王 迪,孟令佩,卜建清,龐志強(qiáng)
(1.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院,河北 石家莊 050043;2.石家莊鐵道大學(xué) 四方學(xué)院,河北 石家莊 051132;3.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院 研究生部,北京 100001)
由于鋼-混凝土組合梁橋結(jié)構(gòu)形式合理且具有顯著的技術(shù)經(jīng)濟(jì)效益,組合結(jié)構(gòu)橋梁在橋梁建設(shè)當(dāng)中的應(yīng)用越來(lái)越廣泛。然而,在鋼-混凝土組合連續(xù)梁橋負(fù)彎矩區(qū)域,混凝土開(kāi)裂問(wèn)題嚴(yán)重影響了橋梁結(jié)構(gòu)的安全性及耐久性,制約了鋼-混凝土組合橋梁的推廣和發(fā)展。近幾年,抗拔不抗剪連接件(URSP連接件)這種新型的連接構(gòu)造能夠有效減小橋梁負(fù)彎矩區(qū)混凝土板拉應(yīng)力[1-5],為解決混凝土開(kāi)裂問(wèn)題提供了一個(gè)新的思路。
然而這種新型連接件在實(shí)際工程運(yùn)用中,考慮到現(xiàn)場(chǎng)施工方便,此布置均采用均勻布置的形式,此布置方案的合理性缺乏研究。對(duì)于鋼-混凝土組合橋梁連接件布置,均勻布置形式會(huì)造成連接件剛度和強(qiáng)度得不到充分利用,導(dǎo)致資源浪費(fèi)[6-9],有必要對(duì)組合連續(xù)梁橋負(fù)彎矩區(qū)段連接件布置形式進(jìn)行深入研究。本文以某實(shí)際鋼-混凝土組合曲線連續(xù)梁橋?yàn)楣こ瘫尘?,?duì)采用URSP連接件的鋼-混凝土組合曲線連續(xù)梁橋負(fù)彎矩區(qū)段的力學(xué)行為進(jìn)行分析,并基于力學(xué)行為分析結(jié)果對(duì)現(xiàn)有連接件布置設(shè)計(jì)方案進(jìn)行優(yōu)化,旨在為后續(xù)此類橋型連接件布置設(shè)計(jì)提供一定的參考借鑒。
本文以某鋼-混凝土組合曲線連續(xù)梁橋?yàn)楣こ瘫尘埃瑯蛄嚎鐝讲贾脼?24+31+31+24) m,曲率半徑為120 m,橋面寬10.5 m。主梁高度為1.6 m,截面形式為雙箱單室截面,兩個(gè)鋼箱梁之間由橫梁橫隔板及橫向聯(lián)系梁連接。全橋橋面板選用C50的混凝土,混凝土頂板厚35 cm,翼緣板寬2.214 m,端部厚18 cm,橋面板截面尺寸沿順橋向方向不變。主梁中鋼箱梁截面形式為閉口截面,鋼箱梁主體結(jié)構(gòu)選用Q345C級(jí)鋼材,其中梁高1.25 m,頂板寬2.68 m,底板寬1.89 m,兩個(gè)鋼箱梁相距1.4 m。
曲線組合連續(xù)箱梁橋正彎矩區(qū)采用φ22圓柱頭栓釘連接件,栓釘連接件沿橫橋向方向間距0.12 m,沿順橋向方向間距0.15 m。負(fù)彎矩區(qū)采用URSP連接件,該連接件沿橫橋向方向與順橋向方向間距均為0.25 m。為了減小鋼箱梁底板的壓應(yīng)力,防止其發(fā)生局部失穩(wěn),在橋梁邊支座1 m的范圍及中支座10 m的范圍內(nèi),在鋼箱梁底板內(nèi)灌注厚度為0.30 m的C50混凝土。該橋梁主梁橫斷面如圖1所示。
圖1 主梁橫斷面(單位:mm)
2.1.1負(fù)彎矩區(qū)段子模型建立
利用ABAQUS中子模型模擬分析技術(shù),分別建立網(wǎng)格相對(duì)粗糙的整體全橋模型及負(fù)彎矩區(qū)節(jié)段局部精細(xì)化模型,局部模型切割部分的邊界條件由整體模型相應(yīng)位置的解插值而來(lái)。文中局部區(qū)域節(jié)段模型混凝土板兩側(cè)采用基于面的子模型模擬技術(shù),即使用整體模型的應(yīng)力結(jié)果驅(qū)動(dòng)子模型中混凝土板兩側(cè)區(qū)域;局部區(qū)域鋼箱梁兩側(cè)采用基于節(jié)點(diǎn)的子模型模擬技術(shù),即使用整體模型的節(jié)點(diǎn)位移結(jié)果驅(qū)動(dòng)子模型中鋼箱梁兩側(cè)區(qū)域。有限元模型如圖2所示。
