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    鋼箱梁橋抗火性能研究

    2018-10-15 12:22:54徐克勤毛小勇
    關(guān)鍵詞:鋼箱梁橋面撓度

    徐克勤,毛小勇

    (蘇州科技大學 土木工程學院,江蘇 蘇州215011)

    鋼箱梁橋翼緣寬度大,具有很大的抗彎能力,跨越能力比工形鋼板梁大得多,目前鋼箱連續(xù)梁橋的最大跨徑達300 m;它具有抗扭剛度大,施工方便,施工速度快等特點;其梁高小,適用于立交橋和建筑高度受到限制的橋梁等;而加勁肋和橫隔板都設置在箱內(nèi),外形美觀;箱內(nèi)為中空結(jié)構(gòu),便于布置附屬設施[1]。

    目前國內(nèi)外學者對火災下橋梁的反應已取得一些研究成果。王翠娟[2]利用熱-力耦合方法對五片混凝土T型梁橋火災場形變和主拉應力進行了分析。Payá-Zaforteza I等[3]通過使用3D數(shù)值模型分析一個跨度長度12.20 m橋梁的響應,探討橋梁的火災響應。劉揚[4]采用HCM火災溫升曲線分析了不同受火模式下各片梁截面溫度場變化規(guī)律和應力-時間關(guān)系。李國強等[5]采用數(shù)值模擬方法研究鋼-混凝土組合梁橋在大型車輛火災下的結(jié)構(gòu)響應,并分析了橋梁形式、火災工況及荷載比的影響。Gong X等[6]對大跨度桁架橋火災全過程進行數(shù)值模擬,并對橋面板火災下的結(jié)構(gòu)響應作了詳細研究。

    當前國內(nèi)外對鋼箱梁橋的抗火性能研究還未見報導,作為國家大力推廣橋梁形式之一,其抗火性能尚不確定,因此文中研究鋼箱梁橋在火災高溫下的性能具有重要的意義。

    1 鋼箱梁橋有限元模型簡介

    以兩端簡支鋼箱梁橋為研究對象,分析時假定如下:忽略不同材料之間的接觸熱阻;忽略截面變形對溫度場的影響;不考慮鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)、滑移。

    1.1 鋼箱梁橋設計

    鋼箱梁橋為單箱單室,跨度為40 m,橋面板采用混凝土,板厚度為200 mm,混凝土強度C40,質(zhì)量密度為2 300 kg/m3,混凝土板內(nèi)選用Ⅱ級鋼筋,分上下兩層布置。鋼箱梁頂板、底板厚度均為16 mm,腹板厚度10 mm,每隔4 m設置1道橫隔板,橫隔板厚度10 mm,腹板內(nèi)側(cè)、底板、頂板內(nèi)側(cè)均設置縱向加勁肋,沿梁長度方向布置,加勁肋截面尺寸120 mm×10 mm,鋼箱梁橋橫截面示意圖見圖1,鋼箱梁橋有限元模型見圖2。

    圖1 鋼箱梁橋橫截面示意

    圖2 鋼箱梁橋有限元模型

    1.2 單元類型及抗火參數(shù)

    溫度場分析時,鋼箱梁、加勁肋、橫隔板、混凝土板均采用的是八結(jié)點線性傳熱六面體單元(DC3D8),鋼筋采用的是兩結(jié)點傳熱連接單元(DC1D2),溫度場分析時,設定初始溫度為20℃,選擇HC升溫曲線[2]。綜合輻射系數(shù)取 0.5,對流換熱系數(shù)為 50 W/m2·K。

    力學分析時,首先將溫度場計算結(jié)果導入到力學模型中。將鋼箱梁和加勁肋作為一個部件進行創(chuàng)建,然后與橫隔板、鋼箱梁、混凝土板底面TIE在一起,鋼筋采用嵌入約束(EMBEDED REGION)嵌入到混凝土板中。鋼箱梁橋兩端采用鉸接約束。

    1.3 模型驗證

    周宏宇[7]對兩根鋼-混凝土組合梁進行試驗研究,截面形式見圖3,受火條件均為梁下部受火,兩個試件的邊界條件均為兩端鉸接,所施加荷載均為集中力,每隔梁跨度的四分之一處布置。建立的組合梁有限元分析模型如圖4所示。

    圖3 試件截面尺寸

    圖4 有限元模型

    圖5~6所示為試件主梁和次梁跨中撓度-時間曲線,前期撓度變形基本一致,后期撓度計算值下降緩慢,是由于試驗在升溫后期混凝土在高溫下發(fā)生爆裂,混凝土板表面出現(xiàn)橫向貫穿主梁跨中的壓潰主裂縫,壓型鋼板因受熱過度膨脹與混凝土板相互脫開,承載能力急劇下降;而在模擬計算中板與鋼梁始終是連接在一起的,所以后期撓度變形有一定的差距。但從撓度-時間曲線看,整體趨勢基本相同,可見模擬計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。

