強(qiáng)迫位移法在連續(xù)鋼—混凝土組合曲線箱梁橋的適應(yīng)性研究

劉 晟

(長沙理工大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410114)

0 引言

隨著交通量的日益增加、城市出行壓力增大、繁忙路口擁堵不堪，為緩解交通壓力并有效分流，修建立交橋是一個(gè)有效的解決方法。受跨越路線的需要以及建造場(chǎng)地的制約，立交橋一般具有曲率半徑小、跨越要求高、連續(xù)多跨的特點(diǎn)。另外，隨著社會(huì)的進(jìn)步，除了滿足交通線上跨越障礙物的功能要求外，人們還對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)美觀性的要求越來越高。鋼—混凝土組合箱梁能很好地發(fā)揮混凝土的抗壓性能和鋼材的抗拉、抗剪性能，具有自重輕、截面輕巧美觀、跨越能力大的優(yōu)點(diǎn)。因而連續(xù)鋼－混凝土組合曲線箱梁橋在城市立交的設(shè)計(jì)中越來越多地受到設(shè)計(jì)師們的青睞［1－3］。

但是在外荷載作用下，連續(xù)鋼－混組合梁橋負(fù)彎矩區(qū)的混凝土橋面板處于受拉，而鋼梁處于受壓的不利受力狀態(tài)。在各種荷載的組合以及其它因素作用下，負(fù)彎矩區(qū)的混凝土板往往會(huì)因拉應(yīng)力過大而開裂［4－6］，從而導(dǎo)致整個(gè)結(jié)構(gòu)的剛度降低，承載能力下降，進(jìn)而影響到結(jié)構(gòu)的安全性、使用性以及耐久性。因此，在鋼－混組合橋梁的設(shè)計(jì)過程中，會(huì)使用一些方法對(duì)負(fù)彎矩區(qū)的混凝土板施加預(yù)壓應(yīng)力，使得橋梁在成橋狀態(tài)下，具備一定的壓應(yīng)力儲(chǔ)備，以防止橋梁在正常使用狀態(tài)下出現(xiàn)混凝土板開裂的現(xiàn)象［7－9］。

在直線鋼—混組合梁橋中常見的強(qiáng)迫位移法［10］是在安裝架設(shè)鋼梁完成之后，將中支點(diǎn)所有支座預(yù)抬相同位移，接著澆筑混凝土板，待其達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后，再將中支點(diǎn)下降到成橋的標(biāo)高，這樣會(huì)在全橋范圍的混凝土板內(nèi)產(chǎn)生預(yù)壓應(yīng)力。該方法在直線鋼—混組合梁橋中已取得了較多的工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)［7，11－15］。

但對(duì)于鋼—混組合曲線箱梁橋，尤其是小半徑此類橋梁，由于曲率半徑的影響以及可能出現(xiàn)的扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象，使得這種方法的適用性可能與直橋有所不同。本文中筆者對(duì)強(qiáng)迫位移法用于鋼—混組合曲線箱梁橋進(jìn)行了分析，研究了此方法所產(chǎn)生的預(yù)壓效應(yīng)隨曲率半徑的變化趨勢(shì)以及在這種方法作用下結(jié)構(gòu)的受力性能隨曲率半徑的變化趨勢(shì)，分析結(jié)果并總結(jié)規(guī)律，為鋼－混組合曲線箱梁橋負(fù)彎矩區(qū)預(yù)壓應(yīng)力施加方案的設(shè)計(jì)提供參考。

