余 暉

(湖南省交通科學(xué)研究院有限公司， 湖南 長(zhǎng)沙 410015)

0 引言

近年來(lái)，我國(guó)高速、市政橋梁因大型運(yùn)輸車輛造成的傾覆、坍塌事件偶有發(fā)生，造成了非常嚴(yán)重的社會(huì)影響和巨大的財(cái)產(chǎn)損失。尤其是近期發(fā)生的湖北鄂州高速公路橋梁傾覆事件，將獨(dú)柱墩整治推向了一個(gè)新的高潮。由于時(shí)代局限性，所采用老規(guī)范《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》(JTG D60—2004)對(duì)獨(dú)柱墩橋梁傾覆性要求并不完善，隨著我國(guó)交通量的急劇增長(zhǎng)，部分獨(dú)柱墩橋梁已經(jīng)無(wú)法滿足抗傾覆要求，存在較大的安全隱患。為此，交通運(yùn)輸部于2021年3月下發(fā)了關(guān)于《公路危舊橋梁排查和改造技術(shù)要求》的通知，對(duì)獨(dú)柱墩驗(yàn)算及加固提出了明確的要求。獨(dú)柱墩常采用的加固方式有增設(shè)橫向支座、門(mén)架式加固、增加抗拉拔支座等[1-2]。為此，相關(guān)人員開(kāi)展了大量的獨(dú)柱墩加固研究，呂毅剛等[3]探究了獨(dú)柱墩曲線梁橋的抗傾覆計(jì)算方法，并通過(guò)有限元的方法進(jìn)行了驗(yàn)證；周健民等[4]根據(jù)杠桿原理，提出了一種基于拉壓桿的新型獨(dú)柱墩加固結(jié)構(gòu)，并通過(guò)實(shí)際工程應(yīng)用驗(yàn)證了其適用性和通用性；岳尕朝[5]以青海高速公路獨(dú)柱墩為研究對(duì)象，分析了不同獨(dú)柱墩加固方案的適用性；劉驍[6]對(duì)加固的鋼蓋梁進(jìn)行了整體承載力分析，驗(yàn)證了鋼蓋梁加固的有效性。

橋梁抗傾覆性能可通過(guò)諸多方法提高，但各種方法加固效果有所不同，加固結(jié)構(gòu)本身的受力也值得我們重點(diǎn)關(guān)注。若出現(xiàn)加固結(jié)構(gòu)本身的受力破壞，不僅達(dá)不到加固效果，甚至可能給橋梁結(jié)構(gòu)帶來(lái)負(fù)面影響。目前大部分研究均集中于橋梁抗傾覆性能分析，對(duì)加固結(jié)構(gòu)本身的受力規(guī)律研究較少?；诖耍疚囊阅唱?dú)柱墩加固通用鋼蓋梁為研究對(duì)象，建立精細(xì)化三維有限元模型，分析鋼蓋梁本身的局部受力問(wèn)題。所得結(jié)果可為類似獨(dú)柱墩加固工程提供參考。

1 工程概況

本文以某在役獨(dú)柱墩橋梁為工程背景，橋跨布置為(20+30+20)m，上部結(jié)構(gòu)為箱型梁，下部結(jié)構(gòu)采用單支座獨(dú)柱墩。驗(yàn)算結(jié)果表明，該橋抗傾覆性能不滿足要求，擬采用鋼蓋梁進(jìn)行加固。加固后將單點(diǎn)支撐調(diào)整為3點(diǎn)支撐，恒載由原支座承受，活載反力由3個(gè)支座共同承擔(dān)。當(dāng)橋梁存在傾覆趨勢(shì)時(shí)，獨(dú)柱墩位置原支座與傾覆方向同側(cè)支座共同抵抗傾覆力矩。蓋梁頂部長(zhǎng)3800mm，高1714mm，采用Q355NHC鋼板。在原有支座兩側(cè)分別布設(shè)一抗拉拔支座，鋼板相互焊接并采用螺栓固定于混凝土獨(dú)柱墩上，鋼套筒與墩柱間預(yù)留3～5mm間隙，采用壓力注漿方式。鋼蓋梁Q355鋼材彈性模量取206GPa，泊松比取0.3，密度為7850kg /m3，屈服強(qiáng)度取355MPa。鋼蓋梁構(gòu)造見(jiàn)圖1。鋼蓋梁分N1～N9共9組板件，板件主要尺寸見(jiàn)表1。

(a) 立面圖

表1 主要部件尺寸與材料鋼板編號(hào)規(guī)格/mm3數(shù)量材料N11 130×30×1 3302Q355NHCN21 526×20×1 6954Q355NHCN31 526×30×1 3002Q355NHCN42 130×20×1 3002Q355NHCN5615×20×4404Q355NHCN5’615×20×1 0904Q355NHCN62 355×20×1 7742Q355NHCN71 300×20×2502Q355NHCN8400×10×6022Q355NHCN91 774×5×802Q355NHC

