的拉索水平力, 而混凝土塔壁承擔的拉索水平力不到20 %,但在橫橋向塔壁局部位置會引起混凝土開裂,在設計中應引起足夠重視.

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