自錨式懸索橋鋼混結(jié)合段受力性能試驗(yàn)研究

陳華婷,李德旺,孫平寬,于德恩,張文學(xué)

(1.北京工業(yè)大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)部,北京 100124;2.中國公路工程咨詢集團(tuán)有限公司,北京 100089)

近年來,我國橋梁建設(shè)不斷向大跨度方向發(fā)展。為減輕橋梁自重從而提高跨越能力,部分主梁為混凝土梁、部分主梁為鋼梁的混合梁因其良好的受力性能和經(jīng)濟(jì)效益應(yīng)用日益廣泛[1]。鋼梁與混凝土梁結(jié)合部位(簡稱鋼混結(jié)合段)涉及2種材料、局部受力復(fù)雜,容易引發(fā)應(yīng)力集中。強(qiáng)度和剛度漸變的鋼混結(jié)合段是保證主梁縱向內(nèi)力和變形平穩(wěn)傳遞的關(guān)鍵構(gòu)造[2]。

眾多學(xué)者通過模型試驗(yàn)、有限元分析、實(shí)橋測試對混合梁斜拉橋鋼混結(jié)合段進(jìn)行了研究。王治均等[2]闡述了鋼混結(jié)合段位置的確定及結(jié)合段的構(gòu)造形式,并討論了結(jié)合段設(shè)計(jì)方法。為直接驗(yàn)證主梁鋼混結(jié)合段的構(gòu)造合理性及承載能力,常采用1∶5～1∶3的幾何縮尺比例進(jìn)行鋼混結(jié)合段全橋截面或部分截面的模型試驗(yàn)[3-4]。有限元分析也是研究鋼混結(jié)合段傳力機(jī)理的有效手段,鋼板與混凝土的連接方式[3]、抗剪連接件的模擬[5]等是整體有限元建?；蜾摶旖Y(jié)合段局部建模的關(guān)鍵。此外,韋鋒等[6]基于實(shí)橋測試驗(yàn)證了鋼混結(jié)合段縱向應(yīng)力傳遞的可靠性。

混合梁懸索橋鋼混結(jié)合段設(shè)計(jì)常借鑒斜拉橋中的構(gòu)造形式,針對懸索橋尤其是自錨式懸索橋鋼混結(jié)合段的研究相對較少。秦鳳江等[7]通過大跨度雙塔自錨式懸索橋鋼混結(jié)合段1∶3縮尺模型試驗(yàn),采用自平衡加載方式測試了模型的應(yīng)力及開裂情況,并利用有限元分析得到了其在軸向荷載作用下的傳力機(jī)理。對于設(shè)置在連續(xù)梁與懸索橋交界處的鋼混結(jié)合段,朱福春等[8]采用有限元方法分析了鋼混結(jié)合段在最不利荷載工況下的受力性能、傳力過程及剛度匹配。

海南省瓊海市博鰲樂城先行區(qū)樂城大橋?yàn)榇罂缍葐嗡藻^式懸索橋,鋼混結(jié)合段設(shè)置在橋塔兩側(cè),需要傳遞的軸力和彎矩都較大。相較于文獻(xiàn)[7]中設(shè)置在兩側(cè)邊跨端部的鋼混結(jié)合段,樂城大橋鋼混結(jié)合段失效后將直接改變整個(gè)橋梁的結(jié)構(gòu)體系,后果不堪設(shè)想,因此有必要對其受力性能進(jìn)行專門的研究。本文首先設(shè)計(jì)了該橋鋼混結(jié)合段部分截面1∶4縮尺模型,通過模型試驗(yàn)研究其在不同工況下的應(yīng)力及變形響應(yīng)以及最不利工況下的破壞特征。而后,采用經(jīng)驗(yàn)證的有限元方法分析該橋鋼混結(jié)合段在軸向壓力和負(fù)彎矩共同作用下的工作性能,可為類似橋梁的設(shè)計(jì)優(yōu)化和施工監(jiān)控提供參考。

