斜拉橋PK斷面鋼混組合梁混凝土橋面板受力性能分析

張鐵虎, 張　云

(1. 西安公路研究院, 陜西 西安　710065; 2. 中交第一公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司, 陜西 西安　710075)

?

斜拉橋PK斷面鋼混組合梁混凝土橋面板受力性能分析

張鐵虎1, 張?jiān)?

(1. 西安公路研究院, 陜西 西安710065; 2. 中交第一公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司, 陜西 西安710075)

針對(duì)選擇PK斷面組合梁時(shí),必須面對(duì)阻礙其在斜拉橋中大量應(yīng)用的主要因素----混凝土橋面板開裂問(wèn)題,通過(guò)工程實(shí)例,運(yùn)用ANSYS軟件仿真模擬,分析了PK斷面組合梁中橋面板的應(yīng)力大小及分布特點(diǎn).認(rèn)為PK斷面組合梁混凝土橋面板橫向受力,可通過(guò)配置適當(dāng)橫向受力鋼筋以滿足抗裂要求.

PK斷面; 鋼混組合梁; 橋面板; 受力性能

PK斷面因在美國(guó)Pasco-Kennewick橋上的成功應(yīng)用而得名.這種采用雙三角形邊箱形式的主梁橫向剛度大、抗風(fēng)性能好,在風(fēng)速較大的區(qū)域、寬度較大的主梁中應(yīng)用較多[1].而鋼混組合梁是在鋼主梁上用預(yù)制混凝土橋面板代替常用的正交異性鋼橋面板,橋面板通過(guò)剪力釘與鋼梁結(jié)合[2].用混凝土板比鋼板能夠更好地承受斜拉橋的軸向壓力[3],發(fā)揮材料優(yōu)勢(shì),不存在壓屈問(wèn)題.同時(shí),在混凝土板上做橋面鋪裝遠(yuǎn)比在鋼橋面上容易、簡(jiǎn)單,技術(shù)成熟,且后期溫度變形小,更穩(wěn)定[4].混凝土橋面板厚度較大,剛度較大,因而可適當(dāng)減小梁高.PK斷面鋼混組合梁同時(shí)兼容了PK斷面和鋼混組合梁的優(yōu)點(diǎn),在風(fēng)速較大的區(qū)域、寬度較大的橋梁中應(yīng)用前景巨大.目前國(guó)內(nèi)外建成的組合梁斜拉橋中大多采用了鋼梁格體系與混凝土橋面板組合的形式[5].不可回避的是PK斷面鋼混組合梁也存在著同其他類型鋼混組合梁同樣的問(wèn)題,即混凝土橋面板的開裂問(wèn)題.本文通過(guò)對(duì)一實(shí)橋中的PK斷面鋼混組合梁建立ANSYS分析模型,來(lái)分析PK斷面鋼混組合梁中混凝土橋面板的應(yīng)力大小及分布特點(diǎn).

1　工程概況

某斜拉橋跨徑為(218+535+218)=971 m,主梁采用抗風(fēng)性能好、造型美觀的PK式流線形扁平鋼混結(jié)合梁,除索塔處主梁外,兩側(cè)均設(shè)置風(fēng)嘴.兩幅梁全寬56.49 m(含風(fēng)嘴),單幅梁含風(fēng)嘴寬27.41 m、不含風(fēng)嘴頂板寬23.85 m,梁高3.5 m(單幅箱梁中心線處),其中鋼梁中心線處梁高3.1 m.

全橋順橋向鋼梁頂板厚均為24 mm,中腹板上翼緣寬為800 mm,邊腹板上翼緣寬為600 mm,橫隔板上翼緣厚為24 mm,順橋向?qū)挾葹?00 mm.底板包括PK箱內(nèi)平底板、斜底板以及PK箱外橫隔板下翼緣三部分,平底板在標(biāo)準(zhǔn)梁段采用16 mm,斜底板采用16 mm,箱外橫隔板下翼緣厚20 mm.內(nèi)外側(cè)邊腹板厚20 mm,中腹板板厚均為16 mm.

中跨和輔助跨橫隔板標(biāo)準(zhǔn)間距3.5 m,邊跨標(biāo)準(zhǔn)間距3.3 m,非拉索處橫隔板厚10 mm,拉索處橫隔板厚12 mm,支座處橫隔板20 mm.

混凝土橋面板按照梁段制作,在鋼梁節(jié)段上放置預(yù)制板,直接在鋼梁上澆筑現(xiàn)澆縫,形成鋼混組合梁節(jié)段[6].橋面板全寬20.918 m,標(biāo)準(zhǔn)厚度28 cm,在箱梁縱腹板及橫隔板上翼緣處加厚至40 cm,單幅梁橫橋向設(shè)三塊預(yù)制板.橋面板主要通過(guò)鋼梁頂板上的剪力釘與鋼梁結(jié)合.

