樊 帥

(湖南省高速公路管理局，湖南 長沙 410001)

組合梁兼有混凝土梁與鋼梁的優(yōu)點，自重輕，且可避免鋼梁橋面鋪裝易損壞的問題，是300 ～600 m斜拉橋的合理主梁形式。據(jù)不完全統(tǒng)計，我國已建成和正在建設(shè)中的橋梁，主跨在400 m 及以上的斜拉橋共有46 座，其中組合梁斜拉橋共有21 座。組合梁斜拉橋的橋面板通過剪力釘連接件與鋼梁相結(jié)合［1，2］，由于邊跨輔助墩支反力作用，該區(qū)主梁受負(fù)彎矩，混凝土橋面板易開裂。目前，組合梁斜拉橋主梁方面的研究，學(xué)者們主要集中在主梁的剪力滯效應(yīng)及橋面板的收縮與徐變效應(yīng)方面［3～6］，專門針對斜拉橋輔助墩區(qū)橋面板受力特性研究較少。然而隨著組合梁斜拉橋跨徑不斷增大，輔助墩區(qū)橋面板受拉開裂問題突出，成為控制橋面板設(shè)計的關(guān)鍵。為此，以某組合梁斜拉橋為工程背景，選取輔助墩區(qū)域主梁，采用大型有限元軟件ANSYS11.0 建立“梁－殼－實”混合有限元模型，并對其進行仿真分析，旨在揭示輔助墩區(qū)域橋面板受力特性。在此基礎(chǔ)上，根據(jù)仿真結(jié)果揭示的不足，提出了有效改善措施。

1 概述

某雙塔雙索面半封閉鋼箱組合梁斜拉橋，主橋跨徑布置為(210+438+210)m，體系采用半漂浮體系，邊中跨比為0.491，在兩邊跨內(nèi)各設(shè)置了1 個輔助墩，總體布置圖如圖1 所示。橋塔采用鋼筋混凝土鉆石型塔，截面為變寬箱型截面，塔高150.2 m，其中橋面以上高110.9 m。拉索采用扇形布置，每個橋塔共設(shè)26 對拉索，縱向標(biāo)準(zhǔn)間距為9.0 m，在邊跨尾索區(qū)索距為6 m。主梁采用槽形鋼梁與混凝土橋面板組成的半封閉組合梁，主梁兩側(cè)設(shè)置風(fēng)嘴，中心線處梁高3.5 m，梁寬39.6 m，橋面設(shè)2%的雙向橫坡，組合梁橫斷面布置圖如圖2 所示。其中槽形鋼梁頂板寬800 mm、橫梁頂板寬600 mm、組合梁中混凝土橋面板厚度為260 mm。

圖1 主橋整體布置圖(單位:m)

圖2 主梁橫斷面布置圖(單位:mm)

2 有限元模型建立

目前，鋼結(jié)構(gòu)局部有限元分析方法主要有:子模型法，混合單元法，全橋空間模型法［7］。由于組合梁截面構(gòu)造復(fù)雜，全橋采用空間有限元模型必然會導(dǎo)致計算規(guī)模很大。而在有限元分析中，往往計算者并不關(guān)心全部位置的計算精度，只要局部位置計算精度滿足要求即可。鑒于“子模型法”邊界不易準(zhǔn)確施加［7］，故本文采用混合單元法建模。

為分析輔助墩處組合梁橋面板的受力特性，采用大型有限元軟件ANSYS11.0 建立“梁－殼－實－桿”的混合有限元模型，其中輔助區(qū)墩域主梁采用殼單元建模，其余主梁采用桿系單元建模［8］。殼模型部分的混凝土橋面板采用Shell181［9～11］單元模擬，鋼梁采用殼Shell63 單元模擬［9～11］;橋塔采用空間梁單元BEAM4 模擬［9～11］，斜拉索采用LINK10 單元模擬［9～11］，輔助區(qū)墩域主梁內(nèi)的預(yù)應(yīng)力采用LINK8 單元［10］。鋼與混凝土之間按共節(jié)點考慮。整個模型共21.3 萬個單元，19.4 萬個節(jié)點，其中殼單元約19 萬個，梁單元3 420 個，桿單元208 個。有限元模型如圖3 所示。

梁單元與殼單元采用“剛域”連接［7］，在有下部支撐處施加豎向約束，并保持結(jié)構(gòu)靜定。梁自重采用慣性力模擬，二期鋪裝采用在混凝土橋面板上施加2.74 kN/m2的均布面荷載進行模擬，斜拉索索力根據(jù)設(shè)計院提供數(shù)值，采用初始應(yīng)變模擬;活荷載采用影響線取最不利區(qū)域進行加載［12］，并考慮了相應(yīng)的縱、橫向折減。

圖3 混合有限元模型圖

3 計算結(jié)果分析

由于篇幅有限，本文僅列出了短期組合下橋面板的應(yīng)力，應(yīng)力以拉為“+”，壓為“－”，后續(xù)特殊說明均以此為約定。

圖4 橋面板上表面、下表面縱向正應(yīng)力(單位:kPa)

