鄔曉光, 賀 攀, 李藝林, 馮 宇(長安大學(xué) 橋梁與隧道陜西省重點(diǎn)試驗(yàn)室, 陜西 西安 710064)

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連續(xù)剛構(gòu)橋跨中橫隔板設(shè)計(jì)參數(shù)

鄔曉光, 賀 攀, 李藝林, 馮 宇
(長安大學(xué) 橋梁與隧道陜西省重點(diǎn)試驗(yàn)室, 陜西 西安 710064)

從連續(xù)剛構(gòu)橋設(shè)計(jì)實(shí)際出發(fā),利用Midas Fea建立局部空間實(shí)體模型,分析了16m寬的箱梁跨中設(shè)置橫隔板后對跨中及附近區(qū)段頂、底板橫向應(yīng)力分布的影響.研究結(jié)果表明,橫隔板的設(shè)置可以有效改善跨中部位頂板及底板的橫向應(yīng)力分布,并且能削弱應(yīng)力峰值,有效控制跨中底板裂縫的開展.通過改變橫隔板的厚度、挖空率和數(shù)量得出橫隔板的最佳設(shè)計(jì)參數(shù).可為連續(xù)剛構(gòu)橋梁的設(shè)計(jì)提供一定的參考.

連續(xù)剛構(gòu)橋; 寬箱梁; 有限元法; 跨中; 橫隔板; 設(shè)計(jì)參數(shù)

由于連續(xù)剛構(gòu)橋跨中預(yù)應(yīng)力孔道較多,截面面積削弱明顯,加上張拉的底板縱向預(yù)應(yīng)力對混凝土產(chǎn)生作用向下的徑向力[1],使得跨中部位底板常常產(chǎn)生縱向裂縫,在惡劣環(huán)境(如海洋環(huán)境)裂縫的產(chǎn)生會(huì)加速鋼筋的銹蝕[2],加之考慮溫度對箱梁整體的作用[3],使得縱向裂縫的產(chǎn)生對橋梁的耐久性產(chǎn)生很大的影響.文獻(xiàn)[4-7]研究了墩頂橫隔板受力,論述了橫隔板對于橫向剛度的貢獻(xiàn),在跨中位置加設(shè)一道橫隔板可以顯著改善跨中位置底板和腹板的應(yīng)力狀態(tài)[8];文獻(xiàn)[1]和文獻(xiàn)[9-10]的研究表明,在跨中以及附近部位加設(shè)矮肋可以改善底板橫向拉應(yīng)力過大的問題.跨中加設(shè)一道橫隔板雖然可以改善跨中底板應(yīng)力狀態(tài),但跨中位置以外區(qū)域應(yīng)力狀態(tài)是否得到改善,以及底板橫向拉應(yīng)力過大的區(qū)域是否仍然存在等問題不得而知.加設(shè)矮肋并不能改善頂板的橫向應(yīng)力,并且矮肋的最佳厚度尺寸無法確定,現(xiàn)行規(guī)范也未對連續(xù)剛構(gòu)橋跨中橫隔板相關(guān)尺寸做出明確的規(guī)定[11-12].

本文從連續(xù)剛構(gòu)橋設(shè)計(jì)實(shí)際出發(fā),分析16 m寬箱梁跨中頂、底板橫向應(yīng)力分布及大小,以連續(xù)剛構(gòu)橋A為依托,通過對跨中設(shè)置橫隔板,采用有限元軟件研究其對跨中頂、底板橫向應(yīng)力的影響,進(jìn)而對橫隔板設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化研究,提出橫隔板設(shè)置的最佳厚度、最佳數(shù)量以及最佳挖空率.

1 工程概況

某橋A為四跨(65+2×120+65)m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋.采用懸臂澆筑施工,三向預(yù)應(yīng)力體系,單箱單室截面,箱梁橫斷面如圖1所示.

圖1 橋A箱梁橫斷面圖(單位:cm)Fig.1 Box girder cross section of bridge A

連續(xù)剛構(gòu)橋A箱梁根部高度7.2 m,跨中梁高3.0 m,其間梁高按1.8次拋物線變化.箱梁頂板寬15.9 m,底板寬8.4 m,頂板厚0.32 m,底板厚由跨中0.32 m按1.8次拋物線變化至根部0.80 m,腹板厚跨中段為0.55 m、根部變?yōu)?.7 m,漸變段長4.0 m.