2　仿真模擬分析

2.1組合梁橋面板橫向分析

(1) 計(jì)算模型.取5個(gè)斜拉索間的梁段(共52.5 m長(zhǎng))進(jìn)行分析.采用ANSYS程序計(jì)算,鋼梁及橫隔板采用shell63單元模擬,混凝土頂板采用solid45單元模擬,斜拉索采用link8單元模擬,其中斜拉索的實(shí)常數(shù)根據(jù)拉索實(shí)際剛度換算[7].

邊界條件:斜拉索上端均約束三向線位移;斜拉索吊點(diǎn)位置橫向僅約束一側(cè)的橫向線位移,縱向僅約束一排縱向線位移[8].具體邊界及ANSYS模型如圖1所示.

圖1　ANSYS模型Fig.1　ANSYS model

(2) 計(jì)算載荷及組合

① 一期和二期恒載.

自重按鋼材7 850 kg/m3,混凝土2 500 kg/m3程序自動(dòng)考慮,二期恒載取59.7 kN/m,按均布的面載荷施加在混凝土橋面板上,取3 291 Pa.

② 車輛載荷.

A. 載荷

局部車輪載荷采用《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》(JTJ D60—2004)中的車輛載荷,同時(shí)參考2015規(guī)范中汽-超20級(jí)的縱向排列,縱向選取200 kN+550 kN+200 kN的車輛載荷.車輛載荷主要技術(shù)指標(biāo)參考規(guī)范表4.3.1-2[9].車輛載荷按著地面積以面載荷形式加載,其中著地面積考慮10 cm鋪裝層的擴(kuò)散作用.

B. 布載方式

縱向:重車后軸中心作用于兩吊點(diǎn)中央;

橫向:五輛車居中布載.

縱、橫向加載布置圖如圖2～圖4所示.

③ 溫度載荷.混凝土板降溫15 ℃.

圖2　縱向加載布載形式(d m)Fig.2　Load form in the longitudinal direction(d m)

圖3　橫向加載布載形式(d m)Fig.3　Load form in the transverse direction(d m)

圖4　ANSYS加載模型Fig.4　ANSYS loading model

④ 收縮徐變.收縮徐變的影響按照降溫20 ℃考慮,同時(shí)對(duì)混凝土彈模進(jìn)行折減,取0.5Ec[10].

⑤ 作用組合.組合1:恒載+車輛載荷+混凝土板降溫15 ℃;組合2:收縮徐變.

(3) 有限元分析結(jié)果.

① 組合1:

恒載+車輛載荷+混凝土板降溫15 ℃,疊合梁各構(gòu)件在組合1下應(yīng)力結(jié)果見表1,應(yīng)力云圖見圖5～圖8(限于篇幅論文僅提供混凝土板應(yīng)力云圖).

表1　組合1下疊合梁局部應(yīng)力表

圖5　組合1下橋面板頂面橫橋向正應(yīng)力云圖(MPa)Fig.5　Stress nephogram of transverse normal stress at the top of the deck under Cross 1(Unit:MPa)

圖6　組合1下橋面板頂面橫橋向正應(yīng)力小于1 MPa區(qū)域Fig.6　The area where transverse normal stress at the top of the deck is less than 1 MPa under Cross 1

圖7　組合1下橋面板底面橫橋向正應(yīng)力云圖(MPa)Fig.7　Stress nephogram transverse normal stress at the bottom of the deck under Cross 1 (Unit:MPa)

圖8　組合1下橋面板底面橫橋向正應(yīng)力 小于1 MPa區(qū)域Fig.8　The area where transverse normal stress at the bottom of the deck is less than 1 MPa under Cross 1

從圖5～圖8中可以看出,在組合1作用下,橋面板頂面絕大部分區(qū)域均處于壓應(yīng)力區(qū),且大部分區(qū)域壓應(yīng)力在-3.4～-0.5 MPa范圍內(nèi);僅在斜拉索吊點(diǎn)附近的局部區(qū)域出現(xiàn)拉應(yīng)力,這是由于邊界模擬簡(jiǎn)化造成的,而最大拉應(yīng)力在0.5 MPa以內(nèi).橋面板底面除了鋼混接觸面拉應(yīng)力較大外,其余位置拉應(yīng)力在1 MPa以內(nèi).

② 組合2:收縮徐變

疊合梁各構(gòu)件在組合2下應(yīng)力結(jié)果見表2,應(yīng)力云圖見圖9～圖12(限于篇幅論文僅提供混凝土板應(yīng)力云圖).

