橋面系對斜交實心板橋受力性能的影響研究

唐 楊，任 榮，王大為，鐘華棟

(1.五峰土家族自治縣農村公路管理所，湖北 宜昌 443413；2.五峰土家族自治縣交通運輸局公路造價質量監(jiān)督站，湖北 宜昌 443413；3.溫州市交通規(guī)劃設計研究院，浙江 溫州 325000；4.中鐵二院成都勘察設計院有限責任公司，四川 成都 610081)

在公路路線規(guī)劃過程中，大多數中、小跨徑橋梁必須服從路線的走向，因而產生了很多小跨徑的斜交橋。斜交橋常常出現銳角支座脫空、鈍角主梁開裂、平面內轉動等病害，其空間受力特征較為明顯[1-4]，引起了不少專家和工程技術人員的關注。何愛平[5]以陜西省某簡支實心板梁橋為例，通過Midas建立三維有限元模型，對比不同斜交角度下實心板梁橋的力學響應后發(fā)現：斜交角度越大簡支實心板梁橋鈍角位置受力越大的效應越明顯。李達文[6]采用Midas建立某斜交實心板橋的板單元空間有限元模型，研究結果表明：鈍角處的支座反力較大，銳角處的支座反力較小，在活載偏載作用下，銳角處可能造成支座脫空，甚至引起橋面板側翻。劉建達[7]通過研究斜交實心板橋的受力也得到了相似的研究成果：在均布荷載作用下，平行于鈍角角平分線方向會產生較大的正彎矩，垂直于鈍角角平分線方向會產生較大的負彎矩。歐定福等[8]采用Midas對斜交實心板橋進行數值分析后發(fā)現：斜交實心板鈍角角隅位置的支反力隨著寬跨比的增大而增大，可以達到正交實心板橋的數倍，銳角角隅位置可能出現拉力；斜交實心板橋支座的模擬應采用實際剛度，采用一般支承會造成反力過大；對于斜交角、寬跨比較大的斜交實心板橋，橫向彎矩比同等跨徑的正交實心板橋要大很多。馬伯如[9]對比分析了目前斜交實心板橋設計計算分析中的三種方法，即平面桿系法、平面梁格法和板、殼單元法，提倡使用板、殼有限元法計算分析斜交實心板橋的受力特性，主要原因是板、殼有限元法避免了大量人為因素的誤差，同時建模也不太復雜。孫朝輝[10]以某斜交實心板橋為例，經計算分析發(fā)現：斜交實心板橋的支座反力與支座剛度存在較大關聯，支座剛度越大其支座反力越大。

目前，針對橋面系對斜交實心板橋受力性能影響的研究較少，論文以湖北省五峰縣境內的某座斜交實心板橋為工程背景，研究橋面系對斜交實心板橋受力性能的影響。

1 工程概況與分析思路

1.1 工程概況

湖北省五峰縣境內某座斜交實心板連續(xù)梁橋的跨徑組合為2×6 m，兩側伸縮縫寬2 cm，實心板長11.96 m，斜交角30°，采用普通鋼筋混凝土結構，支座采用油毛氈支座，橋臺支座的寬度為64.95 cm，中間橋墩的支座寬度為100 cm。斜交橋的截面形式為實心板，橋面寬6.5 m(0.5 m防撞墻+5.5 m行車道+0.5 m防撞墻)，底面寬6.0 m，兩側懸臂各0.25 m。橋面橫坡為雙向1.5%，橋面板厚32～37 cm，橋面鋪裝厚12 cm。橋面板采用C40混凝土，橋面鋪裝采用C40防水混凝土，防撞墻采用C30混凝土，均為普通鋼筋混凝土結構形式。斜交實心板連續(xù)梁橋的具體結構尺寸如圖1所示。該橋采用滿堂支架施工，首先開挖基坑澆筑橋墩，然后搭設支架，經過預壓后在支架上現澆橋面板，再施工橋面鋪裝，最后施工防撞墻。