主橋中跨底板縱向預(yù)應(yīng)力采用17ΦS15.20鋼絞線,錨下張拉控制應(yīng)力為1 395 MPa.主橋豎向預(yù)應(yīng)力采用JL32高強(qiáng)度精軋螺紋鋼筋,設(shè)計(jì)張拉力560 kN,腹板內(nèi)采用雙肢布置.

2 計(jì)算模型

2.1 平面桿系及空間實(shí)體模型

使用Midas Civil有限元軟件建立平面桿系模型,如圖2所示(順橋向?yàn)閤軸,橫橋向?yàn)閥軸).

圖2 全橋有限元平面桿系模型
Fig.2 Finite element plane model of full-bridge

使用Midas Fea 有限元軟件建立空間模型,模擬底板縱向預(yù)應(yīng)力張拉對底板受力的影響,研究橫隔板布置數(shù)量,建立圖3所示的局部模型.

圖3 橋A跨中1/2局部模型及鋼束布置圖

Fig.3 1/2 local model and layout of steel bundles of bridge A

模型的尺寸均采用設(shè)計(jì)圖尺寸,邊界條件由全橋平面桿系模型計(jì)算得到.其中截取的最左端軸力為-161 191.46 kN,剪力為16 255.51 kN,彎矩為462 341.79 kN·m.截取的最右端軸力為-157 644.8 kN,剪力為19 078.57 kN,彎矩為395 979.19 kN·m.在兩端析取網(wǎng)格面,將整體模型中得到的內(nèi)力施加在兩端網(wǎng)格面重心處.

在取出的局部模型中增設(shè)橫隔板,其布置如圖4所示,橫隔板具體的尺寸將在下文中闡述.

圖4 橋A橫隔板布置示意圖
Fig.4 Layout diagram of diaphragms of bridge A

2.2 計(jì)算工況及結(jié)果分析

(1) 確定橫隔板最佳厚度.分6種工況分析比較,工況1為考慮箱梁自重、二期恒載和縱向、豎向預(yù)應(yīng)力作用;工況2、3、4、5、6分別為載荷不變,跨中最大懸臂處增設(shè)一道(1#)厚度為40、45、50、55和60 cm的橫隔板,分析增設(shè)不同厚度橫隔板時(shí)對跨中底板應(yīng)力的改善情況,以確定橫隔板的最佳厚度.結(jié)果如表1所示.

表1表明未設(shè)置橫隔板時(shí)橫向位置上跨中底板出現(xiàn)拉應(yīng)力,最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在腹板與底板交接處附近,其值為2.56 MPa;中間位置拉應(yīng)力為1.60 MPa,橫向上應(yīng)力分布不均勻,呈現(xiàn)出明顯的剪力滯效應(yīng).由分析可知,設(shè)置橫隔板會(huì)使底板應(yīng)力得到明顯改善,橫隔板厚度為55 cm時(shí)應(yīng)力改善最為明顯,腹板處拉應(yīng)力降低至1.29 MPa,中間位置拉應(yīng)力降低至1.18 MPa;橫隔板厚度為60 cm時(shí),底板應(yīng)力改善較橫隔板厚為55 cm時(shí)不明顯.從經(jīng)濟(jì)角度及最大程度減少自重的原則考慮,確定橫隔板的合理厚度為55 cm.

表1 跨中底板橫向應(yīng)力分布情況Table 1 Transverse stress distribution at bottom plate of cross section

(2) 確定橫隔板最佳挖空率.橫向加勁肋高度在40～50 cm時(shí),對橫向應(yīng)力影響顯著.隨著加勁肋高度的增加,橫向拉應(yīng)力和壓應(yīng)力均減小,但變化幅度不是很大.各截面處橫隔板的挖空方式見圖5,為簡化建模,保持H1為40 cm固定不變,其中L為箱梁中心線至最內(nèi)側(cè)預(yù)應(yīng)力孔道中心線的距離,本文中L=130 cm,通過調(diào)整H2的大小實(shí)現(xiàn)挖空率的改變.