1 工程概況

本文以某三跨連續(xù)鋼—混組合曲線箱梁橋?yàn)楣こ瘫尘埃鐝綖?5 m。該橋采用單箱雙室的箱形截面，如圖1所示，梁高 1.6 m，頂板寬 9.3 m，底緣寬5.3 m。鋼梁的橫斷面為開口箱梁，鋼梁腹板厚16 mm，翼板厚16 mm，寬600 mm，翼板頂面設(shè)置剪力釘;箱梁底緣厚24 mm，根據(jù)結(jié)構(gòu)受力需要，箱梁腹板、底緣鋼板設(shè)置縱橫向加勁肋。橋面板采用C50 鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，板厚25 cm，橫坡設(shè)置為2%，橋面板內(nèi)布置縱橫向受力鋼筋?；炷翗蛎姘逋ㄟ^剪力釘與鋼梁形成整體共同受力。

圖1 鋼混組合箱梁橫截面(單位:mm)

2 有限元模型

2.1 簡(jiǎn)化及假定

影響結(jié)構(gòu)性能的因素很多，為簡(jiǎn)化計(jì)算模型，節(jié)約計(jì)算時(shí)間和存儲(chǔ)空間，并著重關(guān)注對(duì)結(jié)構(gòu)性能影響較大的因素，因此在盡可能減小對(duì)結(jié)構(gòu)影響的前提下進(jìn)行了部分的簡(jiǎn)化和假設(shè)，如下所述:①忽略了結(jié)構(gòu)縱坡的影響;②偏保守地未考慮加勁肋的有利作用;③不考慮鋼梁與混凝土板之間的滑移，認(rèn)為剪力連接鍵可靠有效;④未考慮混凝土板收縮徐變對(duì)預(yù)壓效果和結(jié)構(gòu)受力性能的影響。

2.2 模型介紹

采用ANSYS 程序建立有限元模型，如圖2a 和圖2b 所示，其中鋼梁為shell63 的三維4 節(jié)點(diǎn)板單元，混凝土為solid185 的三維8 節(jié)點(diǎn)塊單元。

圖2 結(jié)構(gòu)有限元模型

邊界條件:A1、A2 和A4 橋墩處的外側(cè)支座采用雙向支座，即只約束豎向的位移，內(nèi)側(cè)支座采用單向支座，即約束徑向和豎向位移;A3 橋墩處的外側(cè)支座采用單向支座，即約束切向和豎向位移，內(nèi)側(cè)支座采用固定支座，即約束切向、徑向和豎向的位移。在鋼梁與混凝土交界處單元共用節(jié)點(diǎn)。

3 計(jì)算結(jié)果

在保持橋梁寬度及橫坡不變的條件下，本文研究了采用強(qiáng)迫位移法時(shí)(即在ANSYS 計(jì)算模型中，對(duì)A2 和A3 橋墩處的內(nèi)、外側(cè)支座均施加10 cm 預(yù)抬升)，曲率半徑分別為 R =200 m、R =150 m、R =125 m、R=100 m、R=75 m、R =65 m、R =55 m、R =45 m、R=35 m、R =25 m 的鋼—混組合曲線箱梁橋所產(chǎn)生的預(yù)壓效果以及在此方法作用下結(jié)構(gòu)受力性能隨曲率半徑的變化趨勢(shì)。限于篇幅，僅給出1/2結(jié)構(gòu)的計(jì)算結(jié)果。

3.1 支座反力計(jì)算結(jié)果

圖3給出了支座反力隨曲率半徑的變化曲線。

從圖3a 和圖3b 中可見，A1 橋墩處內(nèi)側(cè)支座在支座回落前、后都受壓，支座回落前的內(nèi)側(cè)支座豎向反力值隨著曲率半徑的增大而增大，支座回落后的支座豎向反力值隨著曲率半徑的增大而減小，回落前的支座反力小于回落后?；芈淝昂蟮姆戳Σ钪递^大，并且隨著曲率半徑的增大而減小。半徑為25 m 時(shí)最大，達(dá)到1 910 kN。A1 橋墩處外側(cè)支座在支落回落前、后都受壓，支座回落前的外側(cè)支座豎向反力值隨著曲率半徑的增大而減小，支座回落后的豎向反力值隨著曲率半徑的增大而增大?；芈淝昂蟮姆戳Σ钪惦S曲率半徑的增大而減小，半徑為25 m 時(shí)最大，達(dá)到 1 360 kN;半徑為 200 m 時(shí)，支反力差值接近于0。