    圖5 主梁跨中撓度試驗值與計算值對比

    圖6 次梁跨中撓度試驗值與計算值對比

    2 火災下鋼箱梁橋的力學性能分析

    根據(jù)可能發(fā)生的火災情況,共討論了5種火災場景(如表1所列)[2]。每一種火災場景分別考慮全橋面加載、半橋面加載、1/4橋面加載、橋梁自重4種荷載模式。

    表1 火災場景

    不同火災場景和荷載模式下鋼箱梁橋的撓度-時間曲線如圖7所示。

    (1)橋面全跨受火時,撓度-時間曲線如圖7(a),在不同荷載模式下,隨著溫度的升高,鋼箱梁底部拉應力不斷減小,橋面板頂部壓應力先增大然后逐漸減小。由于橋面板溫度不斷升高,而鋼箱梁溫度不變,橋面板溫度越高,混凝土膨脹就越嚴重。開始一段時間混凝土膨脹較小,橋面板在外荷載的作用下頂部壓應力不斷增大;18 min以后橋面板膨脹變形不斷增大,底部受到鋼箱梁的約束作用,膨脹變形產(chǎn)生的拉應力不斷抵消橋面板在外荷載作用下產(chǎn)生的壓應力,橋面板頂部的壓應力不斷減小,而鋼箱梁受到橋面板膨脹變形的約束作用,鋼箱梁底部的拉應力不斷減小。高溫下橋面板厚度方向發(fā)生很大的膨脹變形,橋面板厚度方向的變形受到鋼箱梁的約束作用,使鋼箱梁橋產(chǎn)生反拱的現(xiàn)象,鋼箱梁橋跨中撓度不斷減小,橋面板膨脹使鋼箱梁橋向上產(chǎn)生了位移,并且隨著荷載的變化(全橋面加載、半橋面加載、1/4橋面加載、橋梁自重),跨中位移越來越大,說明外荷載在一定程度上限制了橋面板的膨脹變形。

    (2)橋下全跨受火、橋面橋下全跨受火、橋下中跨1/2受火時,撓度-時間曲線如圖7(b)~(d)所示,3 min以內(nèi)鋼箱梁底部拉應力不斷增大,橋面板壓應力不斷減小,原因在于鋼箱梁在高溫下的膨脹受到橋面板的約束作用,同時受到外荷載的作用;3 min之后由于溫度不斷升高,外荷載的作用和鋼材的彈性模量不斷下降,鋼箱梁底部拉應力不斷減小,橋面板壓應力不斷增大。隨著溫度的不斷升高,鋼材的材性不斷劣化,變形不斷加大,鋼箱梁橋的跨中撓度變形速率也越來越大,鋼箱梁橋在18 min時跨中撓度為2.0 m,此時已達到耐火極限規(guī)定值[8];在這種火災場景下,不同荷載模式下鋼箱梁橋均達到了耐火極限,隨著荷載的變化(全橋面加載、半橋面加載、1/4橋面加載、橋梁自重),耐火極限呈逐漸增大的趨勢。

    (3)橋面橋下邊跨1/2同時受火時,撓度-時間曲線如圖7(e)所示,26 min內(nèi)跨中撓度變形迅速增大,是由于受火部分的鋼梁在高溫下強度和彈性模量急劇下降導致的;26 min以后跨中撓度變形速率減緩,是由于未受火部分對受火部分產(chǎn)生約束作用,同時混凝土膨脹受到鋼梁頂部的限制作用,使混凝土產(chǎn)生拉應力,抵消了外部荷載產(chǎn)生的壓應力,后期抵消作用越來越明顯,整體變形趨于平緩。在這種火災場景下,不同荷載模式下鋼箱梁橋均未發(fā)生破壞。

    圖7 鋼箱梁橋撓度-時間曲線

    3 鋼箱梁橋耐火極限的影響參數(shù)分析

    以橋下全跨受火為例,分析各種參數(shù)對鋼箱梁橋抗火性能影響[9]。主要參數(shù)取值見表2所列。

    表2 鋼箱梁橋參數(shù)取值

    針對每一種參數(shù)分析得到的耐火極限-時間曲線如圖8所示,每條曲線對應著不同的參數(shù)組合。從圖8可見各參數(shù)對鋼箱梁橋耐火極限影響,在橋下全跨受火時,隨鋼箱梁腹板高度、翼緣寬度、橋面板厚度增加,鋼箱梁橋的耐火極限增大;腹板高度、翼緣寬度、橋面板厚度增加使得相同時間內(nèi)溫度升高得較慢,鋼材和混凝土強度劣化速度相對較慢;而混凝土強度、鋼材強度、鋼筋直徑及鋼筋保護層厚度對鋼箱梁橋耐火極限影響很小,是由于混凝土、鋼筋處于背火面,溫度幾乎沒有什么變化;同時,高溫下鋼材強度迅速劣化,后期強度基本完全喪失,以上參數(shù)對耐火極限幾乎沒什么貢獻。與ISO834標準升溫曲線相比,HC升溫曲線下鋼箱梁橋的耐火極限顯著減小,在于HC升溫曲線升溫速率非常快,1 min溫度就達到723℃,5 min將近1 000℃,鋼材在650℃時已基本喪失承載能力,所以HC升溫曲線下鋼箱梁橋的耐火極限比較??;而ISO834升溫曲線在5 min時溫度升到556℃,在10 min時659℃,相比較HC升溫曲線,升溫較緩慢,鋼材強度下降得較慢,耐火極限就較大。