1 工程概況及模型試驗(yàn)

1.1 工程概況

樂城大橋主橋?yàn)閱嗡p索面自錨式懸索橋,如圖1所示,主橋跨徑布置為2×130 m。索塔為空間星鉆異形結(jié)構(gòu),為適應(yīng)橋塔造型需要,索塔及索塔兩側(cè)24.5 m范圍內(nèi)主梁均采用預(yù)應(yīng)力混凝土。主橋主梁標(biāo)準(zhǔn)段為梁高2.8 m的扁平流線型鋼箱梁;引橋?yàn)闃?biāo)準(zhǔn)跨徑35m的預(yù)應(yīng)力混凝土現(xiàn)澆連續(xù)箱梁,梁高1.8 m。本文重點(diǎn)關(guān)注設(shè)置在橋塔兩側(cè)的鋼混結(jié)合段的受力性能。

圖1 主橋橋型布置Fig.1 Elevation view of the main bridge

樂城大橋(自錨式懸索橋)主梁鋼混結(jié)合段采用無格室結(jié)合段設(shè)計(jì)。考慮到連接處彎矩較大,結(jié)合段主要部件包含箱梁頂?shù)装?、承壓板、預(yù)應(yīng)力鋼束、剪力釘。如圖2所示,鋼混結(jié)合段總長4 m,鋼箱梁側(cè)通過變高T肋對加勁U肋補(bǔ)強(qiáng),混凝土梁側(cè)通過焊接剪力釘與鋼箱梁緊密結(jié)合,預(yù)應(yīng)力筋錨固于承壓板。

圖2 鋼混結(jié)合段構(gòu)造示意Fig.2 Schematic diagram of the steel-concrete composite segment

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

鋼混結(jié)合段處橋梁橫截面寬度為32 m,受試驗(yàn)條件限制,無法按全橋截面寬度進(jìn)行模型試驗(yàn)。由于鋼混結(jié)合段的頂?shù)装?、加勁肋、剪力釘?shù)妊貦M橋向均勻布置,因此在橫橋向選取有代表性的部分截面進(jìn)行試驗(yàn)是可行的。綜合考慮結(jié)構(gòu)對稱性、模型制作加工便利性、試驗(yàn)場地條件、試驗(yàn)經(jīng)費(fèi)等因素后,選擇1∶4的幾何縮尺比例設(shè)計(jì)鋼混結(jié)合段部分截面試驗(yàn)?zāi)Ｐ?如圖3所示。

圖3 縮尺模型截面選取Fig.3 Cross-section selection of the scaled model

鋼混結(jié)合段需要傳遞較大的軸力和彎矩?？紤]千斤頂加載范圍及試驗(yàn)場地限制,本文將鋼混結(jié)合段梁段從水平旋轉(zhuǎn)至豎直,混凝土梁端設(shè)置底座將模型固定于地面。在模型上部鋼梁端施加豎向力和水平推力,從而等效模擬鋼混結(jié)合段關(guān)鍵控制截面的軸力和彎矩。試驗(yàn)加載裝置見圖4。

圖4 試驗(yàn)加載裝置Fig.4 Test setup

與實(shí)橋相同,鋼混結(jié)合段試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵嘤射摿簶?biāo)準(zhǔn)段、鋼梁加強(qiáng)段、鋼-混連接段與混凝土梁段4部分組成。試驗(yàn)?zāi)Ｐ透鞑糠值慕Y(jié)構(gòu)構(gòu)造和尺寸均按照相似理論確定,要求試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜐M足幾何、物理以及邊界條件相似原則[9],縮尺模型立面圖見圖5。

