劉秉輝，肖旭東2，鄧 露3，夏志華2，郭金龍

(1.中鐵九局集團 第二工程有限公司，吉林 吉林 132001； 2.中鐵九局集團有限公司，吉林 沈陽 110051； 3.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院 工程結(jié)構(gòu)損傷診斷湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410082)

現(xiàn)代斜拉橋是跨江、跨海常見的大跨度橋型之一[1]。隨著斜拉橋設(shè)計、施工等相關(guān)技術(shù)的逐漸成熟，斜拉橋的跨徑在不斷增大，其中我國滬通長江大橋的跨徑已達(dá)1 092 m。混合梁斜拉橋以其獨特的構(gòu)造與受力特點已在國外得到廣泛的應(yīng)用，雖然國內(nèi)也建成了較多的大跨度混合梁斜拉橋，但與發(fā)達(dá)國家相比仍有一定差距[2]。獨塔斜拉橋在我國起步較晚，但在斜拉橋中占有較大的比例[3-4]。

主塔是斜拉橋的主要承重構(gòu)件。鋼-混凝土組合橋塔因其合理的受力特性而在斜拉橋中得到了越來越廣泛的應(yīng)用。目前，針對鋼-混凝土橋塔的研究主要集中在索塔錨固區(qū)的力學(xué)性能方面[5-7]，也有些學(xué)者研究了橋塔的整體與局部穩(wěn)定性問題[8-10]。劉學(xué)明等通過鋼-混結(jié)構(gòu)橋塔的推出試驗研究了混凝土與鋼管間的相互作用[11]。邵旭東等分析了長沙洪山廟無背索獨塔斜拉橋的受力情況[12]。劉永健等采用有限元方法對某獨塔斜拉橋塔梁結(jié)合處進(jìn)行受力分析，指出該部位應(yīng)力水平是決定結(jié)構(gòu)安全與否的關(guān)鍵[13]。然而，國內(nèi)外以往研究均沒有涉及變截面橢圓形獨塔混合梁斜拉橋主塔的力學(xué)性能研究。

本文以四平市東豐路上獨塔斜拉橋變截面橢圓形鋼-混凝土組合橋塔為研究對象，按照1∶8的縮尺比建立了原橋塔節(jié)段的縮尺模型，采用大型靜力加載裝置對橋塔模型進(jìn)行豎向加載試驗，并結(jié)合ANSYS有限元分析，研究了橋塔外包鋼板和塔內(nèi)混凝土的應(yīng)力與外加荷載的關(guān)系。研究成果揭示了變截面橢圓形鋼-混凝土組合橋塔的力學(xué)性能，為該類橋塔的設(shè)計和建造提供理論依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 橋塔原型概況

四平市東豐路跨鐵路立交橋為獨塔混合梁單索面斜拉橋，如圖1所示。該混合梁斜拉橋主跨和邊跨分別采用鋼箱梁和預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，跨徑分別為169、90 m，梁高為3.4 m。橋塔高75 m，塔身采用鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)。橋梁共設(shè)12對斜拉索，在橋塔上的錨固間距為4 m，在主跨和邊跨上的錨固間距分別為8、6 m。主梁部分承受的恒載和活載等通過拉索傳遞到主塔，再傳遞到橋梁下部的基礎(chǔ)。橋塔采用變截面橢圓形設(shè)計，其中塔腳截面長軸尺寸為7.98 m，短軸尺寸為3.9 m；塔頂截面長軸尺寸為9.71 m，短軸尺寸為8 m。鋼結(jié)構(gòu)采用Q345qE材質(zhì)，塔壁厚度從塔底25 mm變化到塔頂12 mm。塔壁內(nèi)側(cè)設(shè)置了縱、橫向加勁肋和剪力釘?shù)?，塔?nèi)填充C50微膨脹混凝土。

圖1 變截面橢圓形獨塔斜拉橋(單位：m)Figure 1 Cable-stayed bridge with single pylon with varying elliptical section(Unit：m)

