分組集聚式斜拉橋索塔錨固區(qū)傳力機制

王 萌，孫新陽，李 茜，張 強，李法雄

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.交通運輸部公路科學(xué)研究院，北京 100088；3.中鐵大橋勘測設(shè)計院集團有限公司，武漢 430050)

分組集聚式斜拉橋索塔錨固區(qū)傳力機制

王 萌1，孫新陽1，李 茜2，張 強3，李法雄2

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.交通運輸部公路科學(xué)研究院，北京 100088；3.中鐵大橋勘測設(shè)計院集團有限公司，武漢 430050)

為研究新型分組集聚式斜拉橋錨固形式應(yīng)力安全及鋼-混傳剪機理，以某公路大橋為背景，選取分組集聚索塔錨固節(jié)段為分析對象，運用有限元軟件ABAQUS建立錨固區(qū)精細的數(shù)值模型.根據(jù)橋塔等效桿系模型的分析結(jié)果確定節(jié)段模型準(zhǔn)確的荷載及邊界條件，分別計算分析了3種工況下錨固區(qū)混凝土及鋼橫梁應(yīng)力分布；通過對鋼-混界面的各向應(yīng)力及位移分布研究，探討在不同程度預(yù)應(yīng)力損失和鋼-混界面摩擦系數(shù)影響下鋼橫梁與混凝土橋塔的傳剪受力機理.研究結(jié)果表明：設(shè)計荷載工況下，鋼橫梁梁端剪力主要由界面靜摩擦力承擔(dān)，塔柱與鋼橫梁未發(fā)生相對滑動，具有足夠安全儲備；當(dāng)錨桿預(yù)應(yīng)力損失達到60%或接觸面摩擦系數(shù)減小為0.2時，鋼-混界面處于臨界摩擦狀態(tài)，相對滑移增大，結(jié)構(gòu)處于相對不安全狀態(tài).

斜拉橋；分組集聚；索塔錨固區(qū)；剪力釘；等效桿系模型

斜拉橋是由塔、梁、索3種基本構(gòu)件組成的結(jié)構(gòu)，以塔主要受壓，梁主要受軸向壓力和橫向彎矩，索受拉為主要特征，是一種具有良好發(fā)展前景的大跨度橋梁形式.與另一大跨度橋梁結(jié)構(gòu)懸索橋相比，斜拉橋具有更大的剛度及更好的抗風(fēng)性能，在實際工程中廣泛應(yīng)用[1-2].

近年來，由于計算分析水平和材料技術(shù)的不斷提高，橋梁設(shè)計方法得到快速發(fā)展，索塔結(jié)構(gòu)形式不斷變化，出現(xiàn)了越來越多的新型構(gòu)造[3]，如西班牙無背索豎琴式獨塔斜拉橋Alamillo Bridge[4]、天津摩天輪和新型斜拉橋復(fù)合結(jié)構(gòu)慈海橋[5]、新加坡外側(cè)偏置斜八邊形變截面獨柱斜拉橋Safti Link Bridge[6].新型結(jié)構(gòu)體系的出現(xiàn)以及斜拉橋跨持續(xù)增加，使索塔錨固區(qū)構(gòu)造十分復(fù)雜，受力增加，應(yīng)力分布狀態(tài)并不明確[7]，因此，錨固區(qū)的傳力機理是斜拉橋索塔錨固區(qū)設(shè)計的關(guān)鍵技術(shù)問題.

分組集聚式索塔錨固體系是近年來出現(xiàn)的一種創(chuàng)新型構(gòu)造，目前僅應(yīng)用于韓國巨加大橋[8]與本文介紹的某公路大橋.索塔錨固區(qū)是傳遞索力至塔柱的重要部位，由于分組集聚式索塔錨固區(qū)形狀與構(gòu)造不規(guī)則，錨固區(qū)集中索力較大，加上孔洞削弱，使錨固區(qū)應(yīng)力分布復(fù)雜，鋼箱梁與混凝土橋塔結(jié)合處受力不明確.因此，為保證橋梁結(jié)構(gòu)的安全，需要對索塔錨固區(qū)進行深入細致的分析[9].