從圖3c 和圖3d 中可見，在支座回落前，A2 橋墩處的內(nèi)側(cè)支座在各種曲率半徑下都受壓。但在支座回落后，當(dāng)曲率半徑R≤55 m 時(shí)，內(nèi)側(cè)支座出現(xiàn)了受拉的情況，當(dāng)曲率半徑＞55 m 時(shí)，內(nèi)側(cè)支座受壓。內(nèi)側(cè)支座回落前后的反力差值較大，并隨著曲率半徑的增大而減小，當(dāng)曲率半徑為25 m 時(shí)最大，反力差值達(dá)到4 670 kN。A2 橋墩處的外側(cè)支座在支座回落前、后都受壓，支座回落前豎向反力值隨著曲率半徑的改變，其值變化不大;支座回落后，豎向反力值隨曲率半徑的增大而減小。回落前后的反力差值也較大，并隨著曲率半徑的增大而減小，當(dāng)半徑為25 m 時(shí)最大，達(dá)到4 100 kN。

從支點(diǎn)回落前、后支座反力的差值可以看出，對(duì)中墩處內(nèi)、外側(cè)支座施加相同的強(qiáng)迫位移會(huì)使得結(jié)構(gòu)內(nèi)、外側(cè)支座不均。

圖3 支座豎向反力隨曲率半徑變化曲線

3.2 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

圖4和圖5分別給出了墩頂混凝土板頂緣預(yù)加正應(yīng)力和鋼梁von Mises 應(yīng)力隨曲率半徑變化的趨勢(shì)曲線。其中支座回落前、后鋼梁底緣的von Mises應(yīng)力有一定的變化，但變化不大，如支座回落前鋼梁底緣的von Mises 應(yīng)力的最大值為153 MPa(出現(xiàn)在曲率半徑等于25 m 時(shí))。因而后續(xù)的鋼梁截面應(yīng)力僅給出了支點(diǎn)回落后的計(jì)算結(jié)果，旨在反映成橋狀態(tài)下，鋼梁截面應(yīng)力隨曲率半徑的變化規(guī)律。

圖4 A2 墩頂混凝土板頂緣預(yù)加正應(yīng)力隨曲率半徑變化曲線

從圖4中可以看出，A2 墩頂混凝土板頂緣內(nèi)腹板處的預(yù)加正應(yīng)力隨著曲率半徑的增大而減小，而外腹板處的預(yù)加正應(yīng)力隨著曲率半徑的增大而增大，中腹板處的預(yù)加正應(yīng)力值隨著半徑的改變其值變化不大，并且隨著曲率半徑的增大，三者的大小趨于一致。

通過對(duì)相同曲率半徑的內(nèi)、外腹板處混凝土的預(yù)加正應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比分析可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)曲率半徑較小(小于等于55 m)時(shí)，內(nèi)、外腹板處混凝土的預(yù)加正應(yīng)力值的大小差異較大，且隨著曲率半徑的減小，這種差別更為明顯。當(dāng)曲率半徑為25 m 時(shí)，內(nèi)腹板處混凝土的預(yù)加正應(yīng)力值達(dá)到4.4 MPa，而外腹板處僅為 0.5 MPa。

對(duì)于小半徑鋼—混曲線箱梁橋而言，對(duì)中墩處內(nèi)、外側(cè)支座施加相同的強(qiáng)迫位移會(huì)對(duì)混凝土板產(chǎn)生內(nèi)、外側(cè)不一樣的預(yù)加效果。因此當(dāng)曲率半徑較小時(shí)，外側(cè)混凝土板難以達(dá)到理想的預(yù)壓效果。