圖9　組合2下橋面板頂面橫橋向正應(yīng)力云圖(MPa)Fig.9　Stress nephogram of transverse normal stress at the top of the deck under Cross 2(Unit:MPa) 表2　組合2下疊合梁局部應(yīng)力表 Table 2　Local stress of composite beams under Cross 2

構(gòu)件位置橫向正應(yīng)力SX/MPa備 注鋼梁上翼緣-38.3/-4.6最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在中間頂板與橫隔板相交處底板 -5.5/8.4—橫隔板-35.9/17.7最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在橫隔板上緣,最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在橫隔板跨中下緣混凝土板-1.0/4.1除鋼混結(jié)合面拉應(yīng)力較大,其余位置拉應(yīng)力小于1MPa

圖10　組合2下橋面板頂面橫橋向正應(yīng)力小于1 MPa區(qū)Fig.10　The area where transverse normal stress at the top of the deck is less than 1 MPa under Cross 2

圖11　組合2下橋面板底面橫橋向正應(yīng)力云圖(MPa)Fig.11　Stress nephogram　transverse normal stress at the bottom of the deck under Cross 2(Unit:MPa)

圖12　組合2下橋面板底面橫橋向正應(yīng)力 小于1 MPa區(qū)域Fig.12　The area where transverse normal stress at the bottom of the deck is less than 1 MPa under Cross 2

從圖11～圖12中可以看出,在組合2作用下,橋面板全截面受拉,其中頂面的拉應(yīng)力在0.3～1 MPa范圍內(nèi).橋面板底板除了鋼混接觸面拉應(yīng)力較大外,其余位置拉應(yīng)力在1 MPa以內(nèi).

③ 組合1+組合2.綜合組合1和組合2的結(jié)果可知,當(dāng)考慮“恒載+車輛載荷+橋面板降溫15 ℃+收縮徐變”組合時(shí),混凝土橋面板橫向受力基本處于頂面受壓、底面受拉狀態(tài),底面除鋼混結(jié)合面拉應(yīng)力偏大外,其余位置拉應(yīng)力在2 MPa以內(nèi).則在設(shè)計(jì)階段橋面板未配置橫向預(yù)應(yīng)力鋼束,可通過(guò)配置適當(dāng)橫向受力鋼筋以滿足抗裂要求.

2.2疊合梁橋面板縱向第二體系分析

(1) 計(jì)算模型.模型模擬同上橫向計(jì)算.

約束條件:斜拉索上端均約束三向線位移;中縱隔板底部節(jié)點(diǎn)一側(cè)約束豎向線位移和橫向線位移,一側(cè)僅約束豎向位移,端部約束縱向位移.具體邊界及ANSYS模型如圖13所示.

圖13　ANSYS模型Fig.13　ANSYS model

(2) 計(jì)算載荷及組合.

①一期和二期恒載.同橫向分析.

②車輛載荷.載荷及布載方式同橫向分析.

③作用組合.恒載+車輛載荷.

(3) 有限元分析結(jié)果.在恒載+車輛載荷組合下組合梁橋面板第二體系應(yīng)力云圖見14～圖15.

從圖14～圖15可知,在恒載+車輛載荷作用下,橋面板頂面第二體系最大壓應(yīng)力為-1.03 MPa,出現(xiàn)在重軸作用處的橋面板中部,最大拉應(yīng)力在0.5 MPa左右.橋面板底面第二體系最大拉應(yīng)力為1.01 MPa,出現(xiàn)在重軸作用處的橋面板中部.滿足規(guī)范的要求,安全度適中.

圖14　恒載+汽車作用下橋面板頂面 縱橋向正應(yīng)力云圖(MPa)Fig.14　Stress nephogram of longitudinal normal stress at the top of the deck under the dead load and the vehicles loading(Unit:MPa)

圖15　恒載+汽車作用下橋面板底面 縱橋向正應(yīng)力云圖(MPa)Fig.15　Stress nephogram of longitudinal normal stress at the bottom of the deck under the dead load and the vehicles loading(Unit:MPa)

3　結(jié)　　論

采用ANSYS有限元軟件建立PK斷面組合梁段模型,通過(guò)仿真模擬分析得出如下結(jié)論:

(1) PK斷面組合梁混凝土橋面板橫向受力基本處于頂面受壓、底面受拉狀態(tài),底面除鋼混結(jié)合面拉應(yīng)力偏大外,其余位置拉應(yīng)力在2 MPa以內(nèi),可通過(guò)配置適當(dāng)橫向受力鋼筋以滿足抗裂要求.