本文以某公路大橋為工程背景，運用ABAQUS軟件建立索塔錨固區(qū)節(jié)段有限元模型，利用橋塔等效桿系模型分析結(jié)果確定節(jié)段模型的荷載及邊界條件，計算分析了各工況下混凝土橋塔及鋼橫梁的應(yīng)力分布.通過對鋼-混界面的各向應(yīng)力及位移分布研究，探討在不同程度預(yù)應(yīng)力損失和鋼-混界面摩擦系數(shù)影響下鋼橫梁與混凝土橋塔的傳剪受力機理，為分組集聚式索塔錨固形式斜拉橋設(shè)計和施工提供重要參考依據(jù).

1 工程概況

某公路大橋主橋采用雙塔雙索面混合梁斜拉橋結(jié)構(gòu)，橋跨布置為3×48+96+828+280+100=1 448 m，主線采用雙向6車道，橋塔形式采用鉆石型設(shè)計.與一般斜拉橋拉索分散錨固方式不同，雙肢薄壁混凝土塔柱之間通過6道鋼橫梁連接，每道鋼橫梁錨固6～10對斜拉索，斜拉索分別在6個鋼橫梁內(nèi)部鋼錨箱上采用分組集聚式錨固方式.鋼橫梁長7 m，高7 m，橋塔高237 m，每道鋼橫梁凈距9 m，索塔斷面見圖1，全橋立面見圖2.

圖1 某橋索塔斷面圖

由于斜拉索在單點集中錨固，導(dǎo)致分組集聚式索塔錨固區(qū)承受很大的集中荷載，為保證鋼橫梁與橋塔可靠連接，鋼橫梁-混凝土塔結(jié)合處采用2道防線：1) 鋼橫梁端部與混凝土橋塔采用錨桿對拉錨固方式，使結(jié)合面產(chǎn)生較大法向壓應(yīng)力，利用鋼橫梁-混凝土塔之間的摩擦效應(yīng)抵抗鋼橫梁傳來的豎向剪力；2) 混凝土與鋼橫梁界面焊有大量剪力釘，抵抗鋼-混界面若摩擦力失效產(chǎn)生的相對滑移.

圖2 某橋全橋立面圖

2 索塔錨固區(qū)數(shù)值模型

2.1 簡化與假定

由于錨固區(qū)構(gòu)造十分復(fù)雜，為提高計算效率，在盡可能減小對結(jié)構(gòu)影響的前提下進行了部分簡化和假定，主要包括：

1) 由于塔柱兩肢及鋼橫梁均沿鋼橫梁中心對稱，索力與錨桿張拉力在中心兩側(cè)相同，因此忽略橋塔兩肢塔柱內(nèi)力不相同的影響，提取塔柱內(nèi)力時考慮對稱加載邊界條件，邊界條件數(shù)值按桿系模型實際計算結(jié)果提取.

2) 偏于安全考慮，未考慮預(yù)應(yīng)力錨桿埋入混凝土部分作用，僅考慮錨桿與后錨板連接作用.

3) 混凝土塔柱內(nèi)縱筋采用換算面積，按配筋率相等原則將4根簡化為1根.

2.2 數(shù)值模型的建立

全塔整體模型包括原結(jié)構(gòu)整體塔柱及6道錨固區(qū)鋼橫梁，選取受力最不利的最下部鋼橫梁進行分析.由于鋼橫梁間凈距9 m，最下部鋼橫梁以下20 m處塔柱壁厚減小，因此截取范圍為鋼橫梁及其上4.5 m其下10 m范圍內(nèi)混凝土塔柱，采用有限元軟件ABAQUS建立精細有限元模型.由于索塔錨固區(qū)混凝土與鋼板空間關(guān)系復(fù)雜，塔柱與鋼橫梁難以劃分為規(guī)則的六面體及四邊形單元，為了便于單元網(wǎng)格的劃分，混凝土塔柱有限元模型選擇C3D4四面體實體單元，鋼橫梁采用四邊形和三角形混合單元劃分S4R殼單元，并通過適當(dāng)減小單元尺寸來彌補單元形狀帶來的計算精度上的損失.預(yù)應(yīng)力錨桿、鋼筋及剪力釘選擇B31梁單元，材料力學(xué)指標(biāo)見表1，Q370E的容許彎曲應(yīng)力為210 MPa.