圖5 縮尺模型立面Fig.5 Elevation view of the scaled model

如前所述,對模型進(jìn)行縮尺設(shè)計(jì)時(shí),模型基本斷面形式與實(shí)際結(jié)構(gòu)相同。但在不改變受力方式的前提下,為便于試驗(yàn)?zāi)Ｐ图庸?本文對局部構(gòu)件進(jìn)行了合并與調(diào)整。例如,基于豎向抗彎剛度等效,將加勁閉口U肋等效成開口板肋;在抗剪剛度等效的前提下選用Φ22×90 mm圓柱頭抗剪焊釘而不是按比例縮尺后的小焊釘;根據(jù)配筋率相等的原則設(shè)計(jì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭械钠胀ㄤ摻睢Ｔ囼?yàn)?zāi)Ｐ椭械念A(yù)應(yīng)力鋼筋采用與實(shí)橋相同的鋼絞線,根據(jù)預(yù)應(yīng)力在結(jié)合段截面上產(chǎn)生的應(yīng)力相等原則,按1∶16的比例關(guān)系設(shè)計(jì)預(yù)應(yīng)力鋼束。由于預(yù)應(yīng)力鋼絞線較短,考慮短束預(yù)應(yīng)力損失為50%,試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)際采用預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量及布置如表1所示。

表1 縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ皖A(yù)應(yīng)力鋼絞線設(shè)計(jì)Table 1 Prestress strand design of the scaled test model

1.3 試件荷載需求及試驗(yàn)加載

試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嚓P(guān)荷載則根據(jù)實(shí)橋和模型對應(yīng)截面應(yīng)力相等的原則進(jìn)行設(shè)計(jì),兩者應(yīng)力狀態(tài)基本一致可確保試驗(yàn)的有效性和針對性。首先根據(jù)有限元分析確定實(shí)橋在關(guān)鍵控制截面處的荷載效應(yīng)。

考慮到主梁為扭轉(zhuǎn)剛度較大的閉口箱型截面,采用Midas軟件及單梁法建立全橋有限元模型[10],如圖6所示。主梁截面剛度(豎向抗彎剛度、橫向抗彎剛度、扭轉(zhuǎn)剛度)和質(zhì)量(平動(dòng)質(zhì)量、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量)集中在主梁單元節(jié)點(diǎn)。橋梁主纜、吊桿采用只受拉單元,主梁、主塔、承臺(tái)、樁基均采用梁單元,全橋有限元模型共設(shè)置485個(gè)節(jié)點(diǎn)及446個(gè)單元。結(jié)構(gòu)分析考慮了結(jié)構(gòu)重力、基礎(chǔ)變位、混凝土收縮徐變、預(yù)應(yīng)力等永久作用以及汽車荷載、汽車制動(dòng)力、人群荷載、風(fēng)荷載、溫度作用等可變作用[11-12]。

圖6 全橋有限元模型Fig.6 Finite element model of the whole bridge

而后,成橋階段分析按《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》(JTGD60-2015)的規(guī)定進(jìn)行作用組合,得到樂城大橋在標(biāo)準(zhǔn)組合、承載能力極限狀態(tài)作用基本組合、正常使用極限狀態(tài)作用頻遇組合以及正常使用極限狀態(tài)作用準(zhǔn)永久組合下的效應(yīng)值[13]。樂城大橋正常使用極限狀態(tài)和承載能力極限狀態(tài)下鋼混結(jié)合段關(guān)鍵控制截面內(nèi)力如表2所示,其中,關(guān)鍵控制截面取為鋼梁末端的鋼-混連接面。

表2 成橋階段全橋模型關(guān)鍵控制截面內(nèi)力Table 2 Internal forces of the critical cross-section

由表2可知,鋼混結(jié)合段承受軸力和彎矩較大,剪力相對較小,最不利軸力和最不利彎矩分別為-68 056 kN和-178 952 kN·m;承載能力極限狀態(tài)作用基本組合效應(yīng)最大,其次為作用標(biāo)準(zhǔn)組合,標(biāo)準(zhǔn)組合效應(yīng)約為基本組合效應(yīng)的80%。

