李泉彬

(廣東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院股份有限公司，廣東 廣州 510507)

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曲線鋼-混疊合梁架設(shè)及頂升分析

李泉彬

(廣東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院股份有限公司，廣東 廣州 510507)

鋼混疊合箱梁通常使用槽型鋼梁，連續(xù)梁的中支點(diǎn)臨時(shí)頂升法可為該位置的混凝土橋面板提供預(yù)壓力，當(dāng)橋梁為曲線時(shí)，在施工過程中槽型鋼箱會(huì)產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)變形甚至畸變，進(jìn)而影響架設(shè)安全及預(yù)壓力效果。通過分析槽型鋼-混組合梁在各關(guān)鍵工況下的受力和變形，探討合理的構(gòu)造設(shè)計(jì)及頂升方式。

槽型鋼混疊合梁；曲線梁；頂升；扭轉(zhuǎn)變形；預(yù)加壓力

1 模型建立

本文以1座跨徑為33 m+35 m的鋼-混組合梁橋?yàn)槔?橋梁平曲線半徑R為130 m,槽型鋼梁高H為1.45 m,箱寬B為2.7 m,上翼緣板寬T為0.6 m,混凝土頂板厚為0.32 m,鋼箱內(nèi)每隔3 m設(shè)置1道橫隔板,截面底板厚為24 mm,上翼板厚為30 mm,腹板厚為18 mm。

利用空間有限元分析軟件Midas/Civil 2012建立空間模型,鋼板采用薄板單元模擬,混凝土板采用厚板單元模擬。組合梁斷面如圖1所示。

圖1 鋼-混疊合梁斷面圖

2 分析方法及要點(diǎn)

曲線鋼梁在自重、混凝土重量及頂升力的作用下,均會(huì)產(chǎn)生自由扭轉(zhuǎn)變形及約束扭轉(zhuǎn)變形,2種扭轉(zhuǎn)變形都假定截面周邊保持不變形,為剛體轉(zhuǎn)動(dòng)。當(dāng)鋼板較薄或橫隔板較少時(shí),截面還會(huì)發(fā)生畸變[1]。開口截面扭轉(zhuǎn)慣性矩遠(yuǎn)小于閉口截面,非常容易發(fā)生畸變產(chǎn)生翹曲應(yīng)力。

為了考察該座開口箱梁在施工過程中的扭轉(zhuǎn)變形和扭轉(zhuǎn)應(yīng)力,建立帶橫隔板的開口箱梁空間板單元有限元模型,與等尺寸的閉合箱梁模型、無橫隔板開口箱梁模型進(jìn)行扭轉(zhuǎn)變形對比,驗(yàn)證橫隔板的設(shè)置合理性,以使開口鋼箱保持整體扭轉(zhuǎn),保證施工過程的結(jié)構(gòu)安全[2]。

另外,兩孔連續(xù)鋼-混疊合梁結(jié)構(gòu),通常通過頂升鋼梁中支點(diǎn)-澆筑頂板混凝土-疊合梁回落工序,使中支點(diǎn)頂板混凝土產(chǎn)生預(yù)壓應(yīng)力[3-4]。本文提出單支點(diǎn)頂升、等位移雙支點(diǎn)頂升及不等位移雙支點(diǎn)頂升3種頂升方法,通過對比各工況下彎梁的應(yīng)力,尋求合理的頂升方式。

3 箱梁架設(shè)時(shí)的扭轉(zhuǎn)變形

對于扭轉(zhuǎn)變形,可以使用箱室4個(gè)角點(diǎn)的水平位移(Y)、豎向位移(Z)描述,如圖2所示。而利用節(jié)點(diǎn)位移,推算出腹板轉(zhuǎn)角α=arctan((Y1-Y2)/H)和底板轉(zhuǎn)角β=arctan((Z1-Z2)/B)[5]。當(dāng)α、β較接近時(shí),說明箱梁發(fā)生自由扭轉(zhuǎn)和約束扭轉(zhuǎn),接近剛體轉(zhuǎn)動(dòng)。當(dāng)α、β相差較大時(shí),說明箱梁的翹曲變形較大。