1.2 橋塔節(jié)段模型設(shè)計

參照四平市東豐路上跨鐵路立交橋鋼橋塔及塔-梁結(jié)合段的截面形式，考慮加工制作的工藝水平，根據(jù)應(yīng)力等效原則設(shè)計了縮尺比為1∶8的橋塔節(jié)段試驗?zāi)Ｐ?。模型鋼?gòu)件采用Q345鋼材制作，由外壁板、剪力釘、加勁肋等部分焊接而成。模型與原型的主要構(gòu)件尺寸如表1所示。需要說明的是：①由于焊接工藝和鋼板型號的限制，為保證焊接質(zhì)量，外壁板和加勁肋的厚度確定為4 mm，比按縮尺比例計算的尺寸略大；②剪力釘選取了直徑最小的型號，其數(shù)量是根據(jù)剪應(yīng)力等效原則并在原型中剪力釘?shù)某叽绾蛿?shù)量的基礎(chǔ)上確定。橋塔模型高4 300 mm，由4個節(jié)段焊接拼裝而成，4個節(jié)段由下至上高度分別為1175、1000、1000、1125 mm。橋塔內(nèi)填充與設(shè)計配合比相同的C50微膨脹混凝土。圖2給出了距離橋塔模型底部2925 mm處的橋塔模型斷面圖。

表1 橋塔節(jié)段主要構(gòu)件尺寸Table1 Maincomponentdimensionsofthepylonsegment類別塔底外壁橢圓(長軸×短軸)塔頂外壁橢圓(長軸×短軸)模型/mm997×488822×488原型/mm7976×39006576×3900外壁板厚度剪力釘(長×徑)縱向加勁肋(寬×厚)440×1063×425170×22500×20

圖2 橋塔節(jié)段模型斷面(單位：mm)Figure 2 Model section of the pylon segment (Unit:mm)

2 節(jié)段模型試驗

2.1 模型制作

先制作橋塔節(jié)段模型，將環(huán)形加勁肋和橢圓承壓板焊接在鋼板上，通過慢慢輥壓鋼板，形成橢圓形截面。橢圓形壁板制作完成后，再將縱向加勁肋和剪力釘焊接在對應(yīng)的位置?？紤]到制作難度以及預(yù)應(yīng)力對試驗結(jié)果的影響并不大，橋塔預(yù)應(yīng)力棒用鋼筋在對應(yīng)位置代替。制作橋塔節(jié)段模型的同時，完成塔-梁結(jié)合段模板的制作和鋼筋的綁扎，最后將橋塔模型第一節(jié)段在塔-梁結(jié)合段模板內(nèi)定位固定。塔-梁結(jié)合段模型安裝完成后，進(jìn)行C50普通混凝土的澆筑和養(yǎng)護(hù)。接著完成橋塔模型第二、三和四節(jié)段的制作，再將這三段拼接一起，然后完成與塔-梁結(jié)合段的拼裝。最后進(jìn)行塔內(nèi)C50微膨脹混凝土的澆筑和養(yǎng)護(hù)。試驗?zāi)Ｐ腿鐖D3所示。

2.2 試驗荷載和加載裝置

根據(jù)橋梁通用軟件Midas的有限元分析，獲得橋塔節(jié)段頂部在不同荷載組合下的內(nèi)力如表2所示。試驗中試驗荷載基于承載能力極限狀態(tài)確定，此時橋塔節(jié)段所包含的混凝土梁側(cè)斜拉索的索力在水平和豎直方向的分量分別為2 587、4 706 kN，鋼箱梁側(cè)斜拉索的索力在水平和豎直方向的分量分別為2 667、3 951 kN。根據(jù)應(yīng)力等效原則求得模型等效設(shè)計荷載的軸力和彎矩分別為3 995、212 kN·m(包含第一對索力作用)。