鋼混結(jié)合段模型試驗(yàn)主要是驗(yàn)證該局部構(gòu)造的實(shí)際受力情況,應(yīng)保證鋼-混連接面的最不利應(yīng)力狀態(tài)與實(shí)橋相似。因此,選取標(biāo)準(zhǔn)組合工況(簡稱標(biāo)準(zhǔn)工況,荷載分級(jí)以0.8P表示)以及基本組合工況(簡稱承載力工況,荷載分級(jí)以1.0P表示)作為試驗(yàn)加載工況,按最不利軸力和最不利彎矩確定試驗(yàn)荷載效應(yīng)[14]。然后,考慮縮尺比例以及部分截面與全橋截面的比例關(guān)系,依據(jù)縮尺模型與實(shí)橋應(yīng)力等效原則計(jì)算試驗(yàn)加載豎向力和水平推力,試驗(yàn)荷載分級(jí)加載如表3所示。

表3 分級(jí)加載試驗(yàn)荷載值Table 3 Load value of the multi-step loading test

試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼郊虞d前先進(jìn)行2次預(yù)加載。每次預(yù)加載至0.3P后卸載,通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)讀取測試數(shù)據(jù),判別失效測點(diǎn)并及時(shí)處理異常情況。而后,模型試驗(yàn)按比例逐級(jí)加載至0.8P以及1.0P,以驗(yàn)證鋼混結(jié)合段在設(shè)計(jì)工況下的安全性。此后,為探明鋼混結(jié)合段的抗彎安全儲(chǔ)備,豎向力保持1.0P不變,水平推力逐級(jí)增加直至試件破壞。

1.4 試驗(yàn)測試方案

鋼混結(jié)合段試驗(yàn)?zāi)Ｐ凸膊贾?個(gè)應(yīng)變測試截面和10個(gè)變形測試點(diǎn),測點(diǎn)布置如圖7所示。

圖7 截面及測點(diǎn)布置Fig.7 Elevation view of the measuring points layout

模型底座上角點(diǎn)布置2個(gè)水平向千分表,用于測試模型加載過程中底座的剛體位移,如圖8所示。鋼-混連接面布置4個(gè)豎直向千分表,以測試模型加載過程中鋼箱梁與混凝土梁接合位置處的裂紋寬度變化情況。在鋼-混結(jié)合面、鋼梁板肋變高處各布置1個(gè)水平向千分表,測試模型加載過程中的水平向位移。模型上端加載位置處對稱布置2個(gè)水平向千分表,用于測試模型加載過程中的扭轉(zhuǎn)及端部位移[14]。

圖8 變形測點(diǎn)布置俯視Fig.8 Top view of deformation measuring points layout

為獲得主梁鋼混結(jié)合段縱橋向應(yīng)力傳遞規(guī)律,在試驗(yàn)?zāi)Ｐ?個(gè)截面的頂?shù)装搴透拱迳喜贾脩?yīng)變片。受數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)測試通道數(shù)限制,鋼-混連接面附近的2個(gè)測試截面按全截面布置應(yīng)變片,其余測試截面按半截面布置。應(yīng)變測點(diǎn)編號(hào)按逆時(shí)針方向從小到大排序,如圖9所示,頂板為T1～T6,底板為B1～B6,左腹板為LF1～LF3,右腹板為RF1～RF3。

圖9 應(yīng)變片布置Fig.9 Strain gauge arrangement

2 數(shù)值模擬分析

為掌握試驗(yàn)?zāi)Ｐ弯摶旖Y(jié)合段的應(yīng)力傳遞規(guī)律,本節(jié)首先利用ABAQUS軟件建立試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷木植烤?xì)化有限元模型,如圖10所示。

圖10 縮尺有限元模型Fig.10 Finite element model of the scaled test model

鋼混結(jié)合段的混凝土梁采用實(shí)體單元C3D8R模擬,鋼箱梁、承壓板、加勁肋采用殼單元S4R模擬,預(yù)應(yīng)力鋼束采用桁架單元T3D2模擬。預(yù)應(yīng)力筋采用“Embed”方式嵌入混凝土梁,通過修改溫度方式施加預(yù)應(yīng)力。為簡化有限元模型,縮尺模型建模時(shí)未考慮混凝土收縮徐變及預(yù)應(yīng)力損失等因素的影響,也未考慮鋼板與混凝土、普通鋼筋與混凝土之間的相對滑移[13]。