表1 材料參數(shù)

鋼橫梁與混凝土塔柱通過預(yù)應(yīng)力錨桿張拉緊密貼合，以摩擦力抵抗豎向索力.為真實模擬鋼-混組合結(jié)構(gòu)受力，模型中建立接觸單元模擬混凝土塔柱與鋼橫梁承壓板接觸關(guān)系：法向采用硬接觸，接觸壓力變?yōu)榱闱?，接觸面不分離；切向采用庫倫摩擦接觸，文獻[10]根據(jù)試驗分析，得到鋼-混摩擦系數(shù)為0.57～0.69，規(guī)范[11]中規(guī)定支座端板鋼-混摩擦系數(shù)為0.3，同時參考文獻[12]中鋼-混截面摩擦系數(shù)取值0.3，考慮摩擦系數(shù)受材料特征及接觸面處理方法影響較大，為偏于安全，分析中摩擦系數(shù)取為0.3，切向力達到臨界切應(yīng)力前，接觸面不發(fā)生相對滑動.

模型中鋼筋全部嵌入混凝土塔柱，剪力釘一端與鋼橫梁連接，其余部分嵌入塔柱內(nèi)部，計算時通過位移差值自動滿足位移協(xié)調(diào)條件，索塔錨固區(qū)有限元模型見圖3.

圖3 索塔錨固區(qū)有限元模型

圖4為塔柱與鋼橫梁連接情況.為減小錨桿預(yù)應(yīng)力施加過程中造成板件局部應(yīng)力集中現(xiàn)象，錨桿與鋼結(jié)構(gòu)板件連接時均先與方形墊片連接，再使墊片與板件連接.

圖4 塔柱與鋼橫梁板件連接示意

塔柱與鋼橫梁間的連接主要通過錨桿施加預(yù)應(yīng)力實現(xiàn).錨桿分為兩部分：一部分連接后錨板與鋼橫梁錨板，另一部分連接背板與承壓板.其中后錨板嵌入塔柱內(nèi)部，背板為空心塔柱內(nèi)壁“狗骨形”板件，承壓板與錨板為鋼橫梁外側(cè)兩層板件.

2.3 荷載條件與工況

根據(jù)索塔實際受力情況，考慮荷載種類及施加方式：

1) 結(jié)構(gòu)重力荷載：通過對整體模型施加重力加速度實現(xiàn)，3種工況下荷載分別為：2 468.2、6 142.1、10 411.0 kN.

2) 錨桿張拉力：所有錨桿張拉力均為150 t，以降溫法形式實現(xiàn).

3) 索力：采用對鋼錨箱上索錨板施加壓力實現(xiàn)，根據(jù)拉索角度計算索錨板壓力，索力作用點位置見圖3.

為了研究索塔及鋼橫梁在各階段受力狀態(tài)，以下分析共分為3種工況，考察錨固區(qū)在不同荷載組合下的受力性能及1.7倍設(shè)計荷載下的安全儲備.

工況1為施工完成時成橋受力狀態(tài)；工況2為最不利設(shè)計荷載工況，其中索力及橫梁豎向反力考慮恒載+活載+制動力+風(fēng)荷載+溫度荷載+沉降組合；工況3為1.7倍最不利設(shè)計荷載組合，考察極限狀態(tài)下錨固區(qū)性能.各工況荷載均為重力+錨桿張拉力+索力+荷載條件及邊界條件，其中各工況索力的施加根據(jù)表2選取.

表2 斜拉索索力

2.4 荷載條件及邊界條件

為確定索塔節(jié)段模型荷載條件及邊界條件，利用MIDAS軟件建立如圖5所示的索塔結(jié)構(gòu)等效桿系有限元模型，進行各個工況下索塔受力分析.為提高計算效率，在保證模型能夠滿足實際結(jié)構(gòu)受力情況基礎(chǔ)上，整體模型中僅建立受力較不利的北塔進行分析.在MIDAS桿系模型中，通過建立軸向剛度較小的短拉桿施加斜拉索索力，短拉桿空間傾角與斜拉索保持完全一致.