圖3 橋塔節(jié)段縮尺模型Figure 3 Scaled model of the pylon segment

表2 荷載組合下橋塔節(jié)段頂端截面內(nèi)力Table2 Internalforceoftopsectionofthepylonsegmentunderloadcombination工況分類軸力Nx/kN承載能力極限狀態(tài)基本組合-2.47×105正常使用極限狀態(tài)頻遇組合-2.03×105正常使用極限狀態(tài)準(zhǔn)永久組合-2.02×105正常使用極限狀態(tài)標(biāo)準(zhǔn)組合-2.05×105彎矩mz,max/(kN·m)彎矩mz,Min/(kN·m)-1.09×105-1.43×104-6.34×104-1.84×104-4.74×104-2.17×104-7.88×104-1.45×104

試驗過程中彎矩通過施加偏心軸力實現(xiàn)，偏心距離為53 mm。試驗?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)的計算簡圖如圖4所示，底部的邊界條件采用固結(jié)形式等效模擬。試驗采用大型靜力加載裝置施加豎向偏心荷載，如圖5所示。試驗采用分級加載方式加載，每級增加400 kN，最終增加至6 800 kN，為模型等效設(shè)計荷載的1.7倍。試驗中采用TDS-530高速數(shù)據(jù)采集儀和JMZX-3006綜合測試儀分別采集塔壁和塔內(nèi)混凝土在豎向荷載作用下的應(yīng)變。

2.3 測點布置

為確定主塔節(jié)段塔壁鋼板和塔內(nèi)混凝土在等效設(shè)計荷載作用下的受力特點，在變截面橢圓形主塔的長軸和短軸4個方向沿塔壁高度各布置了6個豎向電阻應(yīng)變片，在距離塔底950 mm處塔壁四周布置8個環(huán)向電阻應(yīng)變片，在塔內(nèi)混凝土布置了8個鋼弦式應(yīng)變計，如圖6所示。

圖4 模型結(jié)構(gòu)計算簡圖(單位：mm)Figure 4 Calculation diagram of model structure (Unit:mm)

圖5 大型靜力加載裝置Figure 5 Large scale static loading system

圖6 測點布置圖(單位：mm)Figure 6 Arrangements of measuring points(Unit：mm)

3 試驗結(jié)果分析

3.1 塔壁的縱向應(yīng)力

圖7～圖10顯示了在加載至1.7倍等效設(shè)計荷載過程中塔壁鋼板上不同測點的應(yīng)力與外加荷載的關(guān)系。需要說明的是有些應(yīng)變片測出的數(shù)據(jù)有明顯的錯誤而在數(shù)據(jù)統(tǒng)計時已剔除。從圖7～圖10可以看出：①在加載至1.0倍等效設(shè)計荷載時，壁板的最大壓應(yīng)力為144 MPa(G12)，遠(yuǎn)小于《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》規(guī)定的Q345鋼的強度設(shè)計值(275 MPa)，滿足強度要求；在加載至1.7倍等效設(shè)計荷載的過程中，各測點的應(yīng)力隨荷載的增大呈線性增長，壁板仍處于彈性階段，說明在設(shè)計荷載作用下，結(jié)構(gòu)有足夠的安全儲備；②長軸方向的塔壁在與主梁交接處承受的壓應(yīng)力最大，其值約為210 MPa(G12)，這可能是塔梁交接處發(fā)生剛度突變所致。而短軸方向的塔壁在與主梁交接處承受的壓應(yīng)力最小，這是由于短軸尖端曲率較小，應(yīng)力集中主要發(fā)生在曲率較大的長軸尖端[14]；③短軸方向塔壁最大壓應(yīng)力約為176 MPa(G17)，而同一截面長軸兩端的壓應(yīng)力相對較小，這是因為圓形鋼墊板的直徑為500 mm，放置在短軸壁板兩端上，從而傳遞到組合橋塔模型頂部短軸方向的荷載較多；④除了組合橋塔模型短軸的頂部和長軸的塔梁交接處，壁板的縱向應(yīng)力沿塔身從塔頂往下呈降低的趨勢，但降低的幅度并不大。

圖7 A軸塔壁荷載-縱向應(yīng)力曲線Figure 7 Load-longitudinal stress curve of points at A axis

