組合連續(xù)梁橋負(fù)彎矩區(qū)段抗拔不抗剪連接件布置方案優(yōu)化

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)

0 引言

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，混凝土開裂問題嚴(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]，為解決混凝土開裂問題提供了一個(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。

1 工程概況

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 負(fù)彎矩區(qū)段受力分析

2.1 有限元模型

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。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。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UTEMP子程序進(jìn)行全橋溫度場(chǎng)的施加。

2.2 結(jié)果分析

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)果見表2。

表2 負(fù)彎矩區(qū)混凝土橋面板應(yīng)力結(jié)果

通過表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。

3 負(fù)彎矩區(qū)連接件布置方案優(yōu)化

3.1 連接件布置方案設(shè)計(jì)

通過負(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的過渡段區(qū)域，通過改進(jìn)過渡段區(qū)域內(nèi)連接件的布置形式，來解決部分普通栓釘連接件剪力集中問題。

論文提出了3種過渡段連接件布置方案，在過渡段區(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的過渡區(qū)域內(nèi)，URSP連接件經(jīng)過6排，每排數(shù)量減少4個(gè)，逐步過渡到0個(gè)。①方案一：兩鋼箱梁頂板URSP連接件過渡形式一致，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)過渡段連接件布置方案一

3.2 連接件不同布置方案對(duì)比分析

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。

通過表3可知,過渡段設(shè)計(jì)方案使得連接件剪力集中問題得到明顯改善,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，過渡段設(shè)計(jì)具有必要性和可行性。

4 結(jié)論

論文通過建立負(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.論文中提出的過渡段設(shè)計(jì)方案能夠有效改善連接件剪力集中問題。過渡段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，過渡段設(shè)計(jì)具有必要性和可行性。