(a)全橋有限元模型
2.1.2單元類型
橋面板混凝土以及鋼箱梁底部填充混凝土采用實(shí)體單元(C3D8R)模擬;構(gòu)造鋼筋采用桁架單元(T3D2)模擬;鋼主梁、加勁肋、橫隔板及橫向聯(lián)系梁采用殼單元(S4R)模擬; URSP連接件及栓釘連接件采用連接單元(CONN3D2)模擬。
2.1.3連接件模擬
連接件采用連接單元(CONN3D2)進(jìn)行模擬,并賦予連接單元三維非線性彈簧屬性。對(duì)于普通栓釘連接件荷載-滑移非線性關(guān)系采用文獻(xiàn)[10]所提出的二折線公式,對(duì)于URSP連接件荷載-相對(duì)位移關(guān)系依據(jù)有限元仿真結(jié)果而來(lái)。建模時(shí),普通栓釘連接件橫向每2個(gè)連接件數(shù)量等效為一個(gè)連接件,縱向數(shù)量不變,URSP連接件數(shù)量與實(shí)際一致。
2.1.4相互作用屬性
橋面板與鋼箱梁頂板采用面面接觸(Surface-to-surface contact)的相互作用形式,接觸時(shí)傳遞法向作用力及切向作用力,法向行為設(shè)置為“硬(Hard Contact)”接觸,切向行為設(shè)置為“罰(Penalty)”接觸。箱梁底部填充混凝土與鋼箱梁采用綁定接觸(Tie)的作用形式,不考慮填充混凝土與鋼箱梁底板的相對(duì)滑移。不考慮鋼筋的黏結(jié)滑移,將鋼筋內(nèi)置于混凝土板中,選擇內(nèi)置區(qū)域(Embedded region)來(lái)模擬其相互作用關(guān)系。在鋼箱梁中,加勁肋與橫隔板部分在底部的混凝土中,建模時(shí)將混凝土中的加勁肋與橫隔板分隔出來(lái)作為一個(gè)集合,內(nèi)置于底部混凝土當(dāng)中。
2.1.5荷載組合工況
荷載設(shè)計(jì)組合考慮永久作用及可變作用對(duì)梁橋受力影響。橋梁上部結(jié)構(gòu)作用主要考慮恒載、汽車荷載、溫度作用以及基礎(chǔ)變位作用,荷載組合工況如表1所示。
表1 荷載組合工況
其中對(duì)于汽車荷載,將采用車輛荷載計(jì)算,車輛模型采用文獻(xiàn)[11]所建議的五軸車輛模型,通過(guò)DLOAD子程序?qū)崿F(xiàn)移動(dòng)荷載的模擬。采用文獻(xiàn)[11]中所建議的豎向溫度梯度曲線考慮溫度梯度的變化,編寫(xiě)UTEMP子程序進(jìn)行全橋溫度場(chǎng)的施加。
2.2.1負(fù)彎矩區(qū)混凝土橋面板受力分析
為探究局部節(jié)段模型混凝土橋面板受力特性,本文選取支座截面為研究截面。分析不同荷載工況下局部節(jié)段模型支座截面平均拉應(yīng)力隨時(shí)間變化規(guī)律,如圖3所示。
圖3 支座截面拉應(yīng)力時(shí)程曲線
由圖3可知,在不同荷載工況作用下,支座截面平均拉應(yīng)力值大于0,支座截面混凝土受拉。4種荷載工況下,支座截面平均應(yīng)力最大值分別為1.43、2.18、0.35、1.01 MPa,工況2作用下,截面平均應(yīng)力值遠(yuǎn)高于其他3種荷載工況。當(dāng)車輛行駛至第二跨和第三跨跨中區(qū)域附近時(shí),支座截面平均拉應(yīng)力值較高。當(dāng)車輛行駛至最不利位置時(shí),負(fù)彎矩區(qū)混凝土橋面板應(yīng)力結(jié)果見(jiàn)表2。
表2 負(fù)彎矩區(qū)混凝土橋面板應(yīng)力結(jié)果
通過(guò)表2可知,不同荷載工況對(duì)混凝土板受力有較大影響,工況2為最不利荷載組合形式。曲線梁橋外側(cè)區(qū)域,彎扭耦合效應(yīng)加劇,最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在外側(cè)區(qū)域,溫度作用對(duì)混凝土拉應(yīng)力值有較大的影響。
2.2.2連接件受力分析