圖5 回落后，鋼梁截面von Mises 應(yīng)力隨曲率半徑變化曲線

從圖5a 和圖5b 中可見，A2 橋墩處鋼梁底緣von Mises 應(yīng)力隨著曲率半徑的增大而減小。A2 橋墩處鋼梁頂緣內(nèi)腹板和中腹板的von Mises 應(yīng)力隨著曲率半徑的增大而減小，而外腹板的von Mises 應(yīng)力隨著曲率半徑的增大而略微增大，并且曲率半徑大于150 m 時(shí)，內(nèi)、外腹板的von Mises 應(yīng)力較為接近。曲率半徑對(duì)內(nèi)腹板的應(yīng)力影響較大(R 小于55 m 的范圍內(nèi))，而外腹板及中腹板的應(yīng)力對(duì)曲率半徑的變化不甚敏感。

從圖5c 和圖5d 可見，邊跨跨中鋼梁外腹板處頂、底緣的von Mises 應(yīng)力都隨著曲率半徑的增大而減小，內(nèi)腹板處頂、底緣的von Mises 應(yīng)力都隨著曲率半徑的增大而增大，中腹板的von Mises 應(yīng)力變化不大，隨著曲率半徑的增大，3 個(gè)位置的von Mises應(yīng)力值將趨于一致。

從以上結(jié)構(gòu)性能指標(biāo)隨曲率半徑的變化趨勢(shì)來看，當(dāng)曲率半徑小于55 m 時(shí)，結(jié)構(gòu)性能指標(biāo)隨曲率半徑變化曲線的斜率較大，說明在此范圍內(nèi)曲率半徑對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響較大。當(dāng)曲率半徑大于55 m時(shí)，曲線的斜率趨于平緩，曲率半徑對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響較小。

若對(duì)同一中橋墩處內(nèi)、外側(cè)支座施加不同的強(qiáng)迫位移時(shí)，可以使支座不均勻受力的現(xiàn)象得到改善，但同時(shí)會(huì)使負(fù)彎矩區(qū)混凝土板的預(yù)壓效果減弱。具體的分析將在另文中討論。

4 建議與結(jié)論

本文針對(duì)鋼—混組合曲線箱梁橋，研究了對(duì)中墩處內(nèi)、外側(cè)支座施加相同的強(qiáng)迫位移時(shí)所產(chǎn)生的預(yù)壓效應(yīng)隨曲率半徑的變化趨勢(shì)以及在此作用下結(jié)構(gòu)的受力性能隨曲率半徑的變化趨勢(shì)，得出以下結(jié)論及建議:

1)當(dāng)曲率半徑較小時(shí)，對(duì)中墩處內(nèi)、外側(cè)支座施加相同的強(qiáng)迫位移會(huì)使內(nèi)、外側(cè)混凝土板所產(chǎn)生的預(yù)加效果差異較大，并且隨著曲率半徑的減小，這種差別越為明顯。因而對(duì)于小半徑鋼－混凝土曲線箱梁橋而言，如此施加強(qiáng)迫位移難以使負(fù)彎矩區(qū)外側(cè)混凝土板達(dá)到理想的預(yù)壓效果。

2)對(duì)于小半徑鋼－混組合曲線箱梁橋，對(duì)中墩處內(nèi)、外側(cè)支座施加相同的強(qiáng)迫位移會(huì)使結(jié)構(gòu)出現(xiàn)內(nèi)側(cè)支座卸載，外側(cè)支座加載的情況，從而造成內(nèi)、外側(cè)支座受力嚴(yán)重不均勻。

3)對(duì)中墩處內(nèi)、外側(cè)支座施加相同的強(qiáng)迫位移會(huì)使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較明顯的扭轉(zhuǎn)，導(dǎo)致內(nèi)、外側(cè)鋼梁、混凝土板應(yīng)力及內(nèi)、外支座反力差異較大，因此在小半徑的鋼—混組合結(jié)構(gòu)曲線箱梁橋中需謹(jǐn)慎使用。

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