圖2 箱梁扭轉(zhuǎn)變形示意圖

(1) 閉口無隔板箱梁的扭轉(zhuǎn)變形。建立與示例橋梁等尺寸的閉合箱梁模型,且僅在支座位置設(shè)置支承隔板,在箱梁吊裝工況下,受自重力作用,提取關(guān)鍵截面的角點(diǎn)位移,計(jì)算出α、β數(shù)值[6],計(jì)算結(jié)果如圖3所示。其中橫坐標(biāo)為截面號(hào),1#～46#為33 m跨,46#～91#為35 m跨,1#、46#、91#截面為支點(diǎn)截面,豎坐標(biāo)為板的扭轉(zhuǎn)角度(下同)。

圖3 閉合箱梁自重下的扭轉(zhuǎn)變形

閉合箱梁腹板最大扭轉(zhuǎn)角度約為0.10°,底板最大扭轉(zhuǎn)角約為0.08°, 35 m跨的扭轉(zhuǎn)變形大于33 m跨;支點(diǎn)位置的α、β值接近,而跨中位置的α、β值相差約為0.02°,α/β最大值為1.25,說明設(shè)置橫隔板的支點(diǎn)截面接近剛體轉(zhuǎn)動(dòng),未設(shè)置橫隔板的截面發(fā)生一定程度的翹曲變形;曲線圖普遍表現(xiàn)為α>β,這是底板較厚,其剛度較大,較之腹板不容易發(fā)生翹曲變形的表現(xiàn)[7]。

(2) 開口無隔板箱梁的扭轉(zhuǎn)變形。建立開口箱梁模型,僅在支座處設(shè)置支承隔板,計(jì)算結(jié)果如圖4所示。

圖4 開口無隔板箱梁自重下的扭轉(zhuǎn)變形

開口箱梁腹板最大扭轉(zhuǎn)角度約為0.94°,底板最大扭轉(zhuǎn)角約為0.12°,均比閉合箱梁大,其扭轉(zhuǎn)剛度比閉合箱梁大幅降低;跨中最大α/β=0.94/0.12=7.83,轉(zhuǎn)角曲線差異非常大,說明無側(cè)向約束的腹板發(fā)生較大的扭轉(zhuǎn)翹曲變形,箱梁畸變嚴(yán)重。

(3) 帶隔板開口箱梁的扭轉(zhuǎn)變形。建立開口帶隔板箱梁模型,每孔各布置11道橫隔板,計(jì)算結(jié)果如圖5所示。

圖5 帶隔板開口箱梁自重下的扭轉(zhuǎn)變形

該箱梁腹板、底板最大扭轉(zhuǎn)角度約為0.17°,均比閉合箱梁稍大,說明其扭轉(zhuǎn)剛度能接近閉合箱梁,但依然比閉合箱梁小;α、β曲線基本重合,說明箱梁非常接近于整體扭轉(zhuǎn),翹曲變形非常小,橫隔板的設(shè)置保證了施工期間開口箱梁穩(wěn)定性及安全性。

4 鋼-混疊合梁頂升-回落應(yīng)力分析

中支點(diǎn)3種頂升方法的頂升高度均控制在125 mm,通過空間有限元模型,計(jì)算出澆筑混凝土?xí)r鋼梁翼緣應(yīng)力σs1、σs2及回落后混凝土板的壓應(yīng)力σC1、σC2,對比3種方法的計(jì)算結(jié)果,判斷頂升方法的優(yōu)劣[8-9]。

(1) 單支點(diǎn)頂升。頂升中支點(diǎn)底板中心位置,頂升高度為125 mm,計(jì)算出此工況下的σs1、σs2、σC1、σC2數(shù)值,計(jì)算范圍為中支點(diǎn)前后各4 m。

計(jì)算結(jié)果見表1所列。

表1 各工況鋼梁與混凝土板應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

由表1可見,鋼梁內(nèi)側(cè)上翼緣最大拉應(yīng)力σs1為155.2 MPa,外側(cè)上翼緣最大拉應(yīng)力σs2為184.1 MPa,外側(cè)上翼緣應(yīng)力較大,內(nèi)外側(cè)差值為28.9 MPa。