鋼混結(jié)合段局部建模分析時(shí)須合理設(shè)置邊界條件。本文采用混凝土梁端固結(jié)、鋼梁端自由的方式模擬鋼混結(jié)合段的約束條件。樂城大橋?yàn)閯倶?gòu)體系自錨式懸索橋,塔、墩、梁交接處主梁中間箱室、主塔、主墩均為厚實(shí)的混凝土截面并配有大量縱、橫、豎向預(yù)應(yīng)力鋼束,塔、墩、梁交接處可視為剛性區(qū)域。鋼混結(jié)合段混凝土梁端部位于此交接處,轉(zhuǎn)角和位移均較小,因此可將鋼混結(jié)合段模型混凝土梁端視為完全固結(jié)。而后,將整體分析所得軸力、彎矩及剪力施加在自由端即可模擬鋼混結(jié)合段在實(shí)橋中的受力行為[15]。

為實(shí)現(xiàn)鋼混結(jié)合段試驗(yàn)?zāi)Ｐ弯撓淞憾瞬考虞d,在加載點(diǎn)設(shè)置參考點(diǎn)RP-1,將參考點(diǎn)與鋼箱梁端面耦合,使得鋼箱梁端面上各點(diǎn)變形協(xié)調(diào)并滿足平截面假定。通過在點(diǎn)RP-1上施加1.3節(jié)計(jì)算的試驗(yàn)荷載即可得到試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛻?yīng)力和變形的理論值。

3 試驗(yàn)結(jié)果對比分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

隨著試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷募虞d,觀察到以下試驗(yàn)現(xiàn)象：

1)在1.0P加載工況(承載力工況)之前,混凝土梁、鋼箱梁應(yīng)變線性增加、鋼-混連接面處沒有裂縫產(chǎn)生。

2)在1.15P加載工況(1.15倍承載力工況)下,鋼-混連接面位置首次出現(xiàn)開裂,測得的裂縫寬度為0.2 mm,混凝土梁段其他位置也出現(xiàn)不同程度開裂。

3)在1.3倍承載力工況下,鋼-混連接面鋼箱梁頂板與混凝土之間的裂縫寬度進(jìn)一步增大至0.6 mm,混凝土梁段其他位置開裂嚴(yán)重。

4)在1.5倍承載力工況下,有混凝土壓碎聲音,底板混凝土開始被壓潰并快速失效,如圖11所示。

圖11 底板混凝土壓潰Fig.11 Concrete crushing of the bottom flange

試驗(yàn)?zāi)Ｐ图虞d時(shí)先觀察到鋼-混連接面處鋼箱梁與混凝土梁產(chǎn)生開裂,最后因混凝土根部底板受壓及頂板受拉而破壞?；炷亮焊堪l(fā)生受彎破壞是模型試驗(yàn)特有的破壞模式,實(shí)橋結(jié)構(gòu)中并不會(huì)發(fā)生。這是因?yàn)樵囼?yàn)采用水平推力由控制截面所需彎矩等效得到,在此水平推力作用下,混凝土根部彎矩遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于鋼混結(jié)合段的實(shí)際彎矩值。因此,下文主要關(guān)注鋼-混連接面的裂縫寬度變化。

3.2 試驗(yàn)應(yīng)力結(jié)果對比分析

鋼箱梁的應(yīng)力結(jié)果如圖12所示,在標(biāo)準(zhǔn)工況、承載力工況及1.4倍承載力工況下,鋼箱梁頂板、腹板及底板均處于彈性變形階段,實(shí)測應(yīng)力結(jié)果與ABAQUS有限元模型理論值吻合較好。

