孫 寧,成立濤,李文華

(中交第一公路勘察設計研究院有限公司,陜西 西安 710075)

0 引 言

近年來,隨著國民經濟和城市建設的快速發(fā)展，人流量和車流量迅速增大。為了容納更大的與現代生活特征相適應的機動車流、非機動車流和人流，出現了城市寬橋以及寬跨比較大的斜拉橋，如：福州三縣洲閩江大橋(238 m+179 m獨塔單索面預應力混凝土斜拉橋),橋寬30 m，寬跨比12.6%；泉州晉江大橋(200 m+165 m獨塔雙索面預應力混凝土斜拉橋)，橋寬38 m，寬跨比19%；福州浦上大橋(72 m+110 m+110 m+72 m三塔矮塔單索斜拉橋)，橋寬37.5 m，寬跨比34%[1]。雙邊箱主梁截面結構因其質量輕、施工方便等優(yōu)點，正越來越多地出現在斜拉橋主梁設計中[2]。同時，隨著主梁寬度的加大，寬跨比增大，其截面剪力滯效應越來越明顯，如果忽略其影響，結構設計將偏于不安全。而采用單梁模型將無法準確考慮結構的空間受力特性，故需采用空間實體模型進行分析，了解主梁剪力滯規(guī)律，指導結構設計。

本文以某大跨度超寬斜拉橋為研究背景，采用ANSYS有限元分析軟件建立空間實體模型，對其進行空間受力狀態(tài)和剪力滯效應分析，以期為其他同類型結構設計提供參考。

1 工程概況

該斜拉橋結構體系為(120+120)m獨塔雙索面預應力混凝土斜拉橋，整幅橋面寬59.5 m，索塔為天鵝造型，兩側各有17根拉索，如圖1所示。

圖1 斜拉橋立面

本橋主梁采用邊箱梁開口截面，箱梁底面為平坡，箱梁中心處梁高3.5 m，頂面為1.5%雙向橫坡，拉索錨固位置的縱梁寬3 m，兩側邊腹板厚度40 cm，標準段箱梁頂板厚30 cm，底板厚40 cm；在主塔附近，頂板加厚至60 cm，底板加厚至80 cm。箱梁頂面全寬59.5 m，懸臂采用2.5 m，邊腹板內傾5 m，底板全寬44.5 m，邊腹板與頂、底板采用半徑6 m的圓弧倒角進行過渡。為改善橋面板的受力，主梁縱向在頂板下緣設置了3道寬30 cm、高70 cm的加勁肋，加勁縱梁與橋面板相交處設置20 cm×20 cm的倒角，如圖2所示。

主梁縱梁在主塔位置設置了740 cm×490 cm的開口，以便主塔豎向通過，縱梁從標準段3 m寬過渡到主塔附近8.2 m寬。

一段主梁標準節(jié)段長6 m，節(jié)段處設橫隔板，橫隔板厚40 cm；主塔附近采用100 cm及45 cm橫隔板；端橫梁厚188 cm，全橋橫梁均采用預應力混凝土結構。主梁分為2×(10 m+5×18 m)+40 m共13個施工節(jié)段，主梁采用支架現澆。

圖2 箱梁斷面構造

主梁內配置的縱向鋼束分頂板束、底板束及腹板束，均為通常束。為減少不同箱梁前后澆筑引起的橫向收縮裂縫，橫向頂板內配置了預應力鋼束。

2 基本結構選定及建模

本研究主要關注在結構自重、二期鋪裝、斜拉索索力及預應力作用下的主梁剪力滯效應。在忽略縱坡的情況下，由于荷載和結構基于主塔橫軸、縱軸對稱，為減小模型規(guī)模，計算取全橋的1/4模型，如圖3所示。為盡可能真實地反映結構的空間應力分布，建模時對主梁的構造細節(jié)進行模擬，小縱梁、各類橫梁、塔梁接觸段、跨中漸變段都按設計進行空間建模(圖4)。為準確模擬邊界，同時對主塔、斜拉索進行空間建模。結構分析表明，對于超寬斜拉橋結構，橫向橫梁預應力鋼束的布置也將影響其縱向應力分布。故按設計要求，模型中考慮縱、橫向預應力作用。

圖3 全橋1/4有限元模型擴展

圖4 標準梁段1/2模型單元離散

在有限元模型中，采用SOLID45單元模擬混凝土主梁，采用BEAM189單元模擬主塔，采用LINK10單元模擬斜拉索及預應力鋼筋，采用COMBIN14單元模擬支座。因采用梁單元模擬主塔，故采用MPC184剛性連接單元模擬其與支座的連接。

為考慮預應力效應，預應力鋼筋按其空間位置采用LINK10單元建模，采用約束方程法實現預應力鋼筋單元與主梁混凝土單元的連接，并采用APDL技術編程計算預應力損失，按鋼束單元有效應力計算初應變，設置LINK10單元的初應變。

邊界條件為：塔根固結，不考慮樁土效應；采用支座實際剛度，并通過COMBIN14單元模擬，支座下節(jié)點固結；對稱處采用對稱約束。

3 模型驗證

為驗證模型的正確性，利用ANSYS面操作技術取主梁橫截面正應力對其質心的矩，得到截面彎矩，與MIDAS Civil中的單梁模型彎矩計算結果進行比較，兩者基本吻合，精度滿足工程要求，結果見圖5，圖中彎矩以主梁下部受拉為正。主梁在恒載作用下的彎矩呈波浪形，由于拉索的彈性支承作用，斜拉橋主梁的彎矩顯著減小[3]。這說明該橋恒載分布、主梁剛度及拉索索力是滿足工程要求的。