圖8 B軸塔壁荷載-縱向應(yīng)力曲線Figure 8 Load-longitudinal stress curve of points at B axis

圖9 C軸塔壁荷載-縱向應(yīng)力曲線Figure 9 Load-longitudinal stress curve of points at C axis

圖10 D軸塔壁荷載-縱向應(yīng)力曲線Figure 10 Load-longitudinal stress curve of points at D axis

3.2 塔壁環(huán)向應(yīng)力

圖11顯示了距離組合橋塔模型底部950 mm處(圖6所示)塔壁鋼板的環(huán)向應(yīng)力與荷載的關(guān)系，正應(yīng)力表示拉應(yīng)力。從圖11可以看出，塔壁鋼板各測點承受的環(huán)向拉應(yīng)力隨荷載的增加基本呈線性增大，在1.7倍等效設(shè)計荷載作用下，環(huán)向拉應(yīng)力最大的測點H4承受的應(yīng)力約為52 MPa。長軸向壁板的環(huán)向拉應(yīng)力相對于短軸向較大，這是因為長軸尖端曲率較大，使壁板在混凝土的橫向膨脹作用下發(fā)生較大的橫向變形[14]。值得注意的是，雖然壁板各環(huán)向測點處于同一水平高度，但它們承受的拉應(yīng)力并不相同。這是偏心加載和橢圓形橫截面尺寸效應(yīng)這兩個原因?qū)е隆?/p>

圖11 塔壁荷載-環(huán)向應(yīng)力曲線Figure 11 Load-circumferential stress curve of the tower wall

3.3 塔內(nèi)混凝土的縱向應(yīng)力

圖12顯示了橋塔內(nèi)混凝土各測點的縱向壓應(yīng)力和荷載的關(guān)系。從圖12中可以看出，隨著荷載地增加，塔內(nèi)混凝土各測點的應(yīng)力呈線性增大。當(dāng)加載至1.7倍等效設(shè)計荷載時，大多數(shù)測試值仍保持平穩(wěn)且基本呈線性增長，表明塔內(nèi)混凝土仍處于彈性工作狀態(tài)。

由于圣維南效應(yīng)，靠近塔頂加載處的Z2點處于高應(yīng)力區(qū)，其壓應(yīng)力最大，達(dá)到34.19 MPa。而越遠(yuǎn)離加載位置的測點應(yīng)力水平越低，其中Z5點的壓應(yīng)力僅為17.04 MPa。由于加載端端板厚度為15 mm，其剛度相對較小，使荷載通過端板傳遞到混凝土端面的范圍較小，且荷載靠近B側(cè)，從而距離塔頂625 mm截面上的測點Z2的壓應(yīng)力值比Z1較大。而隨著距離加載位置越遠(yuǎn)，同一截面上兩個測點的壓應(yīng)力差值越小。研究表明，加載端端板剛度越大，且隨著截面與加載位置距離的增加，圣維南效應(yīng)影響越小，截面應(yīng)力越來越接近截面實際的受力情況[15]。因此，可以認(rèn)為測點Z5和Z6的應(yīng)力能較準(zhǔn)確地反映橋塔的真實應(yīng)力情況，即在1.7倍等效設(shè)計荷載作用下塔內(nèi)混凝土實際壓應(yīng)力約為18 MPa，低于C50混凝土的軸心抗壓強度設(shè)計值(23.1 MPa)。

圖12 橋塔內(nèi)混凝土荷載-縱向應(yīng)力曲線Figure 12 Load-longitudinal stress curve of the concrete

4 有限元分析

采用商業(yè)有限元軟件ANSYS建立塔-梁節(jié)段原型的有限元模型，塔-梁節(jié)段高34.4 m，包括3.4 m高的主梁和31 m高的主塔，如圖13所示。值得注意的是本文之所以采用塔-梁節(jié)段的原型進(jìn)行有限元分析，是因為這樣能減小因大比例縮尺(1:8)導(dǎo)致的單元尺寸不協(xié)調(diào)而引起的計算誤差。塔內(nèi)混凝土采用SOLID45單元模擬，鋼板、拉桿和拉索分別采用SHELL63、BEAM4和LINK10單元模擬。Q345鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用理想彈性模型。ANSYS施加的荷載按應(yīng)力等效原則和試驗對應(yīng)。