圖5 全塔桿系模型

根據(jù)各工況下等效桿系模型計算結(jié)果，提取相應(yīng)節(jié)段模型邊界處內(nèi)力作為精細模型荷載及邊界條件.由于MIDAS桿系模型中塔柱兩塔肢距離為凈距，賦予塔肢截面屬性時，以桿件處向兩側(cè)進行截面偏移(圖5).因此為與桿系模型一致，精細模型中荷載及邊界條件施加于塔肢截面內(nèi)側(cè)中心處，見圖6.

圖6 節(jié)段模型荷載條件及邊界條件

工況Fx1/kNFN1/kNMp1/(kN·m)Fx2/kNFN2/kNMp2/(kN·m)Fx3/kNMp3/(kN·m)Fx4/kNMp4/(kN·m)工況15876.1207003.6501536.05876.1207003.6501536.046932.0788409.846932.0788409.8工況27114.3231175.8568556.911891.2258507.3619553.852371.8884773.156525.5971111.3工況312094.3392998.9966546.720215.1439462.41053241.589032.01504114.396093.41650889.2

3 錨固區(qū)應(yīng)力分析

3.1 橋塔應(yīng)力分析

在鋼橫梁錨固體系中，塔柱與鋼橫梁緊密相連，混凝土承受鋼橫梁傳來的全部豎向與部分水平索力，并且受到錨桿預(yù)壓力作用，在鋼-混連接處存在接觸應(yīng)力，使錨固區(qū)索塔應(yīng)力分布非常復(fù)雜，因此，需要考察在各荷載工況下混凝土索塔的應(yīng)力，以評價結(jié)構(gòu)整體的安全性.

各工況塔柱最大正應(yīng)力分析結(jié)果見表4，各工況混凝土索塔最大壓應(yīng)力均小于C50混凝土抗壓強度設(shè)計值23.1 MPa，混凝土最大拉應(yīng)力均小于抗拉強度設(shè)計值1.89 MPa.在1.7倍的設(shè)計荷載下(工況3)，混凝土最大拉應(yīng)力僅為1.3 MPa，橋塔安全儲備較高.

表4 塔柱最大正應(yīng)力計算結(jié)果

圖7為工況2荷載作用下塔柱S11應(yīng)力云圖，在最不利設(shè)計荷載作用下，混凝土與鋼橫梁承壓板連接位置處始終處于受壓狀態(tài)，鋼橫梁與混凝土始終不分離.

圖7 索塔S11應(yīng)力云圖

3.2 鋼橫梁應(yīng)力分析

分組集聚體系斜拉橋中，拉索在鋼橫梁處集中錨固，使鋼橫梁承受巨大的集中荷載，鋼橫梁設(shè)計合理、傳力明確成為設(shè)計中的重要環(huán)節(jié).

為減小索力作用下鋼錨箱產(chǎn)生應(yīng)力集中，斜拉索首先作用于拉索墊板，索力經(jīng)鋼錨箱傳至豎向與橫向隔板，最后通過外側(cè)承壓板將豎向索力及部分水平力以摩擦力形式傳給塔柱，其余大部分水平向力則由鋼橫梁承擔(dān).

整體橋塔中鋼橫梁承受了較大拉力，混凝土承受了較大壓力和較少拉力，充分發(fā)揮了鋼材抗拉強度高和混凝土承壓強度大的優(yōu)點，克服了鋼材承壓易失穩(wěn)和混凝土受拉易開裂的缺點，是良好的傳力系統(tǒng).

工況2作用下鋼橫梁各板件Von Mises應(yīng)力云圖見圖8，各工況荷載作用下鋼橫梁板件最大Von Mises 應(yīng)力計算結(jié)果見表5.由于錨板上連接有大量預(yù)應(yīng)力錨桿且錨墊板的面積較小，錨板開錨桿孔部分出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，鋼錨箱由于直接承受索力導(dǎo)致應(yīng)力較大，此種狀況均可通過增加墊板緩解.錨固區(qū)鋼橫梁其余板件應(yīng)力水平均控制在容許彎曲應(yīng)力210 MPa以下，鋼橫梁具有足夠的安全儲備.其中鋼橫梁隔板、承壓板及橫隔板最大應(yīng)力不足容許應(yīng)力1/2，可適當(dāng)減小相應(yīng)板厚以減少材料用量避免浪費，在確保橋梁安全性的前提下節(jié)省造價.