圖12 鋼箱梁實(shí)測應(yīng)力Fig.12 Stress measurement of the steel box girder

3.3 試驗(yàn)位移結(jié)果對比分析

受試驗(yàn)場地等限制,試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃喕癁榛炷亮憾斯探Y(jié)的豎向懸臂梁,混凝土梁段根部為整個(gè)試件的最大彎矩截面,試驗(yàn)荷載按關(guān)鍵控制截面鋼-混連接面的彎矩值確定。由于試件位移直接與混凝土梁段根部開裂破壞相關(guān),試驗(yàn)結(jié)果處理時(shí)按照混凝土梁段根部彎矩與實(shí)橋鋼混結(jié)合段彎矩等效的原則,水平力應(yīng)考慮荷載折減系數(shù)0.77(預(yù)留加載孔中心至鋼-混連接面距離1 975 mm與預(yù)留加載孔中心至底座頂面距離2 575 mm的比值)。

鋼混結(jié)合段頂板各水平向變形測點(diǎn)的實(shí)測結(jié)果如圖13所示,由圖可知：

圖13 鋼混結(jié)合段實(shí)測變形Fig.13 Deformation measurement of the steel-concrete composite segment

1)鋼混結(jié)合段各截面水平變形從下到上依次增大。

2)各截面在標(biāo)準(zhǔn)工況、承載力工況及1.4倍承載力工況下的變形隨加載力的增大線性增長,且與數(shù)值分析理論計(jì)算值較接近。

3)1.4倍承載力工況后,隨水平力的增加,試驗(yàn)值與理論值的差異逐漸增大,表征根部混凝土被壓潰后鋼混結(jié)合段水平側(cè)移加劇。

鋼混結(jié)合段鋼-混連接面的實(shí)測滑移如圖14所示,由圖可知：

圖14 鋼-混連接面實(shí)測裂縫寬度變化Fig.14 Crack width on the steel-concrete joint section

1)受拉側(cè)頂板的裂紋寬度變化較大,而受壓側(cè)底板的裂紋寬度變化相對較小。

2)在標(biāo)準(zhǔn)工況和承載力工況下,頂板混凝土沒有開裂;在1.15倍承載力工況下,頂板位置出現(xiàn)較大裂縫,裂縫寬度為0.2 mm;在1.3倍承載力工況下,頂板處裂縫寬度突然增大至0.6 mm。

因此,施工中應(yīng)注意承壓板焊接、抗剪焊釘布置、頂板預(yù)應(yīng)力張拉、抗剪焊釘及承壓板周圍混凝土澆筑密實(shí),以保證鋼梁與混凝土協(xié)同工作。

底座變形如圖15所示,由圖可知：

圖15 底座變形Fig.15 Deformation measurement of the pedestal

1)在水平推力加載方向,逐級(jí)加載過程中底座發(fā)生平動(dòng)。底座變形首先隨荷載增加而逐步增大,平動(dòng)位移達(dá)1.5 mm后底座變形保持不變,最后,隨著混凝土根部進(jìn)入破壞階段,底座變形隨荷載增加急劇增大。

2)在垂直于水平推力加載方向,底座側(cè)移隨荷載的增大而增大,總體較小,最大僅0.5 mm。

4 實(shí)橋截面有限元分析

鋼混結(jié)合段試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)測應(yīng)力、變形等與有限元分析結(jié)果接近,證明了本文有限元分析方法可靠,下文將采用類似的方法分析實(shí)橋鋼混結(jié)合段的受力性能。首先,建立實(shí)橋鋼混結(jié)合段全橋截面節(jié)段有限元模型。為保證局部模型的分析精度,荷載和邊界條件施加的位置不能距結(jié)合面太近。按照圣維南原理,綜合考慮計(jì)算精度的要求和計(jì)算規(guī)模的限制,實(shí)橋鋼混結(jié)合段節(jié)段模型包含3 m鋼梁標(biāo)準(zhǔn)段、2 m鋼梁加強(qiáng)段、2 m鋼-混連接段、3 m的混凝土梁段[16]。有限元模型縱橋向總長10 m,如圖16所示。