2 有限元模擬

使用ABAQUS建立鋼蓋梁有限元模型，獨(dú)柱墩混凝土柱采用C3D8R三維8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元模擬，由于鋼蓋梁各構(gòu)件均為薄壁板件，故N1～N9板件采用S4R殼單元模擬。為簡(jiǎn)化計(jì)算，各鋼板之間的焊接、螺栓連接等均使用Tie綁定連接的方式進(jìn)行定義，通過(guò)設(shè)置各構(gòu)件間的相互作用公差容許值消除Assembly模塊中裝配公差帶來(lái)的影響。在Mesh模塊中對(duì)各部件進(jìn)行分網(wǎng)，為兼顧計(jì)算精度與速度，本模型統(tǒng)一采用0.05布種分網(wǎng)。在load模塊中對(duì)混凝土柱底部采用全約束邊界，將支座反力轉(zhuǎn)化為面荷載施加于支座墊石上，支座墊石與鋼蓋梁之間同樣采用Tie約束綁定?？紤]到最不利偏載時(shí)，上部結(jié)構(gòu)箱梁將發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，單側(cè)支座將會(huì)脫空，因此在進(jìn)行最不利偏載布載時(shí)，只需在中間支座和單側(cè)受載支座施加荷載。根據(jù)Midas/Civil整體計(jì)算結(jié)果，考慮恒載+活載最不利荷載工況時(shí)，原支座受荷2465.9kN，單邊支座受荷3581.2kN，本文將上部荷載轉(zhuǎn)化為面荷載分別施加在原支座與受荷側(cè)新增支座上(見(jiàn)圖2)。有限元模型見(jiàn)圖3。

圖2 最不利工況加載示意

(a) 鋼蓋梁各板件

3 局部分析結(jié)果

3.1 靜力分析

以恒載+活載作為基本荷載組合，計(jì)算荷載取公路-Ⅰ級(jí)，分析最不利偏載作用下鋼蓋梁應(yīng)力及變形分布規(guī)律。考慮到鋼蓋梁由多塊板件拼接而成，鋼板相互拼接處截面幾何特性發(fā)生突變，極易產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，因此，將各鋼板相互拼接處的受力作為分析重點(diǎn)。

圖4為鋼蓋梁整體模型應(yīng)力、變形云圖，其給出了鋼蓋梁在最不利偏載布載作用下整體應(yīng)力及變形分布情況。最不利荷載下鋼蓋梁處于合理受力狀態(tài) ，各部件均正常工作，未發(fā)生失穩(wěn)破壞，應(yīng)力峰值為155.4 MPa；由圖4可知，右側(cè)受荷鋼蓋梁變形較大，位移峰值為1.42 mm，位于鋼蓋梁懸臂端處。

(a) 應(yīng)力(單位： Pa)

圖5為鋼套筒應(yīng)力、變形云圖，其給出了鋼套筒在最不利偏載作用下應(yīng)力及變形分布情況。鋼套筒應(yīng)力分布由上至下呈增大趨勢(shì)，對(duì)混凝土柱頂面中心取矩，分析鋼蓋梁受力機(jī)理可知，上部荷載通過(guò)N3板傳遞至其余各鋼板，鋼套筒右側(cè)上部受拉、下部受壓，荷載在下部鋼板與套筒連接處形成反力，平衡由上部偏載產(chǎn)生的偏心距。鋼套筒與右側(cè)蓋梁連接處，應(yīng)力出現(xiàn)明顯的局部增大現(xiàn)象，應(yīng)力云圖呈三角形分布，越接近底邊應(yīng)力值越高，尤其是鋼套筒與N4鋼板橢圓弧邊連接處，N4鋼板下部弧形邊緣對(duì)鋼套筒形成明顯的剪切力，連接處局部壓應(yīng)力峰值達(dá)129.5 MPa。鋼套筒各處計(jì)算應(yīng)力值遠(yuǎn)低于材料設(shè)計(jì)強(qiáng)度許用值，且具有一定的安全儲(chǔ)備，鋼套筒變形峰值出現(xiàn)在N3板與套筒連接處，變形峰值為0.57 mm。

(a) 應(yīng)力(單位： Pa)

圖6為外鋼板應(yīng)力、變形云圖，其給出了鋼蓋梁外鋼板在最不利偏載作用下應(yīng)力及變形分布情況。由圖6可知，鋼蓋梁外鋼板應(yīng)力峰值位于N4板下部橢圓弧中心處，為145MPa，外鋼板中N4板平均應(yīng)力最高，約為58.4MPa；N7板平均應(yīng)力最低，約為5.9MPa。N3鋼板受荷處因支座截面形式的原因出現(xiàn)兩處局部應(yīng)力集中，應(yīng)力峰值達(dá)143.8MPa，其余各鋼板均未出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。外鋼板各處計(jì)算應(yīng)力值遠(yuǎn)低于材料設(shè)計(jì)強(qiáng)度許用值，且具有較大的安全儲(chǔ)備，滿足設(shè)計(jì)規(guī)范要求。鋼蓋梁外鋼板變形峰值為受荷側(cè)懸臂端端部，變形峰值約為1.42mm，其中X、Y、Z向位移分別為0.52、0.01、-1.32 mm，兩側(cè)N2板呈現(xiàn)“外鼓”趨勢(shì)，最大Y向位移0.08 mm，符合變形控制要求。

