混合梁斜拉橋鋼混結(jié)合段力學(xué)行為分析

嚴(yán)來章

(中鐵二十四局集團(tuán)安徽工程有限公司 安徽合肥 230011)

1 引言

傳統(tǒng)的混凝土橋梁結(jié)構(gòu)因其自身質(zhì)量大，橋梁的設(shè)計(jì)承載能力有很大一部分是為了承擔(dān)混凝土結(jié)構(gòu)的自身重力，對(duì)于跨度越大的橋梁，這種限制越加明顯?；旌狭盒崩瓨蛲ㄟ^在邊跨或者中跨的一部分梁體采用混凝土結(jié)構(gòu)，而在中跨采用鋼結(jié)構(gòu)，不僅可以有效降低結(jié)構(gòu)自重[1]，還能防止因跨中荷載過大導(dǎo)致橋墩支座處出現(xiàn)負(fù)反力[2]?；旌狭盒崩瓨蛞蚩缭侥芰Υ?、造價(jià)經(jīng)濟(jì)合理等優(yōu)點(diǎn)[3]，在公路橋梁建設(shè)中得到了廣泛應(yīng)用[4]。鋼混結(jié)合段作為連接混凝土梁和鋼梁的關(guān)鍵構(gòu)件，承擔(dān)著應(yīng)力傳遞的重要作用，其受力性能對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的安全性和穩(wěn)定性有著至關(guān)重要的影響[5～6]。研究混合梁斜拉橋鋼混結(jié)合段的受力性能及傳力機(jī)理，對(duì)斜拉橋的安全施工和后期正常運(yùn)營具有重要價(jià)值。

混合梁斜拉橋發(fā)展至今，已有諸多學(xué)者對(duì)鋼混結(jié)合段進(jìn)行了相關(guān)研究。陳開利等通過對(duì)舟山桃天門大橋鋼混結(jié)合段按1∶2縮尺比例進(jìn)行實(shí)際模型試驗(yàn)，獲得鋼混結(jié)合段在外部荷載作用下的應(yīng)力分布規(guī)律[7]；周陽等依據(jù)甬江大橋主橋的結(jié)合段局部模型，對(duì)剪力連接鍵的靜力和疲勞性能進(jìn)行了分析研究[8]；韓建秋等以銀洲湖大橋?yàn)楸尘?，?yàn)證了無鋼格室頂板的鋼混結(jié)合段具有足夠的安全性及可靠性[9]；姚亞東等通過建立甬江特大橋有限元模型，分析了鋼混結(jié)合段中鋼殼體和混凝土的受力及軸力的分配比例[10]；伍彥斌等通過建立紅水河特大橋鋼混結(jié)合段混合單元模型，分析了橋面板、承壓板、連接鍵等構(gòu)件傳力比例[11]。

雖然已有很多學(xué)者對(duì)混合梁斜拉橋鋼混結(jié)合段進(jìn)行了研究，但由于設(shè)計(jì)構(gòu)造的不同以及運(yùn)營條件等因素，目前還沒有統(tǒng)一的理論適用于所有混合梁斜拉橋的承載能力評(píng)估[12]。因此，結(jié)合有限元分析軟件，對(duì)具體實(shí)際橋梁的鋼混結(jié)合段受力進(jìn)行仿真模擬分析，對(duì)橋梁的安全施工和運(yùn)營維護(hù)具有重要的意義。本文以某混合梁斜拉橋?yàn)楸尘?，建立鋼混結(jié)合段局部有限元模型，對(duì)其成橋及關(guān)鍵施工階段的受力性能進(jìn)行研究。

2 工程概況

引江濟(jì)淮工程文昌西路獨(dú)塔雙索面混合梁斜拉橋跨徑布置為(30＋68＋140)m，橋面寬43 m。斜拉橋邊跨主梁采用雙肋式П形截面預(yù)應(yīng)力混凝土梁，主跨采用鋼混疊合梁，橫斷面布置如圖1所示?；炷亮荷烊胫骺?2 m，主跨過橋塔8.75 m處設(shè)置頂?shù)装宄袎喊迨戒摶旖Y(jié)合段，結(jié)合段長度為3.25 m。結(jié)合段頂?shù)装迳烊牖炷林髁?.25 m，同時(shí)在伸入混凝土的鋼邊箱板件均布置剪力釘。剪力釘材質(zhì)為ML15，直徑22 mm、高度180 mm，布置間距橫橋向?yàn)?30 mm，縱向間距為130～150 mm，鋼混結(jié)合段立面構(gòu)造如圖2所示。

圖1 鋼主梁橫斷面布置(單位:mm)

圖2 組合梁鋼混結(jié)合段立面(單位:mm)

3 有限元模型計(jì)算

3.1 有限元模型建立

為了研究鋼混結(jié)合段的受力性能，本文采用有限元軟件對(duì)該斜拉橋的鋼混結(jié)合段部分進(jìn)行精細(xì)化建模。基于圣維南原理[13]，有限元模型分別考慮混凝土梁8.75 m、鋼混結(jié)合段3.25 m、鋼梁過渡段2 m以及鋼梁段2.75 m四個(gè)部分。建立的鋼混結(jié)合段有限元模型如圖3所示，主梁細(xì)部模型如圖4所示，模型材料參數(shù)設(shè)置如表1所示。