疊合梁回落后混凝土面板內(nèi)側(cè)最小壓應(yīng)力σC1為2.3 MPa,外側(cè)面板最小壓應(yīng)力σC2為1.9 MPa,外側(cè)混凝土板壓應(yīng)力儲(chǔ)備較小,內(nèi)外側(cè)差值為0.4 MPa。

(2) 雙支點(diǎn)等位移頂升。頂升方式調(diào)整為中支點(diǎn)底板兩側(cè)邊緣位置,頂升高度為125mm,由表1可見,σs1為181.2 MPa,σs2為178.4 MPa,內(nèi)外側(cè)應(yīng)力較均衡,且最大應(yīng)力比單支點(diǎn)頂升略有下降。σC1為3.3 MPa,σC2為3.1 MPa,外側(cè)混凝土板壓應(yīng)力儲(chǔ)備略小,內(nèi)外側(cè)差值為0.2 MPa。

(3) 雙支點(diǎn)不等位移頂升。頂升方式調(diào)整為中支點(diǎn)底板兩側(cè)邊緣位置,內(nèi)側(cè)頂升高度為120 mm,外側(cè)頂升高度為130 mm,由表1可見,σs2為175.6 MPa,較之雙支點(diǎn)等位移頂升進(jìn)一步下降。σC1為3.1 MPa,σC2為3.2 MPa,內(nèi)外側(cè)混凝土板壓應(yīng)力儲(chǔ)備基本一致。

5 結(jié) 論

(1) 通過合理設(shè)置橫隔板,開口箱梁可大幅提高箱梁的整體抗扭剛度,但比其閉合箱梁依然較小,故扭轉(zhuǎn)變形應(yīng)予以重視。

(2) 無論是開口箱梁還是閉合箱梁,橫隔板對減少箱梁的翹曲變形均有必要,尤其是開口鋼梁,設(shè)置合理的橫隔板將大幅提高其截面整體性。

(3) 跨中位置發(fā)生翹曲變形的潛在可能性最大,故該位置應(yīng)至少設(shè)置1道橫隔板。

(4) 單支點(diǎn)頂升法,扭轉(zhuǎn)變形使疊合梁內(nèi)外側(cè)應(yīng)力差異較大,回落時(shí)有一部分豎向位移是截面旋轉(zhuǎn)分量,不產(chǎn)生彎曲應(yīng)力,故其壓應(yīng)力儲(chǔ)備較小;雙支點(diǎn)等位移頂升時(shí),內(nèi)側(cè)比外側(cè)彎曲變形大,故內(nèi)側(cè)的鋼梁應(yīng)力及混凝土預(yù)壓力均比外側(cè)大。

(5) 雙支點(diǎn)不等位移頂升法,通過調(diào)整2個(gè)支撐點(diǎn)的頂升量,控制梁的扭轉(zhuǎn)變形及彎曲變形,可獲得較為均衡、合理的鋼梁施工期間應(yīng)力水平及混凝土橋面板預(yù)壓應(yīng)力。

[1] 吳 沖.現(xiàn)代鋼橋(上)[M].北京:人民交通出版社,2006.

[2] 劉玉擎.組合結(jié)構(gòu)橋梁[M].北京:人民交通出版社,2005.

[3] 聶建國.鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁[M].北京:人民交通出版社,2011.

[4] 張景坤，徐克敏．鋼-混凝土結(jié)合梁頂升施工技術(shù)[J].上海建設(shè)科技,2008(11):16～18.

[5] 余茂峰,劉君波,葉建龍.曲線開口鋼箱的扭轉(zhuǎn)變形及橫隔板合理間距分析[J].公路交通技術(shù),2011(4):22～25.

[6] 胡 強(qiáng),陳浩軍,王季青.空間曲線鋼箱梁有限元分析[J].公路與汽運(yùn),2004(3):51～53.

[7] 王 猛.鋼-混凝土連續(xù)組合梁的設(shè)計(jì)分析[J].城市道橋與防洪,2014(12):53～55.

[8] JTG D64-2015,公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范[S]．

[9] JTG D62-2004,公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范[S]．

2016-05-12；修改日期：2016-05-23

李泉彬(1985-)，男，廣東新會(huì)人，廣東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院股份有限公司工程師．

U448.216

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1673-5781(2016)03-0407-03