圖8 鋼橫梁板件應(yīng)力云圖

MPa

3.3 連接件應(yīng)力分析

荷載作用下各工況剪力釘及錨桿應(yīng)力計算結(jié)果見表6.工況2荷載作用下剪力釘應(yīng)力分布見圖9.可以看出，最不利設(shè)計荷載作用下剪力釘應(yīng)力較小，遠低于屈服應(yīng)力.由于索力水平向分力相互抵消，剪力釘應(yīng)力基本沿xy平面對稱，由人洞上方向兩邊逐漸增大.在索力豎向分力影響下，剪力釘應(yīng)力隨高度的增加而減小，底部最大應(yīng)力約為35 MPa.

表6 連接件最大Von Mises應(yīng)力結(jié)果

圖9 工況2剪力釘Von Mises應(yīng)力云圖

最不利設(shè)計荷載工況2索力施加前后錨桿應(yīng)力分布情況見圖10.錨桿應(yīng)力呈現(xiàn)中間小兩邊大，與預(yù)應(yīng)力施加結(jié)束時相比，所有索力施加結(jié)束時錨桿應(yīng)力變化不大，約為395 MPa，遠小于屈服強度835 MPa，錨桿具有足夠的安全性.

圖10 索力施加前后，工況2錨桿Von Mises應(yīng)力云圖

Fig.10 Von Mises stress contour of bolt under case 2, before and after the cable force

4 錨固區(qū)傳剪機理分析

鋼-混組合結(jié)構(gòu)中，鋼結(jié)構(gòu)與混凝土界面上剪力的有效傳遞是結(jié)構(gòu)整體工作的前提，為保證兩者共同受力，通常需要設(shè)置剪力連接鍵.

目前，常用的有限元方法對于鋼-混結(jié)合段的模擬有兩種，即簡化模型與精細模型.簡化模型一般將剪力鍵的荷載-滑移特性視為線性或直接粘結(jié)處理，往往與實際結(jié)構(gòu)受力特性不符[13].精細模型中多將剪力鍵以彈簧單元模擬，而彈簧單元模擬剪力釘存在以下2個問題：一方面，彈簧剛度由推出試驗確定，剪力釘在試驗中受力狀況與實際受力情況存在差異；另一方面，彈簧單元只能提取剪力釘單向受力情況，而不能提取剪力釘?shù)膽?yīng)力情況，因此，用彈簧單元擬剪力釘會由于剛度的取值不同而產(chǎn)生較大的誤差，利用梁單元模擬剪力釘則能克服上述不足[14].

某公路大橋索塔由于采用錨桿對拉錨固方式，使結(jié)合面產(chǎn)生較大法向壓應(yīng)力，索力作用下，鋼橫梁傳來巨大豎向剪力.設(shè)計時，鋼-混間法向壓力使接觸面產(chǎn)生靜摩擦力，作為第1道防線抗剪；極端狀況下，即使連接面摩擦力失效產(chǎn)生滑移，剪力釘與錨桿仍可作為第2道防線，以“銷栓”作用抗剪.根據(jù)上述分析可得，為了確保結(jié)構(gòu)安全，驗證以摩擦力承擔(dān)外力的可靠性，以梁單元模擬剪力釘，從受力及相對位移兩方面考慮，分析設(shè)計荷載工況下傳剪機理和錨桿預(yù)應(yīng)力及接觸面摩擦系數(shù)變化對結(jié)構(gòu)受力的影響.

4.1 設(shè)計荷載工況下傳剪機理

研究最不利設(shè)計荷載工況(工況2)下剪力釘受力情況，提取如圖11所示位置處塔柱及剪力釘節(jié)點剪應(yīng)力，做沿高度的剪應(yīng)力分布如圖12所示，可知混凝土剪應(yīng)力大部分區(qū)域均在1 MPa以內(nèi)，剪力釘剪應(yīng)力較小.可以看出豎向力主要由混凝土與鋼橫梁間摩擦力承擔(dān)，摩擦力小于臨界摩擦力.