圖16 實(shí)橋鋼混結(jié)合段全橋截面有限元模型Fig.16 Finite element model of the steel-concrete composite segment

同第2節(jié),全橋截面節(jié)段有限元模型按懸臂梁模擬鋼混結(jié)合段,約束混凝土梁端所有節(jié)點(diǎn)自由度,在鋼梁端設(shè)置參考點(diǎn)RP-1并施加Midas全橋模型所得承載力工況下的軸力、剪力和彎矩并考慮結(jié)構(gòu)自重和鋼束預(yù)應(yīng)力荷載。

4.1 鋼結(jié)構(gòu)部分應(yīng)力

承載力工況下,鋼箱梁各部位的應(yīng)力分析結(jié)果如圖17所示。由于鋼混結(jié)合段存在較大負(fù)彎矩,鋼箱梁段頂板受拉、底板受壓?？v橋向彎曲應(yīng)力基本符合平截面假定,頂、底板應(yīng)力沿橫橋向分布較均勻;越接近截面下緣,斜底板壓應(yīng)力越大。鋼梁頂板最大拉應(yīng)力為189.8 MPa,底板最大壓應(yīng)力為249.5 MPa,均小于Q355qD鋼材強(qiáng)度設(shè)計(jì)值310 MPa,鋼混結(jié)合段鋼梁有一定安全儲(chǔ)備。

圖17 鋼箱梁應(yīng)力云圖Fig.17 Stress contour diagram of the steel box girder

承壓板對錨固于其上的預(yù)應(yīng)力鋼束集中荷載起傳遞和擴(kuò)散作用。承壓板應(yīng)力分布如圖18所示,Mises應(yīng)力范圍為1.02～202.1 MPa。除預(yù)應(yīng)力鋼束錨固位置有較明顯應(yīng)力集中外,承壓板其余位置應(yīng)力水平均較小。

圖18 承壓板應(yīng)力云圖Fig.18 Stress contour diagram of the bearing plate

圖19顯示了鋼箱梁頂、底板縱橋向應(yīng)力沿路徑1和路徑2的分布情況,其中縱橋向距離原點(diǎn)為鋼梁加載端。

圖19 鋼混結(jié)合段鋼結(jié)構(gòu)部分縱橋向應(yīng)力分布Fig.19 Longitudinal stress distribution in steel part of the steel-concrete composite segment

梁端荷載引起的頂板縱橋向應(yīng)力沿路徑1和路徑2差別很小,鋼梁應(yīng)力在0～5 m內(nèi)變化幅度也較小。在鋼-混結(jié)合面(5m),由于承壓板與混凝土接觸傳力,鋼箱梁頂板應(yīng)力由60 MPa降低至20 MPa左右,降低幅度約67%。在鋼-混連接段(5～7 m),隨著荷載通過鋼梁與混凝土之間的剪力釘傳遞給混凝土,鋼梁應(yīng)力逐步減小,至鋼-混連接面(7 m)趨于0。

考慮預(yù)應(yīng)力效應(yīng)后,由于承壓板對預(yù)應(yīng)力的傳力作用,鋼箱梁頂板應(yīng)力發(fā)生突變,由98 MPa降至受壓狀態(tài)。預(yù)應(yīng)力壓縮作用和鋼箱梁頂板變形不均勻同樣導(dǎo)致鋼梁加強(qiáng)段及鋼梁普通段的頂板拉應(yīng)力有所增加。由于路徑2處預(yù)應(yīng)力鋼束多于路徑1(見圖18),路徑2處鋼梁頂板應(yīng)力變化幅度更大。

鋼箱梁底板縱橋向應(yīng)力沿路徑1和路徑2的變化表明,承壓板與混凝土接觸傳力使得鋼箱梁底板壓應(yīng)力由160～180 MPa降低至80～90 MPa左右,降低幅度約50%。類似,預(yù)應(yīng)力效應(yīng)使得鋼-混結(jié)合面右側(cè)鋼-混連接段的鋼梁底板受壓、左側(cè)的鋼梁底板受拉,但由于底板預(yù)應(yīng)力鋼束較少,是否考慮預(yù)應(yīng)力差別不明顯。