圖4 列出了在短期組合作用下，輔助墩處混凝土橋面板上、下表面縱向正應(yīng)力。圖4 可得，在輔助墩支座附近區(qū)域橋面板縱橋向呈現(xiàn)局部受彎，混凝土上表面基本處于受拉狀態(tài)，最大拉應(yīng)力達(dá)到15.2 MPa，其余大部分區(qū)域拉應(yīng)力為4.7 ～8.7 MPa;混凝土下表面基本處于受壓狀態(tài)，最大壓應(yīng)力達(dá)到16.3 MPa。

圖5 橋面板上表面、下表面橫向正應(yīng)力(單位:kPa)

圖5 列出了在短期組合作用下，輔助墩處混凝土橋面板上、下表面橫向正應(yīng)力。圖5 可得，在輔助墩支座附近區(qū)域橋面板橫橋向應(yīng)力分布較為復(fù)雜，總體呈現(xiàn)橫向受彎，鋼腹板對橋面板起明顯的支承作用?；炷辽媳砻婢植坷瓚?yīng)力峰值達(dá)11.4 MPa，但應(yīng)力迅速擴散，其余大部分區(qū)域處于受壓狀態(tài);混凝土下表面基本處于受拉狀態(tài)，拉應(yīng)力為1.3 ～3.3 MPa。

通過對圖4 和圖5 的分析可知，在輔助墩支座處，混凝土橋面板上表面的縱橫向均出現(xiàn)較大拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力達(dá)到15.2 MPa。為改善該處橋面板的受力，提出在鋼梁內(nèi)澆筑混凝土填實段的構(gòu)造措施，填實段長度取4 m。

在已建混合有限元模型的基礎(chǔ)上，將混凝土填實段采用實體單元Solid65［9］模擬。

圖6 橋面板上表面、下表面縱向正應(yīng)力(改善后)(單位:kPa)

圖6 列出了在短期組合作用下，采取改善措施后混凝土橋面板上、下表面的縱向正應(yīng)力。圖6 可得，在輔助墩處鋼梁內(nèi)澆筑混凝土填實段后，支座附近區(qū)域混凝土橋面板上、下表面縱向大部分區(qū)域處于受壓狀態(tài)，僅有少部分受拉，最大拉應(yīng)力為0.87 MPa。但在填實段的交界區(qū)域出現(xiàn)局部拉應(yīng)力，最大值達(dá)2.8 MPa。分析其原因主要是，在輔助墩處鋼梁內(nèi)澆筑混凝土填實段后，主梁在填實段交界處剛度發(fā)生了突變。

圖7 橋面板上表面、下表面橫向正應(yīng)力(改善后)(單位:kPa)

圖7 列出了在短期組合作用下，采取改善措施后混凝土橋面板上、下表面的橫向正應(yīng)力。圖7 可得，在輔助墩處鋼梁內(nèi)澆筑混凝土填實段后，支座附近區(qū)域混凝土橋面板上、下表面橫向大部分區(qū)域處于受壓狀態(tài)，僅有少部分受拉，最大拉應(yīng)力僅為1.47 MPa。但在填實段的交界區(qū)域出現(xiàn)局部拉應(yīng)力，最大值達(dá)2.0 MPa。

通過對比增加混凝土填實段前后橋面板縱橫向應(yīng)力的變化可得，在輔助處增加混凝土填實段，混凝土橋面板縱向最大拉應(yīng)力由15.2 MPa 減小到0.87 MPa，縱向最大拉應(yīng)力大幅減小，且拉應(yīng)力區(qū)由大范圍受拉變?yōu)閮H少部分受拉;橫向最大拉應(yīng)力由11.4 MPa 減小到1.47 MPa，橫向最大拉應(yīng)力也大幅減小。

4 結(jié)論

1)輔助墩區(qū)域橋面板縱橫向受力總體呈受彎狀態(tài)，在橫橋向鋼腹板對橋面板起明顯的支承作用。

2)當(dāng)輔助墩區(qū)域鋼梁內(nèi)無混凝土填實段時，該區(qū)域橋面板上表面縱橋向基本都受拉，最大拉應(yīng)力達(dá)到15.2 MPa，其余大部分區(qū)域拉應(yīng)力為4.7 ～8.7 MPa;橫橋向橋面板上表面最大拉應(yīng)力達(dá)11.4 MPa。

3)當(dāng)輔助墩區(qū)域鋼梁內(nèi)增加混凝土填實段時，該區(qū)域橋面板縱橫向基本都受壓，僅有少部分受拉，最大縱向拉應(yīng)力為0.87 MPa、橫向拉應(yīng)力為1.47 MPa。與無混凝土填實段方案相比，橋面板縱橫向最大拉應(yīng)力減小9.9 ～14.3 MPa，且拉應(yīng)力區(qū)由大范圍受拉變?yōu)閮H少部分受拉。

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