圖11 應(yīng)力提取處

圖13為塔柱與承壓板邊側(cè)與中心豎向位移-高度曲線，塔柱與鋼橫梁始終緊密相連，二者未發(fā)生相對滑動.由圖14中剪力釘正應(yīng)力-高度曲線可知，由于錨桿預(yù)應(yīng)力作用，剪力釘主要為受壓，而剪應(yīng)力非常小，因此表5中剪力釘最大Von Mises應(yīng)力主要為壓力貢獻.

4.2 預(yù)應(yīng)力變化的影響

研究錨桿預(yù)應(yīng)力損失或減小錨桿張拉力對結(jié)構(gòu)受力的影響，考慮最小張拉力為設(shè)計張拉力的10%，即最大預(yù)應(yīng)力損失達90%，考察摩擦力抗剪能力，并與設(shè)計張拉力下計算結(jié)果進行比較，確定索塔錨固區(qū)抗剪安全儲備.由于在正常使用狀態(tài)下，要求鋼橫梁與混凝土間剪力釘最大滑移量限值為0.2 mm[15]，因此定義當(dāng)剪力釘鋼-混相對滑移大于0.2 mm時，達到相對滑移狀態(tài)，相對滑移曲線斜率增加為上一分析工況2倍，即滑移量明顯增加時，達到臨界滑移狀態(tài).

圖12 塔柱及剪力釘剪應(yīng)力-高度曲線

圖13 塔柱及剪力釘豎向位移-高度曲線

圖14 剪力釘正應(yīng)力-高度曲線

為研究僅由摩擦力抵抗豎向索力的能力，在節(jié)段模型中去除剪力釘，減小錨桿預(yù)應(yīng)力，當(dāng)塔柱與鋼橫梁間摩擦力不能抵抗豎向索力時相對滑移增大，滑移曲線斜率增加，達到臨界摩擦力狀態(tài)，并由錨桿承擔(dān)一部分豎向剪力.

圖15為不同預(yù)應(yīng)力損失時塔柱中心位置處(提取處2)塔柱與承壓板平均相對位移.由圖可知，隨著預(yù)應(yīng)力損失增加，塔柱與承壓板相對滑移增加；預(yù)應(yīng)力損失在60%以下時，相對滑移增加不明顯，塔柱與承壓板緊密貼合，摩擦力小于臨界摩擦力；預(yù)應(yīng)力損失達到60%時，滑移量增加，此時處于臨界摩擦狀態(tài)；當(dāng)預(yù)應(yīng)力損失在80%以上時，滑移量增加迅速，此時塔柱與鋼橫梁承壓板已達到相對滑移狀態(tài).

圖15 不同預(yù)應(yīng)力損失塔柱與鋼橫梁相對滑移

Fig.15 Relative slippage of pylon and steel box girder with different prestress loss

由于預(yù)應(yīng)力錨桿設(shè)置較多，且張拉力大，使錨固區(qū)在預(yù)應(yīng)力損失60%時仍然能處于正常設(shè)計工作狀態(tài)，結(jié)構(gòu)具有足夠的抗剪儲備.

4.3 摩擦系數(shù)變化的影響

研究接觸面摩擦系數(shù)變化對結(jié)構(gòu)受力的影響，參考文獻[16]參數(shù)分析中取值，對摩擦系數(shù)進行逐級分析，通過初步分析，確定最小摩擦系數(shù)為0.08，塔柱與鋼橫梁產(chǎn)生較大滑移，因此摩擦系數(shù)分別取0.08、0.1、0.2、0.3、0.4，考察摩擦力抗剪能力，確定索塔錨固區(qū)抗剪安全儲備.