圖13 橋塔節(jié)段ANSYS模型Figure 13 ANSYS model of the pylon segment

圖14 橋塔內(nèi)混凝土應(yīng)力分布Figure 14 Stress distribution of concrete in bridge tower

圖15 橋塔壁板長軸向應(yīng)力分布Figure 15 Stress distribution of tower wall

圖14和圖15為通過ANSYS分析和試驗得到的1.7倍等效設(shè)計荷載作用下塔內(nèi)混凝土和塔壁板的應(yīng)力沿壁板高度變化的對比圖。圖中壁板高度從塔底起算。從圖14可知，通過有限元分析得到塔梁結(jié)合段以上的塔內(nèi)混凝土的應(yīng)力基本不隨高度變化。大部分測點(除距塔底3 675 mm的測點Z2)的數(shù)值模擬結(jié)果和試驗結(jié)果吻合的較好。由于在ANSYS模擬中并未考慮端板剛度和局部加載對組合橋塔節(jié)段受力的影響，導(dǎo)致ANSYS模擬中測點Z2的應(yīng)力與試驗結(jié)果相差較大，但ANSYS模型與實際橋塔的受力情況更接近，其結(jié)果更能反映測點Z2的受力狀態(tài)。

從圖15可知，通過ANSYS分析得到組合橋塔長軸向塔壁板(除塔梁交接處)的縱向壓應(yīng)力沿塔身從塔頂往下呈降低的趨勢，但降低的幅度并不大，與模型試驗得到的壁板應(yīng)力的變化趨勢基本吻合。試驗和有限元分析結(jié)果都表明，在長軸方向上，靠近塔梁結(jié)合段的壁板承受的壓應(yīng)力最大，說明塔梁交接處剛度的改變可能導(dǎo)致了應(yīng)力集中的產(chǎn)生。

5 結(jié)論

本文通過變截面橢圓形鋼-混凝土組合橋塔節(jié)段的縮尺模型試驗，研究了橋塔外包鋼板和塔內(nèi)混凝土的應(yīng)力與外加荷載的關(guān)系。通過有限元分析模擬了試驗過程中橋塔的響應(yīng)，并與試驗結(jié)果進(jìn)行了對比，吻合良好。本文所得的主要研究結(jié)論如下：

a.在1.7倍等效設(shè)計荷載作用下，塔壁板仍處于彈性階段，具有足夠的安全儲備。塔壁板承受的最大縱向壓應(yīng)力發(fā)生在長軸向橋塔與主梁交接處，其值約為210 MPa，這是塔梁交接處發(fā)生剛度突變所致。且由于橢圓形橋塔長軸尖端曲率較大，該處壁板應(yīng)力較為集中。在橢圓形橋塔應(yīng)用中需重視長軸方向塔壁與主梁交接處剛度過渡的問題。

b.塔壁板的環(huán)向拉應(yīng)力隨荷載的增加近似呈線性增大，在1.7倍等效設(shè)計荷載作用下，環(huán)向應(yīng)力仍處于較低的應(yīng)力水平。塔壁同一水平高度不同位置的測點承受的環(huán)向拉應(yīng)力并不相同，這是偏心加載和橢圓形橫截面尺寸效應(yīng)所致。

c.在1.7倍等效設(shè)計荷載作用下塔內(nèi)混凝土的縱向壓應(yīng)力約為18 MPa，處于彈性受力狀態(tài)，低于C50混凝土的軸心抗壓強度設(shè)計值(23.1 MPa)。ANSYS分析獲得的橋塔外包鋼板和塔內(nèi)混凝土的應(yīng)力與試驗結(jié)果吻合得較好。