    圖8 鋼箱梁橋各參數(shù)下耐火極限-時間曲線

    4 鋼箱梁橋不同荷載模式和火災場景下的扭轉(zhuǎn)

    由于荷載不對稱或者溫度分布不均勻,鋼箱梁橋可能發(fā)生扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象。設定3種情況對鋼箱梁橋扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象進行分析。在鋼箱梁橋支座處,同一橫截面的橋面板上選取對稱兩點A、B(見圖1),繪制其豎向位移-時間曲線如圖9所示。

    第一種情況:鋼箱梁橋邊跨1/2受火、1/2橋面加載時,通過豎向位移-時間曲線(見圖9(a)),可以看到,隨著時間的變化,鋼箱梁的扭轉(zhuǎn)位移不斷加劇,120 min時兩點相對扭轉(zhuǎn)位移差達到64 mm,由于鋼箱梁橋1/2橋面加載,荷載本身偏離中性軸,剛開始產(chǎn)生了微小的扭轉(zhuǎn)位移1 mm,隨著鋼箱梁橋局部溫度不斷升高,鋼箱梁橋剛度不斷下降,鋼箱梁橋扭轉(zhuǎn)位移不斷加大。

    第二種情況:鋼箱梁橋邊跨1/2受火、1/4橋面加載時,通過圖9(b)可以看到,120 min時兩點相對扭轉(zhuǎn)位移差達到24 mm,與第一種情況相比,扭轉(zhuǎn)變形較小。

    第三種情況:鋼箱梁橋下全跨受火、1/2橋面加載時,通過圖9(c)可以看到,隨著溫度的升高,鋼箱梁的扭轉(zhuǎn)位移不斷增大,40 min時兩點相對扭轉(zhuǎn)位移差達到21 mm。

    圖9 不同情況下位移-時間曲線

    由于鋼箱梁橋1/2橋面加載,荷載本身偏離中性軸,剛開始產(chǎn)生了微小的扭轉(zhuǎn)位移2 mm,隨著鋼箱梁橋局部溫度不斷升高,鋼箱梁橋剛度不斷下降,鋼箱梁橋扭轉(zhuǎn)位移不斷加大。

    綜合上面分析,偏心荷載和局部升溫會使鋼箱梁橋產(chǎn)生相應的扭轉(zhuǎn),對鋼箱梁橋的抗火性能產(chǎn)生明顯不利的影響,所以在鋼箱梁橋的抗火設計中要考慮到鋼箱梁橋的扭轉(zhuǎn)對鋼箱梁橋抗火性能的不利作用。

    5 結(jié)論

    進行了鋼箱梁橋不同火災場景和不同荷載模式下的抗火性能分析,不同參數(shù)對鋼箱梁橋耐火極限的影響分析,以及鋼箱梁橋不同荷載模式和火災場景下的扭轉(zhuǎn)分析,結(jié)論如下:

    (1)橋面全跨受火和橋面橋下邊跨1/2受火時,鋼箱梁橋均未達到鋼箱梁橋的耐火極限。橋下全跨受火、橋面橋下全跨受火及橋下跨中1/2受火的情況下,均達到了耐火極限規(guī)定值,并且隨著荷載的不斷增大,鋼箱梁橋的耐火極限不斷減小。

    (2)橋面全跨受火和橋下邊跨1/2受火時,鋼箱梁橋均未達到鋼箱梁橋的耐火極限。橋下全跨受火、橋面橋下全跨受火及橋下跨中1/2受火的情況下,均達到了耐火極限規(guī)定值,相同的荷載模式下,隨著受火面的不斷加大,鋼箱梁橋的耐火極限不斷減小。

    (3)橋下邊跨1/2受火時,未受火部分對受火部分產(chǎn)生了很大的約束作用,使鋼箱梁橋跨中撓度變形速率平緩。

    (4)在橋下全跨受火時,提高鋼箱梁腹板高度、翼緣寬度、橋面板厚度均能提高鋼箱梁橋的耐火極限;相比ISO834標準升溫曲線,HC升溫曲線下鋼箱梁橋的耐火極限較?。欢炷翉姸?、鋼材強度、鋼筋直徑、鋼筋保護層厚度對鋼箱梁橋耐火極限影響很小。

    (5)鋼箱梁橋邊跨1/2受火、1/2橋面加載,邊跨1/2受火、1/4橋面加載,橋下全跨受火、1/2橋面加載鋼箱梁橋均產(chǎn)生了很大的扭轉(zhuǎn)變形,因此在鋼箱梁橋抗火設計中應重視箱梁的扭轉(zhuǎn)。

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