圖3 鋼混結(jié)合段整體有限元模型

圖4 鋼混結(jié)合段主梁單元模型

表1 有限元模型材料參數(shù)設(shè)置

3.2 模型荷載工況及邊界條件

在建立的有限元模型中，因?yàn)榛炷两Y(jié)構(gòu)變形較小，所以其邊界條件設(shè)置為混凝土梁端完全固結(jié)，鋼梁端為自由狀態(tài)。綜合考慮鋼混結(jié)合段的受力狀態(tài)，分別選取拆除滿堂支架、斜拉索張拉完成以及成橋等三個(gè)工況進(jìn)行分析，各工況對(duì)應(yīng)的內(nèi)力值如表2所示。

表2 荷載內(nèi)力值

4 有限元分析結(jié)果

4.1 鋼結(jié)構(gòu)部分模擬結(jié)果

在工況一作用下，結(jié)合段處的鋼縱梁及承壓板的應(yīng)力分布分別如圖5所示。由計(jì)算結(jié)果可知，鋼縱梁的峰值應(yīng)力為85.8 MPa，分布區(qū)域主要集中在縱梁頂、底板與承壓板相交處的折角位置。除折角位置外，縱梁總體應(yīng)力均小于65.0 MPa，底板與頂板應(yīng)力分布相近，構(gòu)件總體受力較均勻。由圖5a可知，鋼縱梁頂、底板均表現(xiàn)出在與承壓板交界處應(yīng)力較大，隨著與承壓板距離增加，頂、底板處應(yīng)力均呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢(shì)。由圖5b可知，承壓板總體應(yīng)力小于80.0 MPa，較大應(yīng)力主要分布在承壓板與鋼縱梁頂?shù)装?、肋板、腹板、縱向加勁肋交界處。綜上所述，工況一作用下結(jié)合段鋼結(jié)構(gòu)部分總體應(yīng)力水平處于安全范圍內(nèi)，滿足《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D64—2015)要求。

圖5 工況一作用下的鋼梁計(jì)算結(jié)果(單位:Pa)

在工況二和工況三作用下，由模擬結(jié)果可知，鋼縱梁的峰值應(yīng)力分別為89.2 MPa和96.0 MPa位置均出現(xiàn)在頂板折角處，且縱梁頂板整體應(yīng)力水平均，大于底板，其余構(gòu)件受力狀態(tài)與工況一相似。

4.2 結(jié)合段內(nèi)混凝土的受力分析

在工況一作用下，混凝土縱向應(yīng)力分布如圖6所示，混凝土梁的縱向應(yīng)力范圍為－26.5～1.5 MPa。由圖6可以發(fā)現(xiàn)，混凝土的最大壓應(yīng)力均出現(xiàn)在鋼絞線錨固區(qū)。結(jié)合段的拉應(yīng)力峰值為1.5 MPa，位置集中在混凝土與鋼梁肋板相交區(qū)域，發(fā)生這種現(xiàn)象的原因是由于鋼肋板與混凝土相接觸的位置均為直角，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中。鋼混結(jié)合段由于鋼板的存在，填充混凝土的整體性產(chǎn)生了一定程度的破壞，被分割的混凝土塊受力性能相對(duì)于整體混凝土受到了一定的削弱。

圖6 工況一作用下結(jié)合段混凝土受力分析結(jié)果

在工況二和工況三作用下，混凝土梁的縱向應(yīng)力分布范圍分別為－26.6～1.5 MPa和－28.2～1.2 MPa，整體應(yīng)力滿足設(shè)計(jì)要求。由模擬結(jié)果可知，在工況二作用下，混凝土應(yīng)力由結(jié)合段底部向頂部逐漸降低，這是由于當(dāng)拉索張拉完成之后，結(jié)合段由于彎剪組合效應(yīng)，其底部受拉、上部受壓，但混凝土正截面仍以受壓為主。

4.3 剪力釘連接件受力性能分析

剪力釘按位置分布分別被劃分成頂板上層、頂板下層以及底板三個(gè)區(qū)域，具體布置見圖2。剪力釘?shù)氖芰Ψ植技疤卣魅绫?所示。

在工況一作用下，鋼縱梁埋入段頂板及底板剪力釘縱向剪力分布如圖7所示，其中縱坐標(biāo)代表各排剪力釘距離承壓板起始段的距離。由圖7可知，剪力釘縱向剪力值分布區(qū)域?yàn)?～78 kN，三層剪力釘縱向剪力值除底板首排中部剪力釘因局部應(yīng)力集中而導(dǎo)致剪應(yīng)力較大外，其余剪力釘受力均處于較低的合理范圍內(nèi)；結(jié)合段頂板上層和下層剪力釘剪力值在橫向不同位置受力較為接近，沿縱向呈現(xiàn)兩端大、中間小的馬鞍形分布，但各排剪力釘在縱向受力差異并不顯著，這說明結(jié)合段鋼梁與混凝土共同變形，二者之間產(chǎn)生的相對(duì)滑移較??；結(jié)合段剪力釘最大剪力出現(xiàn)在底板開始端中部，約為78 kN，大部分剪力釘縱向剪力主要分布在10～30 kN，剪力釘總體受力均滿足《公路鋼混組合橋梁設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》(JTG/T D64—01—2015)。