圖5 實體模型計算彎矩與單梁模型的比較

4 剪力滯效應分析

4.1 剪力滯計算方法及梁段各點剪力滯系數

圖6 主梁橫截面各點示意

計算恒載作用下的主梁上緣、下緣各點的正應力及其剪力滯系數。主梁上緣B～G點沿縱橋向的剪力滯系數變化見圖7；主梁下緣H～L點的沿縱橋向的剪力滯系數變化見圖8。從圖7、8可以看出，超寬斜拉橋主梁沿縱向各截面剪力滯效應不同：邊墩等截面約束較弱處，其截面各點處剪力滯效應明顯；中間標準梁段處，剪力滯效應具有明顯的周期性。圖9、10分別為上、下緣各點正應力值。

圖7 上緣各點剪力滯系數沿縱橋向的變化

圖8 下緣各點剪力滯系數沿縱橋向的變化

圖9 上緣各點正應力

圖10 下緣各點正應力

整體上看，在主梁靠近主塔的負彎矩區(qū)段及邊墩區(qū)段，剪力滯系數變化較大，其余梁段剪力滯系數在1.0附近上下擺動。

4.2 標準梁段剪力滯分析

各標準梁段剪力滯變化規(guī)律類似：沿縱向2個索力作用點之間的箱梁剪力滯效應具有明顯的周期性，沿橫向索力作用點附近，箱梁剪力滯效應變化最大，遠離索力作用點剪力滯效應變化趨緩。

圖11 29～43 m梁段的上緣各點計算正應力(以拉力為正)

為分析其變化規(guī)律及原因，考慮距邊墩29～43 m梁段的ANSYS計算正應力，見圖11。從圖中可以看出：B、E、F、G點變化規(guī)律相似，在一個梁段2根吊索位置之間，壓應力具有先增大后減小的趨勢；C、D點變化規(guī)律相似，在一個梁段2根吊索位置之間，壓應力變化規(guī)律可分為2個階段。階段一：壓應力先突增后減小，形成應力尖點；階段二：壓應力先緩慢增大至極值后減小。另外可以看出，C、D點壓應力最大，其次是E、G、F點，B點最小。

C、D兩點位于主梁實體段兩側，是軸力傳遞的主要途徑。拉索對主梁施加軸力和彎矩(吊點作用于截面質心下緣，故產生彎矩效應)后，軸力首先影響C、D兩點的正應力，使其迅速增大，而后軸力通過橫梁迅速擴散，此時C、D兩點正應力下降。由于2根吊索之間的梁段在重力作用下受正彎矩作用，上緣受壓，且跨中彎矩最大，故C、D點正應力跨中出現極值；靠近右側拉索時，受到右側拉索的拉力作用，正應力相應減小。同樣在拉索右側，B點受軸力影響，正應力相應增大，在跨中彎矩作用下出現壓應力極值。B、E、F、G點由于離軸力傳遞區(qū)域較遠，沒有出現類似C、D點的應力突變，受彎矩作用影響明顯。

標準梁段計算所得的剪力滯效應最大出現在C、D點，標準段(距邊墩16～80 m)C點最大剪力滯系數為1.375， D點最大值為1.49。斜拉索索力作用點附近剪力滯明顯，縱向索力作用點間剪力滯效應趨緩。標準段沿縱向兩個索力作用點之間的箱梁剪力滯效應具有明顯的周期性，沿橫向索力作用點附近，箱梁剪力滯效應變化最大，遠離索力作用點剪力滯效應變化趨緩。

4.3 主塔及邊墩附近的剪力滯分析

靠近主塔處，主梁彎矩為負彎矩(圖12)，此時G點壓應力最大，其次是F、E、D、C等點，原因在于主梁彎矩和軸力主要由主梁實體段傳遞，故C、D、M點的應力與理論計算結果接近，而G、F、E點存在剪力滯效應，仍承受較大壓應力。由于該梁段處理論應力數值較小，因此剪力滯系數比一般梁段大。主梁負彎矩區(qū)段(107～120 m)C、D點為正剪力滯效應，上翼緣其余各點均為負剪力滯效應。邊墩附近主梁受正彎矩，上緣受壓(圖13)，而G、F、B點壓應力小，說明其剪力滯明顯。

圖12 主塔附近梁段上緣各點正應力比較

圖13 邊墩附近上緣各點正應力分布

5 結 語

通過分析該超寬斜拉橋在雙邊箱主梁自重、二期恒載及預應力作用下的剪力滯，得到以下結論。

(1)超寬斜拉橋雙邊箱梁屬于受彎矩和軸力共同作用的構件，在研究剪力滯效應時，需考慮軸力的影響，而且從標準段剪力滯效應的分析中可見，軸力的影響不可忽略。

(2)超寬斜拉橋主梁剪力滯效應明顯，設計類似橋梁時，需采用空間模型進行分析，或根據其剪力滯效應系數增加主梁壓應力儲備。

(3)超寬斜拉橋主梁沿縱向各截面剪力滯效應不同，在邊墩等截面約束較弱處，其截面各點處剪力滯效應明顯，但應力絕對值往往較小，具體設計時可選取較大剪力滯系數來校核，防止局部拉應力超限。

(4)主梁標準段在兩橫梁間剪力滯效應具有明顯的規(guī)律性，可利用該規(guī)律性研究剪力滯效應的簡化計算方法。