分6種工況研究橫隔板不同挖空率對箱梁空間應(yīng)力的影響.工況1為考慮箱梁自重、二期恒載和縱向、豎向預(yù)應(yīng)力作用;工況2、3、4、5、6分別為載荷不變,考慮橫隔板最佳厚度和最佳數(shù)量,跨中最大懸臂位置處增設(shè)挖空率為25%、30%、35%、40%、45%的厚度為55 cm的橫隔板.合龍段頂板、底板橫向應(yīng)力對比分析如下.

表2 合龍段頂板橫向應(yīng)力分布情況Table 2 Transverse stress distribution at roof plate of closure section

由表2可知,頂板橫向應(yīng)力主要為壓應(yīng)力,與前文敘述相同,與腹板交界處附近壓應(yīng)力最小,為1.61 MPa.頂板中間壓應(yīng)力最大,峰值為5.45 MPa;增設(shè)橫隔板可以使得頂板橫向應(yīng)力分布更加均勻,但不同挖空率對頂板橫向應(yīng)力分布以及應(yīng)力大小改變不大.當(dāng)挖空率為45%時(shí),由于頂板處橫隔板高度變小,對頂板橫向應(yīng)力改善效果逐漸減弱,因此確定橫隔板最佳挖空率為35%.

(3) 確定橫隔板最佳數(shù)量.基于以上確定出的橫隔板合理厚度以及最佳挖空率,分6種工況研究橫隔板設(shè)置的最佳數(shù)量.工況1為考慮箱梁自重、二期恒載和縱向、豎向預(yù)應(yīng)力作用;工況2、3、4、5、6分別為載荷不變,橫隔板厚度為55 cm,挖空率為35%,增設(shè)橫隔板1#;增設(shè)橫隔板1#、2#;增設(shè)橫隔板1#～3#;增設(shè)橫隔板1#～4#;增設(shè)橫隔板1#～5#.跨中合龍段及合龍段左右一定范圍內(nèi)每個(gè)塊段的中點(diǎn)處頂、底板的橫向應(yīng)力比較分析結(jié)果如下.

表3 合龍段頂板橫向應(yīng)力分布情況Table 3 Transverse stress distribution at roof plate of closure section

由表3、表4可知,對于合龍段位置,最大懸臂處增設(shè)一道橫隔板能夠有效改善頂板和底板橫向應(yīng)力的分布,削弱應(yīng)力峰值.橫隔板數(shù)量繼續(xù)增加,應(yīng)力值雖減小,但減小幅度有限.當(dāng)繼續(xù)增加橫隔板數(shù)量時(shí),由于新增加的橫隔板距離跨中位置較遠(yuǎn),對此位置的影響微乎其微.

表4 合龍段底板橫向應(yīng)力分布情況Table 2 Transverse stress distribution at bottom plate of closure section

表5 15號(hào)塊段中間位置頂板橫向應(yīng)力分布情況Table 5 Transverse stress distribution at roof plate of 15# block

表6 15號(hào)塊段中間位置底板橫向應(yīng)力分布情況Table 6 Transverse stress distribution at bottom plate of 15# block

由表5、表6可知, 15號(hào)塊段頂板和底板應(yīng)力分布不均,頂板上最大壓應(yīng)力為4.55 MPa,底板上最大拉應(yīng)力為1.76 MPa.在工況2和工況3下增設(shè)橫隔板1#和2#對其頂、底板橫向應(yīng)力影響較大,繼續(xù)增加橫隔板數(shù)量影響較小.

表7 14號(hào)塊段中間位置頂板橫向應(yīng)力分布情況Table 7 Transverse stress distribution at roof plate of 14# block

表8 14號(hào)塊段中間位置底板橫向應(yīng)力分布情況Table 8 Transverse stress distribution at bottom plate of 14# block

由表7、表8可知,14號(hào)塊段頂板最大壓應(yīng)力與底板最大拉應(yīng)力數(shù)值明顯減小;增設(shè)橫隔板1#對14號(hào)塊段橫向應(yīng)力的影響較小;當(dāng)增設(shè)橫隔板2#和3#時(shí),能夠有效改善該區(qū)域應(yīng)力分布,繼續(xù)增設(shè)橫隔板對該區(qū)域應(yīng)力的改善作用不明顯.