4.2 混凝土部分應(yīng)力

鋼混結(jié)合段混凝土部分縱橋向應(yīng)力如圖20所示。預(yù)應(yīng)力鋼束通過特制錨具錨固在承壓板上,鋼束錨固位置附近的混凝土壓應(yīng)力集中明顯。為防止局部混凝土破壞,應(yīng)注意錨墊板及錨固段螺旋筋的設(shè)置,并采取良好的振搗措施保證錨下混凝土密實(shí)。承載力工況下若不計(jì)入預(yù)應(yīng)力作用引起的應(yīng)力集中,混凝土梁處于全截面受壓狀態(tài),頂板最大壓應(yīng)力為9.97 MPa,底板最大壓應(yīng)力為13.31 MPa,均不超過規(guī)范中C50的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值23.1 MPa。

圖20 混凝土箱梁應(yīng)力云圖Fig.20 Stress contour diagram of the concrete box girder

鋼混結(jié)合段混凝土部分縱橋向應(yīng)力分布如圖21所示,其中縱橋向距離原點(diǎn)為鋼-混結(jié)合面。梁端負(fù)彎矩作用使得混凝土頂板受拉,施加預(yù)應(yīng)力后混凝土頂板處于受壓狀態(tài)。鋼梁截面在鋼-混連接面處終止后,混凝土梁段的應(yīng)力比鋼-混連接段略微增大。路徑1與路徑2由于混凝土截面及預(yù)應(yīng)力鋼束配置不同(見圖20),應(yīng)力有一定差異。隨著更多混凝土參與受力,混凝土底板應(yīng)力從鋼-混結(jié)合面到鋼-混連接面逐漸減小。鋼梁截面終止導(dǎo)致混凝土底板縱橋向應(yīng)力在鋼-混連接面處略微增大。預(yù)應(yīng)力作用使得路徑1處混凝土梁底板壓應(yīng)力進(jìn)一步增大。

圖21 鋼混結(jié)合段混凝土部分縱橋向應(yīng)力分布Fig.21 Longitudinal stress distribution in concrete part of the steel-concrete composite segment

5 結(jié)論

1)縮尺模型試驗(yàn)最大試驗(yàn)荷載工況下(即1.7P工況),鋼箱梁應(yīng)力小于Q355qD鋼材強(qiáng)度設(shè)計(jì)值310 MPa;混凝土梁在承載力工況下處于全截面受壓狀態(tài),應(yīng)力不超過C50混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值23.1 MPa,表明鋼混結(jié)合段模型具有一定的安全儲(chǔ)備。

2)模型試驗(yàn)中鋼-混連接面在1.3倍承載力工況下裂縫寬度達(dá)0.6 mm,表明鋼混結(jié)合段應(yīng)關(guān)注因承壓板焊接不牢固、頂板預(yù)應(yīng)力張拉不到設(shè)計(jì)值、抗剪焊釘附近混凝土澆筑不密實(shí)等問題引起的鋼-混連接面的開裂。

3)縮尺模型有限元分析所得應(yīng)力及位移與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,說明本文有限元建模方法可靠,可用于分析實(shí)橋鋼混結(jié)合段受力性能。承載力工況下,實(shí)橋鋼混結(jié)合段鋼結(jié)構(gòu)部分及混凝土部分應(yīng)力均小于相應(yīng)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值且有一定的安全儲(chǔ)備。

4)彎矩比軸力對自錨式懸索橋鋼混結(jié)合段的應(yīng)力影響更大,錨固在承壓板上的預(yù)應(yīng)力鋼束使混凝土頂板及鋼-混連接段鋼箱梁頂板受壓,可有效防止鋼箱梁與混凝土梁因負(fù)彎矩作用產(chǎn)生的開裂或分離破壞。