(2) PK斷面組合梁混凝土橋面板頂面縱向第二體系最大壓應(yīng)力為-1.03 MPa,出現(xiàn)在重軸作用處的橋面板中部,最大拉應(yīng)力在0.5 MPa左右.橋面板底面第二體系最大拉應(yīng)力為1.01 MPa,出現(xiàn)在重軸作用處的橋面板中部,最大拉應(yīng)力滿足規(guī)范要求.

[ 1 ] 陶海,李海波,林巖松. 斜拉橋PK斷面主梁的空間應(yīng)力分析與簡(jiǎn)化計(jì)算方法[J]. 強(qiáng)度與環(huán)境, 2008,35(5):9-16.

(TAO H,LI H B,LIN Y S. Study on 3D stress analysis and simplified calculating methods for PK section girder of cable stayed bridges[J]. Structure & Environment Engineering, 2008,35(5):9-16.)

[ 2 ] 衛(wèi)星,強(qiáng)士中. 大跨鋼-混凝土結(jié)合梁斜拉橋傳力機(jī)理[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2013,48(3):402-408.

(WEI X,QIANG S Z. Mechanic behavior of steel concrete composite girder of long-span cable stayed bridge[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2013,48(3):402-408.)

[ 3 ] 劉士林,王似舜. 斜拉橋設(shè)計(jì)[M].北京:人民交通出版社, 2006:248-255.

(LIU S L,WANG S S. Cable-stayed bridge design[M]. Beijing:People’s Traffic Press, 2006:248-255.)

[ 4 ] 林元培. 斜拉橋[M]. 北京:人民交通出版社, 2004:33-34.

(LIN Y P. Cable-stayed bridge[M]. Beijing:People’s Traffic Press, 2004:33-34.)

[ 5 ] 高宗余,張強(qiáng),王應(yīng)良. 組合結(jié)構(gòu)主梁斜拉橋設(shè)計(jì)進(jìn)展[J]. 鐵道勘察, 2007(S1):50-53,100.

(GAO Z Y,ZHANG Q,WANG Y L. Evolution of design on hybrid beam cable-stayed bridge with combined structure[J]. Railway Investigation and Surveying, 2007,33(S1):50-53,100.)

[ 6 ] 劉志. PK斷面鋼箱梁制作外形尺寸的控制[J]. 公路交通科技(應(yīng)用技術(shù)版), 2014(8):226-229.

(LIU Z. PK section steel box girder dimension control[J]. Highway Traffic Science and Technology (Technology), 2014(8):226-229.)

[ 7 ] 朱伯芳. 有限單元法原理與應(yīng)用[M]. 北京:中國(guó)水利水電出版社, 2009:5-9.

(ZHU B F. Principle and application of the finite element method[M]. Beijing:China Water Resources and Hydropower, 2009:5-9.)

[ 8 ] 劉海濤,魏明海,林坤,等. 斜拉索耦合振動(dòng)模型及其參數(shù)分析[J]. 深圳大學(xué)學(xué)報(bào)(理工版), 2015,32(3):231-238.

(LIU H T,WEI M H,LIN K,et al. Coupled vibration model of cables and its parameter analysis[J]. Journal of Shenzhen University Science and Engineering (Science & Engineering), 2015,32(3):231-238.)

[ 9 ] 公路橋涵通用設(shè)計(jì)規(guī)范:JTG D60—2015[S]. 北京:人民交通出版社, 2015.

(General code for design of highway bridge culverts:JTG D60-2005 [S]. Beijing:People’s Traffic Press, 2015.)[10] 蘇慶田,秦飛. 新型混合梁橋結(jié)構(gòu)體系及設(shè)計(jì)參數(shù)[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2013,41(6):799-805.

(SU Q T,QIN F. A new type hybrid-beam bridge structural system and its design parameters[J]. Journal of Tongji University(Natural Science), 2013,41(6):799-805.)

【責(zé)任編輯: 祝穎】

Stress Performance of PK Section Steel-Concrete Compositing Girder’s Concrete Bridge Deck of Cable Stayed Bridge

ZhangTiehu1,ZhangYun2

(1. Xi’an Highway Research Institute, Xi’an 710065, China; 2. The First Highway Survey and Design Research Institute Co.,Ltd., Xi’an 710075, China)

For choosing PK section of composite beams, the problem of concrete bridge deck crack is the main factors in impeding PK section widely used in the cable-stayed bridge. Through project example, the stress magnitude and its distribution characteristics of deck slab in PK section of composite beams are analyzed by using ANSYS simulation software. The result realizes that PK section of composite beams show characteristics by applying a transverse force, transverse reinforcement can be configured properly to meet the requirement of crack resistance.

PK section; steel-concrete composite beams; concrete bridge deck; stress performance

2016-05-03

張鐵虎(1983-),男,陜西西安人,西安公路研究院工程師.

2095-5456(2016)04-0331-06

U 441.05

A