1.2 分析思路

計算分析采用Midas FEA 3.7.0，首先建立斜交實心板橋橋面板、橋面鋪裝和防撞墻的幾何模型，采用計算軟件的印刻功能確定支座在橋面板底面的位置，然后劃分有限元網格，劃分完成的有限元模型如圖2所示。由于需要研究橋面系對斜交實心板梁橋受力性能的影響，建立三個對比模型，模型一只有橋面板，模型二考慮帶橋面鋪裝的橋面板，模型三建立完整的橋面系，包括橋面鋪裝和防撞墻。模型一劃分網格140 160個，模型二劃分網格275 271個，模型三劃分網格316 457個。由于該橋采用滿堂支架施工，斜交實心板橋在拆除支架之前幾乎不受力，以上三個模型也就分別代表了：橋面板達到強度后拆除支架現澆完整橋面系時的結構受力；橋面板和橋面鋪裝達到強度后拆除支架現澆防撞墻時的結構受力；橋面板和完整橋面系達到強度后拆除支架時的結構受力。

圖1 斜交實心板橋結構圖(單位：cm)

圖2 有限元模型

混凝土的本構模型設置為彈性模型，C30混凝土和C40混凝土的容重和泊松比相同，彈性模量不同，容重為25 kN/m3，泊松比為0.2。C30混凝土的彈性模量為30 GPa，C40混凝土的彈性模量為32.5 GPa。C30混凝土的抗拉強度設計值為1.39 MPa，C40混凝土的抗拉強度設計值為1.65 MPa。

在邊界上采用只受壓彈簧模擬油毛氈支座對斜交實心板橋的約束作用，荷載只考慮結構自重和橋面系混凝土濕重的作用，自重荷載因子設置為Z=-1.04。模型一中將橋面鋪裝和防撞墻的混凝土濕重采用均布壓力施加，模型二中將防撞墻的混凝土濕重采用均布壓力施加，模型三中按照完整結構建模無須施加自重以外的任何混凝土濕重荷載。

2 橋面系影響分析

2.1 變形分析

通過計算，得到模型一、模型二、模型三的結構撓度如圖3所示。

圖3 橋面系對撓度的影響

由圖3(a)可以看出：橋面板在橋面鋪裝和防撞墻的濕重荷載作用下，橋面板的撓度最大值為0.275 mm，出現在跨中截面靠鈍角一側的懸臂板上，其余各跨跨中位置的懸臂板均有較大撓度值；由圖3(b)可以看出：考慮橋面鋪裝對結構剛度的加強以及現澆防撞墻濕重荷載后結構的撓度最大值為0.120 mm，出現在跨中位置靠銳角一側的懸臂板上，其余各跨跨中位置的懸臂板均有較大撓度值；由圖3(c)可以看出：考慮整個橋面系對結構剛度的加強以后，結構的撓度最大值為0.051 mm，出現在橋面板跨中截面的橫橋向中間位置。

2.2 應力分析

通過計算，得到模型一、模型二、模型三的結構第一主應力如圖4所示。

圖4 橋面系對第一主應力的影響

由圖4(a)可以看出：橋面板結構的第一主應力最大值為1.330 MPa，出現在中間墩支座邊緣截面的頂面上，且靠近懸臂板；由圖4(b)可以看出：考慮橋面鋪裝對結構剛度的加強以后，現澆防撞墻濕重荷載作用下結構的第一主應力最大值為0.525 MPa，與模型一的第一主應力最大值出現的位置相近；由圖4(c)可以看出：考慮整個橋面系對結構剛度的加強以后，結構的第一主應力最大值為0.422 MPa，出現在中間墩中間截面的防撞墩頂部位置。

2.3 綜合對比分析

對比各結構的撓度最大值，綜合分析發(fā)現：橋面板達到強度后拆除支架現澆完整橋面系時的結構撓度最大，橋面鋪裝對橋面板的結構剛度加強以后結構撓度下降0.155 mm，降低幅度為56.36%；整個橋面系對橋面板的結構剛度加強以后結構撓度下降0.224 mm，降低幅度為81.45%。

對比各結構的第一主應力最大值，綜合分析發(fā)現：橋面板達到強度后拆除支架現澆完整橋面系時的第一主應力最大，橋面鋪裝對橋面板的結構剛度加強以后結構的第一主應力下降0.805 MPa，降低幅度為60.53%；整個橋面系對橋面板的結構剛度加強以后結構的第一主應力下降0.908 MPa，降低幅度為68.27%。