表9 13號(hào)塊段中間位置頂板橫向應(yīng)力分布情況Table 9 Transverse stress distribution at roof plate of 13# block

表10 13號(hào)塊段中間位置底板橫向應(yīng)力分布情況Table 10 Transverse stress distribution at bottom plate of 13# block

由表9、表10可知,13#塊段頂板最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在中間位置,其值為2.13 MPa,底板最大拉應(yīng)力為1.03 MPa.增設(shè)橫隔板1#和2#對13#塊段橫向應(yīng)力的影響較小,當(dāng)增設(shè)橫隔板3#和4#時(shí),橫向應(yīng)力數(shù)值明顯減小,繼續(xù)增加橫隔板數(shù)量影響較小.

對合龍段及15#～13#塊段的分析中可以發(fā)現(xiàn),沿跨中位置向墩頂兩側(cè)的頂、底板橫向應(yīng)力均呈減小趨勢.通過設(shè)置橫隔板,以上區(qū)域的橫向應(yīng)力分布均得到較大改善.在跨中設(shè)置2～3道橫隔板時(shí)可以有效改善頂、底板橫向應(yīng)力,繼續(xù)增加橫隔板的數(shù)量時(shí)作用不大.因此,橫隔板的最佳數(shù)量為2～3道.

3 結(jié)論與建議

(1) 連續(xù)剛構(gòu)橋梁跨中設(shè)置橫隔板不但能增加箱梁橫向剛度,而且可以有效減小頂、底板橫向應(yīng)力,改善橫向應(yīng)力分布.跨中橫隔板最佳厚度為55 cm,繼續(xù)增加橫隔板的厚度,對底板應(yīng)力分布無明顯影響.建議在進(jìn)行16 m寬箱梁橋設(shè)計(jì)時(shí)跨中橫隔板厚度取為50～60 cm,寬度大于16 m時(shí)橫隔板厚度可適當(dāng)加大.

(2) 橫隔板的最佳挖空率為35%.設(shè)計(jì)時(shí)參照圖5,L與H1不變,L可以取箱梁底板與腹板交接處倒角的長度,H1取值為40～50 cm.通過改變H2達(dá)到最佳挖空率,

(3) 通過改變橫隔板的數(shù)量,得出最佳設(shè)置數(shù)量為2～3道.建議在設(shè)計(jì)時(shí)第一道橫隔板設(shè)置在最大懸臂位置,然后再向兩側(cè)增設(shè)其他橫隔板,跨徑較大時(shí)可以適當(dāng)增加其數(shù)量,但數(shù)量增加時(shí)需考慮自重對結(jié)構(gòu)的影響.

[ 1 ] 胡云耀,常柱剛,胡漢渝. 關(guān)于增設(shè)矮肋法防治大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋箱梁底板縱向裂縫問題的探討[J]. 中外公路, 2009,29(2):145-148. (HU Y Y,CHANG Z G,HU H Y. Discussion on the problem of preventing longitudinal cracks in the bottom slab of long-span continuous rigid frame bridge by adding low rib method[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2009,29(2):145-148.)

[ 2 ] 林輝,張紅顯,鄔曉光. 福建海域鋼筋混凝土梁壓彎剛度研究[J]. 沈陽大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2016,28(5):402-404. (LIN H,ZHANG H X,WU X G. Stiffness of reinforced concrete beam in Fujian sea area[J]. Journal of Shenyang University(Natural Science), 2016,28(5):402-404.)

[ 3 ] 錢若霖,馮宇. 陜西地區(qū)連續(xù)剛構(gòu)橋溫度梯度時(shí)變效應(yīng)[J]. 沈陽大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2016,28(6):503-507. (QIAN R L,FENG Y. Temperature gradient effect of continuous rigid frame bridge in Shaanxi[J]. Journal of Shenyang University(Natural Science), 2016,28(6):503-507.)

[ 4 ] 何勇,盧小鋒,王世發(fā). 連續(xù)剛構(gòu)0#塊橫隔板受力分析研究[J]. 公路交通科技(應(yīng)用技術(shù)版), 2011(8):38-42. (HE Y,LU X F,WANG S F. Stress analysis of continuous rigid frame 0#block[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development(Application Technology), 2011(8):38-42.)