圖16為不同摩擦系數(shù)下塔柱與承壓板平均相對位移.由圖可知，隨著摩擦系數(shù)增加，塔柱與承壓板相對滑移減小；摩擦系數(shù)在0.2以上時，相對滑移增加不明顯，塔柱與承壓板緊密貼合，摩擦力小于臨界摩擦力；摩擦系數(shù)小于0.2時，滑移量增加，此時處于臨界摩擦狀態(tài)；當(dāng)摩擦系數(shù)小于0.1時，滑移量增加迅速，此時塔柱與鋼橫梁承壓板已達到相對滑移狀態(tài)；摩擦系數(shù)小于0.08時，出現(xiàn)明顯滑移.

為保證塔柱與鋼橫梁間主要以摩擦力抵抗豎向索力，工程中可采取一定的措施，提高塔柱與鋼橫梁承壓板間粗糙度，增加結(jié)構(gòu)的抗剪儲備.

圖16 不同摩擦系數(shù)塔柱與鋼橫梁相對滑移

Fig.16 Relative slippage of pylon and steel box girder with different friction coefficients

5 結(jié) 論

1)有限元分析結(jié)果顯示，除個別點應(yīng)力集中外，各工況錨固區(qū)應(yīng)力水平均遠小于容許應(yīng)力.混凝土塔柱最大壓應(yīng)力及最大拉應(yīng)力未超過其設(shè)計值，結(jié)構(gòu)具有足夠的安全儲備.

2)鋼錨箱前錨板存在較為明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，這主要是由于錨墊板的面積較小，錨桿張拉導(dǎo)致錨桿孔附近產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，此種狀況可以通過增設(shè)錨墊板或擴大承壓面積緩解.鋼橫梁隔板、承壓板及橫隔板最大應(yīng)力不足容許應(yīng)力1/2，可適當(dāng)減小相應(yīng)板厚避免工程浪費，在確保橋梁安全性的前提下節(jié)省造價.

3)由于預(yù)應(yīng)力錨桿作用，在最不利設(shè)計荷載工況(工況2)下，塔柱與鋼橫梁始終緊密相連，二者未發(fā)生相對滑動.鋼橫梁與塔柱間巨大靜摩擦力作為第1道防線，承擔(dān)鋼橫梁梁端主要剪力；若摩擦力失效，剪力釘與錨桿仍可作為第2道防線，提供類似“銷栓”作用抗剪.

4)錨桿預(yù)應(yīng)力損失60%或接觸面摩擦系數(shù)減小為0.2時，塔柱與鋼橫梁間剪力仍主要以摩擦力承擔(dān)，結(jié)構(gòu)具有足夠的抗剪儲備.

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(編輯趙麗瑩)

Mechanicalbehaviorforanchoragezoneofcable-stayedbridgewithgroupaggregationanchorsystem

WANG Meng1, SUN Xinyang1, LI Qian2, ZHANG Qiang3, LI Faxiong2

(1.School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China; 2.Research Institute of Highway Ministry of Transport, Beijing 100088, China; 3.China Zhongtie Major Bridge Reconnaissance & Design Institute Co., Ltd., Wuhan 430050, China)

To analyze the stress safety and shear force-transferring mechanism between steel and concrete in cable-stayed bridge with group aggregation anchor system, which is a new architecture of the cable-stayed bridge, a finite element model of anchorage zone was established by ABAQUS software based on an actual bridge project. The loading and boundary conditions of the sectional model were determined according to the equivalent beam element model. The stress distributions of the concrete pylon and steel box girder under three load cases were studied. According to the analysis of stress and displacement of the interface between concrete pylon and steel box girder, the force-transferring mechanical performances with different levels of pre-tension loss and friction coefficients were investigated deeply. The analysis results show that the shear force at the end of the steel girder is mainly undertaken by friction in design load case, indicating there is no relative sliding between the concrete pylon and steel box girder with enough safety margin. When the pre-tension loss reaches 60% or the friction coefficient of interface reduces to 0.2, the critical friction state is achieved and relative sliding is increased, which makes the structure unsafe.

cable-stayed bridge; group aggregation; cable-pylon anchorage zone; shear studs; equivalent beam element model

10.11918/j.issn.0367-6234.201704069

U448.27

A

0367-6234(2017)12-0176-08

2017-04-14

國家自然科學(xué)基金(51408031,51778042)

王 萌(1985—)，女，博士，副教授

李 茜，qian.li@rioh.cn