3 防撞墻分縫影響分析

在橋面系影響分析中，模型三的防撞墻在斜交實心板橋全長連續(xù)，為了研究防撞墻的分縫數量對斜交實心板橋受力性能的影響，設置一道縫、兩道縫、三道縫三種情況與模型三建立對比分析模型，縫寬統(tǒng)一設置為10 mm，設置一道縫時將縫設置在中間墩的中間截面，設置兩道縫時將縫設置在連續(xù)梁的跨中兩個截面，設置三道縫時將縫設置在中間墩的中間截面和跨中的兩個截面。

3.1 變形分析

通過計算，得到斜交實心板橋的防撞墻設置一道縫、兩道縫、三道縫后的撓度如圖5所示。

由圖5可以看出：當防撞墻設置一道縫時，斜交實心板橋的撓度最大值出現在橋面板跨中截面的中間位置附近，撓度最大值為0.052 mm；當防撞墻設置兩道縫時，斜交實心板橋的撓度最大值出現在跨中截面的防撞墻位置附近，撓度最大值為0.067 mm；當防撞墻設置三道縫時，斜交實心板橋的撓度最大值仍然出現在跨中截面防撞墻位置附近，撓度最大值為0.087 mm。

圖5 防撞墻不同分縫形式下的撓度

圖6 防撞墻不同分縫形式下的第一主應力

3.2 應力分析

通過計算，得到斜交實心板橋的防撞墻設置一道縫、兩道縫、三道縫后的第一主應力如圖6所示。

由圖6可以看出：當防撞墻設置一道縫時，斜交實心板橋的第一主應力最大值出現在中間墩防撞墻分縫位置的橋面鋪裝位置，第一主應力最大值為0.650 MPa，表現出較為明顯的應力集中現象；當防撞墻設置兩道縫時，斜交實心板橋的第一主應力最大值出現在中間墩截面的防撞墻頂部位置，第一主應力最大值為0.556 MPa；當防撞墻設置三道縫時，斜交板橋的第一主應力最大值仍然出現在中間墩防撞墻分縫位置的橋面鋪裝位置，第一主應力最大值為1.027 MPa，同樣表現出較為明顯的應力集中現象。

3.3 綜合對比分析

對不同防撞墻分縫形式下斜交實心板橋的撓度對比分析發(fā)現：防撞墻不分縫時斜交實心板橋的撓度最小，隨著分縫數量的增加，斜交實心板橋的撓度越來越大，防撞墻由不分縫到三道分縫，斜交實心板橋的撓度增大0.036 mm，增大幅度為70.59%。

對防撞墻不同分縫形式下斜交實心板橋的第一主應力對比分析發(fā)現：防撞墻不分縫時斜交實心板橋的第一主應力最小，設置三道縫時斜交實心板橋的第一主應力最大；防撞墻由不分縫到設置分三道縫，斜交實心板橋的第一主應力增大0.605 MPa，增大為不分縫時的2.43倍。

4 結論

通過橋面系和防撞墻分縫形式影響對比分析，可以得到以下結論：

(1)橋面系可以在一定程度上增強斜交實心板橋的抗彎剛度，考慮橋面系對橋面板結構剛度的增強后，斜交實心板橋的撓度和第一主應力均有一定程度下降。

(2)斜交實心板橋的支架拆除時機不同，其結構受力存在較大差異，主要表現在撓度、應力的最大值和出現位置上。

(3)橋面板混凝土達到強度后隨即拆除支架現澆完整橋面系時，橋面板的第一主應力接近于C40混凝土的抗拉強度設計值。由此可見，小跨徑斜交實心板橋采用滿堂支架施工時，最好是在橋面系達到強度后再拆除支架，這樣可以保證結構具有足夠的抗彎剛度，增強結構施工時的安全。

(4)隨著防撞墻分縫數量的增加導致防撞墻無法提供其本身的抗彎剛度，只表現為恒荷載的作用，分縫數量過多將造成斜交實心板橋的撓度和第一主應力存在較大幅度的增大。