當(dāng)車輛行駛至最不利位置時(shí),提取并繪制節(jié)段模型連接件內(nèi)力云圖,如圖4所示。
(a)工況1作用下連接件內(nèi)力云圖
通過(guò)圖4可知,不同荷載工況對(duì)連接件受力影響較為顯著。工況2為最不利荷載工況,此工況下連接單元合力最大值為56.44 kN,即栓釘連接件所受合力最大值為28.22 kN,均大于其余荷載工況連接件內(nèi)力合力最大值。在URSP連接件與普通栓釘連接件交界處,內(nèi)力水平有明顯分界,在交界處區(qū)域外側(cè),普通連接件有很大的剪力集中現(xiàn)象,表明此處對(duì)栓釘連接件的抗剪承載能力有著更高的要求。
通過(guò)負(fù)彎矩區(qū)段受力分析結(jié)果可知,在URSP連接件與普通栓釘連接件交界處區(qū)域外側(cè),普通栓釘連接件有很大的剪力集中現(xiàn)象。對(duì)此,本文對(duì)現(xiàn)有連接件布置方案進(jìn)行優(yōu)化,在不同連接件交界處區(qū)域設(shè)置長(zhǎng)度1 m的過(guò)渡段區(qū)域,通過(guò)改進(jìn)過(guò)渡段區(qū)域內(nèi)連接件的布置形式,來(lái)解決部分普通栓釘連接件剪力集中問(wèn)題。
論文提出了3種過(guò)渡段連接件布置方案,在過(guò)渡段區(qū)域內(nèi),連接件順橋向間距為250 mm,連接件橫橋向間距與原方案一致。在1 m的過(guò)渡區(qū)域內(nèi),URSP連接件經(jīng)過(guò)6排,每排數(shù)量減少4個(gè),逐步過(guò)渡到0個(gè)。①方案一:兩鋼箱梁頂板URSP連接件過(guò)渡形式一致,均從內(nèi)側(cè)逐步減少其數(shù)量,最終使得URSP連接件在過(guò)渡區(qū)間內(nèi)呈現(xiàn)“雙斜杠”型分布。②方案二:內(nèi)側(cè)鋼箱梁頂板URSP連接件從曲線橋梁外側(cè)逐步減少其數(shù)量,外側(cè)鋼箱梁頂板URSP連接件從曲線橋梁內(nèi)側(cè)逐步減少其數(shù)量,最終使得URSP連接件在過(guò)渡區(qū)間內(nèi)呈現(xiàn)“V”型分布。③方案三:兩鋼箱梁頂板URSP連接件過(guò)渡形式一致,均從中間向兩側(cè)逐步減少其數(shù)量,最終使得URSP連接件在過(guò)渡區(qū)間內(nèi)呈現(xiàn)“W”型分布。連接件布置方案如圖5所示。
(a)過(guò)渡段連接件布置方案一
工況2為最不利荷載組合形式??紤]在最不利荷載組合形式作用下,分析不同布置方案對(duì)負(fù)彎矩區(qū)段中連接件和混凝土板受力特性的影響。
3.2.1連接件內(nèi)力分析
當(dāng)車輛行駛至最不利位置時(shí),提取并繪制不同布置方案下節(jié)段模型連接件內(nèi)力云圖,如圖6所示。
(a)方案一布置下連接件內(nèi)力云圖
通過(guò)圖6可知,各個(gè)布置方案下,不同連接件交界處均有不同程度的受力集中現(xiàn)象。方案一到方案三,連接件所受內(nèi)力最大值分別為25.93、25.63、23.31 kN。對(duì)比原始布置方案,3種布置方案下,連接件所受內(nèi)力最大值分別降低8.13%、9.18%、17.40%。方案三的布置形式能夠有效地改善曲線外側(cè)箱室不同連接件交界區(qū)域上普通栓釘連接件受力集中現(xiàn)象。
當(dāng)車輛行駛至最不利位置時(shí),提取連接件順橋向方向及橫橋向方向剪力云圖,如圖7~圖10所示。
(a) 順橋向方向剪力云圖
(a) 順橋向方向剪力云圖
(a) 順橋向方向剪力云圖
(a) 順橋向方向剪力云圖
分析圖7~圖10,發(fā)現(xiàn)3種連接件布置方案下,連接件順橋向方向及橫橋向方向的剪力最大值相比原始布置方案,均有不同程度的降低。3種不同布置方案在順橋向方向剪力最大值分別為23.29、23.06、21.10 kN,相比原始布置方案,剪力最大值分別降低6.01%、6.94%、14.85%。而連接件橫橋向方向剪力最大值分11.38、11.19、11.45 kN,相比原始布置方案,剪力最大值分別降低10.32%、11.86%、9.77%,下降程度均在10%左右。