[ 5 ] 李勝華,周志祥,張鑫. 墩頂橫隔板對連續(xù)剛構(gòu)箱梁頂板力學(xué)性能的影響[J]. 重慶交通大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2007,26(4):3-5,28. (LI S H,ZHOU Z X,ZHANG X. Influences of diaphragn at the root of pier on the behaviors of roof board[J]. Journal of Chongqing Jiaotong University(Natural Science), 2007,26(4):3-5,28.)

[ 6 ] 于高志. 龍華松花江特大橋零號(hào)塊橫隔板應(yīng)力分析[D]. 哈爾濱:東北林業(yè)大學(xué), 2008. (YU G Z. The stress analysis of the cross diaphragm in segment No.0 for the Longhua super large bridge[D]. Harbin: Northeast Forestry University, 2008.)

[ 7 ] 王微嘉,羅鳴,羅實(shí). 連續(xù)剛構(gòu)橋0號(hào)塊橫隔板的構(gòu)造與受力分析[J]. 路基工程, 2010,28(3):151-154. (WANG W J,LUO M,LUO S. Structure and stress analysis of cross diaphragm of segment No.0 in continuous rigid frame bridge[J]. Subgrade Engineering, 2010,28(3):151-154.)

[ 8 ] 孫學(xué)先,陳小勇,延力強(qiáng). PC箱梁橫隔板對其截面應(yīng)力影響的空間分析[J]. 蘭州交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2008,27(6):8-11. (SUN X X,CHEN X Y,YAN L Q. Spatial analysis of diaphragms of PC box girder effecting on the section stress[J]. Journal of Lanzhou Jiaotong University, 2008,27(6):8-11.)

[ 9 ] 葛萬光,葉見曙,馬瑩. 橫向加勁肋對箱梁底板受力的作用分析[J]. 交通標(biāo)準(zhǔn)化, 2011,36(23):133-136. (GE W G,YE J S,MA Y. Mechanical analysis of transverse stiffener effect on bottom slab of box girder[J]. Transportation Standardization, 2011,36(23):133-136.)

[10] 李旺豐. 跨中橫向加勁肋對箱梁底板受力性能的影響[J]. 現(xiàn)代交通技術(shù), 20085(1):66-70. (LI W F. Mechanical analysis of transverse stiffener effect on bottom slab of box girder[J]. Journal of Shandong Jiaotong University, 2008,5(1):66-70.)

[11] 公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范: JTG D60—2015[S]. 北京:人民交通出版社, 2015. (General specifications for design of highway bridges and culverts: JTG D60-2015[S]. Beijing: China Communications Press, 2015.)

[12] 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:JTG D62—2004[S]. 北京:人民交通出版社, 2004. (Code for Design of Highway Reinforced Concrete and Prestressed Concrete Bridges and Culverts: JTG D62-2004[S]. Beijing: China Communications Press, 2004.)

【責(zé)任編輯: 趙 炬】

Design Parameters of Diaphragmin Middle Span of Continuous Rigid-Frame Bridge

WuXiaoguang,HePan,LiYilin,FengYu

(Key Laboratory of Bridge and Tunnel of Shaanxi Province, Chang’an University, Xi’an 710064, China)

Based on the design of continuous rigid frame bridge, a local entity model space is established with software “Midas/Fea”. The propose is to study the influence for transverse stress distribution in top and bottom plates of middle span section and nearby after setting the diaphragms in 16m wide box beam. The results show that diaphragms can effectively improve the transverse stress across the top and bottom plates, as well as, weaken the peak of the stress, and it can control the emergence of cracks. The vintage design parameters of diaphragm are gotten by changing the thickness, hollowed out rate and quantity of the diaphragm. The conclusions and recommendations can provide a reference for the design of continuous rigid frame bridges.

continuous rigid frame bridge; wide box beam; finite element method; middle span; diaphragm; design parameters

2017-01-05

陜西省交通運(yùn)輸廳科技資助項(xiàng)目(13-25k).

鄔曉光(1961-),男,湖北黃岡人,長安大學(xué)教授,博士生導(dǎo)師.

2095-5456(2017)03-0223-06

U 441

A