圖7 工況一作用下各層剪力釘縱向剪力值

4.4 成橋階段傳力機(jī)理分析

獲取關(guān)鍵截面處軸力，分析結(jié)果分別如圖8和表4所示。其中，圖8橫坐標(biāo)表示截面距離加載端長度。由圖8可知，在Z＝0～4.75 m節(jié)段(Z代表關(guān)鍵截面到鋼梁加載端面的縱向距離)，鋼梁承擔(dān)75.3%的軸力，橋面板承擔(dān)24.7%的軸力；在Z＝4.75～4.85 m(承壓板厚0.1 m)，鋼結(jié)構(gòu)承擔(dān)的軸力下降至33.61%，混凝土結(jié)構(gòu)承擔(dān)的軸力上升至66.39%，這表明通過承壓板與混凝土結(jié)構(gòu)的拉壓作用傳遞給混凝土的軸力占41.69%；在Z＝4.85～6.33 m節(jié)段，鋼結(jié)構(gòu)所承受的軸力通過剪力釘、結(jié)合段內(nèi)各構(gòu)件繼續(xù)傳遞，此段距離鋼結(jié)構(gòu)受力下降至19.15%；在Z＝6.33～6.48 m節(jié)段，鋼結(jié)構(gòu)承擔(dān)的軸力比例小范圍突變，下降至10.08%，這是由于鋼結(jié)構(gòu)腹板、肋板、縱橫加勁肋退出受力；在Z＝6.48～8 m節(jié)段內(nèi)，鋼體承擔(dān)的軸力逐漸減小至0。

圖8 鋼－混結(jié)合段軸力分擔(dān)比例

表4 傳力單元內(nèi)力

由表4可知，承壓板所承受軸力的41.69%通過承壓板與混凝土結(jié)構(gòu)主梁的拉壓作用傳遞給混凝土，其他軸力傳遞給埋入段鋼結(jié)構(gòu)及剪力釘，其中底板承擔(dān)了39.51%，頂板承擔(dān)了15.23%，腹板承擔(dān)了19.62%，肋板承擔(dān)6.85%，縱橫加勁肋承擔(dān)了3.29%，焊釘承擔(dān)了15.46%。埋入段鋼結(jié)構(gòu)所承受的軸力主要由底板、頂板、腹板、焊釘承擔(dān)，主要傳力構(gòu)件受力均衡。

5 結(jié)束語

為研究混合梁斜拉橋鋼混結(jié)合段在成橋及施工階段的受力性能，本文利用有限元軟件對(duì)結(jié)合段部分進(jìn)行精細(xì)化建模，并對(duì)結(jié)構(gòu)在拆除滿堂支架、斜拉索張拉完成以及成橋等三個(gè)工況下的受力性能進(jìn)行重點(diǎn)分析，探究各工況下結(jié)合段區(qū)域內(nèi)鋼縱梁、填充混凝土、以及剪力釘?shù)氖芰π阅埽⒔沂窘Y(jié)構(gòu)在成橋階段下的傳力機(jī)理，得到以下結(jié)論:

(1)在三種工況作用下，結(jié)合段鋼結(jié)構(gòu)受力性能滿足設(shè)計(jì)要求；承壓板峰值應(yīng)力出現(xiàn)在與鋼縱梁各構(gòu)件交界處；埋入段鋼縱梁的峰值應(yīng)力均出現(xiàn)在頂?shù)装逭劢翘?，鋼縱梁各構(gòu)件的應(yīng)力分布沿縱橋向較為平順。

(2)填充混凝土表現(xiàn)為全截面受壓為主，受力性能滿足設(shè)計(jì)要求；由于結(jié)合段鋼板的存在破壞了混凝土構(gòu)件的整體性，混凝土受力性能受到一定程度削弱；在工況二作用下，由于彎剪組合效應(yīng)，填充混凝土表現(xiàn)為底部受拉、上部受壓，但混凝土截面仍以受壓為主。

(3)各排剪力釘在橫向不同位置受力較為接近，沿縱向呈現(xiàn)兩頭大、中間小的馬鞍形分布；在工況二作用下，底板剪力釘在彎剪組合效應(yīng)下出現(xiàn)剪力負(fù)值。

(4)在成橋階段，橋面板、結(jié)合段混凝土及鋼縱梁分別承擔(dān)了24.7%、41.69%和33.61%的軸力，三種傳力構(gòu)件傳力比例相近，傳力設(shè)計(jì)較為合理；埋入段鋼縱梁軸力主要由頂板、底板、腹板以及埋入段焊釘承擔(dān)。