通過(guò)表3可知,過(guò)渡段設(shè)計(jì)方案使得連接件剪力集中問(wèn)題得到明顯改善,綜合對(duì)比3種方案,方案三布置更為合理,不同連接件交界處普通栓釘連接件受力更為均勻。
表3 不同布置方案下連接件受力特性對(duì)比
3.2.2混凝土板受力分析
過(guò)渡段設(shè)計(jì)會(huì)大幅改善不同連接件交界處區(qū)域外側(cè)普通栓釘連接件剪力集中現(xiàn)象,使結(jié)構(gòu)受力更加合理。然而過(guò)渡段設(shè)置會(huì)少量增加普通栓釘連接件數(shù)量,繼而增加界面的抗剪剛度、增強(qiáng)混凝土板與鋼箱梁間的組合作用。在多種荷載組合作用下,混凝土板與鋼箱梁間的組合作用增強(qiáng)將會(huì)對(duì)負(fù)彎矩區(qū)混凝土產(chǎn)生一些不利影響。為探究過(guò)渡段連接件不同布置方案設(shè)計(jì)對(duì)混凝土板受力影響,將對(duì)比分析不同布置方案下負(fù)彎矩區(qū)混凝土板最大拉應(yīng)力與截面平均應(yīng)力變化。
圖11為車輛行駛至最不利位置時(shí),各個(gè)布置方案下混凝土橋面板最大主應(yīng)力分布云圖。由圖11可知,在各個(gè)布置方案下,混凝土橋面板拉應(yīng)力最大值分別為6.279、6.292、6.298 MPa,相比原始布置方案下混凝土板拉應(yīng)力最大值僅提高1.08%、1.29%、1.38%。過(guò)渡段設(shè)計(jì)方案對(duì)混凝土橋面板拉應(yīng)力最大值影響程度較小,僅在1%左右。
(a)方案一布置下橋面板應(yīng)力云圖
分析不同布置方案下支座截面應(yīng)力平均值隨時(shí)間變化,支座截面應(yīng)力時(shí)程曲線如圖12所示。不同布置方案下混凝土受力特性對(duì)比如表4所示。在各個(gè)布置方案下,混凝土橋面板支座截面平均應(yīng)力最大值分別為2.230、2.229、2.232 MPa,平均應(yīng)力最大值較為接近。相比原始布置方案下混凝土橋面板支座截面平均應(yīng)力最大值僅提高2.11%、2.06%、2.20%。過(guò)渡段設(shè)計(jì)方案對(duì)混凝土橋面板支座截面平均應(yīng)力影響較小。
表4 不同布置方案下混凝土受力特性對(duì)比
圖12 支座截面應(yīng)力時(shí)程曲線
分析表4,采用過(guò)渡段設(shè)計(jì)方案對(duì)混凝土板受力影響很小,綜合連接件受力考慮,過(guò)渡段設(shè)計(jì)具有必要性和可行性。
論文通過(guò)建立負(fù)彎矩區(qū)節(jié)段精細(xì)化有限元模型,對(duì)采用URSP連接件的鋼-混凝土組合曲線連續(xù)梁橋負(fù)彎矩區(qū)段的力學(xué)行為進(jìn)行研究,基于力學(xué)行為分析結(jié)果提出3種過(guò)渡段連接件布置方案,并對(duì)比分析不同連接件布置方案對(duì)連接件和混凝土板受力特性的影響,得到以下結(jié)論:
a.多種設(shè)計(jì)荷載工況下,連接件整體內(nèi)力較低。在URSP連接件與普通栓釘連接件交界處區(qū)域外側(cè),普通連接件有很大的剪力集中現(xiàn)象,建議在橋梁設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)格外注意。
b.論文中提出的過(guò)渡段設(shè)計(jì)方案能夠有效改善連接件剪力集中問(wèn)題。過(guò)渡段URSP連接件呈“W”型布置更為合理,在此布置形式下,連接件所受內(nèi)力最大值降低17.40%,連接件順橋向方向以及橫橋向方向的剪力最大值分別降低14.85%和9.77%。
c.采用過(guò)渡段設(shè)計(jì)方案對(duì)混凝土板受力影響很小,綜合連接件受力考慮,過(guò)渡段設(shè)計(jì)具有必要性和可行性。