(a) 應(yīng)力(單位： Pa)

圖7為肋鋼板應(yīng)力、變形云圖，其給出了肋鋼板在最不利偏載作用下應(yīng)力及變形分布情況。由圖7可知，沿Y向裝配的N5與N5*鋼板應(yīng)力值較低，沿X向裝配的N1鋼板計(jì)算應(yīng)力值較高，且由于支座端部邊緣與N1鋼板呈垂直方向，受荷接觸面較小，上部支座傳遞下來(lái)的荷載在N1鋼板處形成了明顯的應(yīng)力集中，應(yīng)力峰值為155.4 MPa，以該點(diǎn)為圓心，應(yīng)力沿半徑方向逐漸降低。肋鋼板各處計(jì)算應(yīng)力值遠(yuǎn)低于材料設(shè)計(jì)強(qiáng)度許用值，且具有較大的安全儲(chǔ)備，滿足設(shè)計(jì)規(guī)范要求。但支座與肋鋼板的相對(duì)位置不合理，造成N1肋板出現(xiàn)應(yīng)力集中；為避免應(yīng)力集中現(xiàn)象，可以適當(dāng)降低N5與N5*板間的間距或改變支座位置，使N1、N5、N5*在支座底部的投影呈“工”型而非“T”型，此時(shí)，肋鋼板上緣的受力面積變大，鋼蓋梁穩(wěn)定性進(jìn)一步提升。肋鋼板變形特點(diǎn)與外鋼板基本一致，變形峰值位于N1板最外側(cè)，變形峰值為1.39 mm。

(a) 應(yīng)力(單位： Pa)

圖8為鋼襯墊與鋼板條應(yīng)力、變形云圖，其給出了鋼襯墊與鋼板條在最不利偏載作用下應(yīng)力及變形分布情況。由圖8可知，鋼襯墊與鋼板條耦合受力體系應(yīng)力及變形均沿Z軸方向呈線性變化趨勢(shì)。鋼襯墊上部應(yīng)力值較大，下部較小，峰值應(yīng)力為36.1MPa；各鋼板條受力較均勻，其中上部鋼板條平均應(yīng)力約為12.64MPa，最下方兩塊鋼板條應(yīng)力較低，約為3.2MPa。鋼襯墊與鋼板條耦合體系計(jì)算應(yīng)力值遠(yuǎn)低于材料設(shè)計(jì)強(qiáng)度許用值，且具有較大的安全儲(chǔ)備，滿足規(guī)范設(shè)計(jì)要求。鋼襯墊、鋼板條最大變形均為0.28mm，與鋼套筒連接位置基本一致，連接處未發(fā)生相對(duì)滑移，滿足變形控制條件。

(a) 應(yīng)力(單位： Pa)

3.2 屈曲分析

以恒載+活載作為基本荷載組合，研究鋼蓋梁在最不利偏載作用下主要承重板件的穩(wěn)定性。使用ABAQUS中Linear perturbation分析步的Buckle選項(xiàng)對(duì)鋼蓋梁進(jìn)行屈曲分析，對(duì)右側(cè)支座施加1 kN的基準(zhǔn)荷載，定義失穩(wěn)系數(shù)為一階屈曲特征值，提取前4階屈曲模態(tài)，如圖9所示。1階屈曲的計(jì)算結(jié)果顯示，鋼蓋梁N4板件最先發(fā)生局部屈曲，這是由于該位置肋鋼板布置較多，相比其他板件更容易出現(xiàn)應(yīng)力集中。該鋼蓋梁結(jié)構(gòu)失穩(wěn)系數(shù)為36.82，穩(wěn)定性良好。對(duì)比2、3、4階屈曲模態(tài)可知，偏載作用下鋼蓋梁N4板發(fā)生不同形態(tài)的屈曲，鋼板屈曲形態(tài)主要以“外鼓”為主。綜合分析鋼蓋梁屈曲計(jì)算結(jié)果，N4板在極限荷載下最為薄弱，必要時(shí)可采用更厚的鋼板規(guī)格或作其他加強(qiáng)處理。

(a) 1階屈曲模態(tài)

4 結(jié)論

以目前獨(dú)柱墩鋼加固中常用的鋼蓋梁為研究對(duì)象，建立三維精細(xì)化有限元模型，采用現(xiàn)行規(guī)范的最不利偏載布置標(biāo)準(zhǔn)，研究了最不利偏載作用下鋼蓋梁的受力規(guī)律，得到了以下結(jié)論：

1)在最不利偏載作用下，鋼蓋梁整體應(yīng)力、變形和穩(wěn)定性均滿足規(guī)范要求，本文中鋼蓋梁應(yīng)力峰值為155.4 MPa，遠(yuǎn)小于材料允許值。采用該結(jié)構(gòu)形式的鋼蓋梁對(duì)獨(dú)柱墩進(jìn)行加固合理可行。

2)鋼蓋梁局部可通過(guò)調(diào)整板件或支座間距改善局部受力，降低應(yīng)力集中現(xiàn)象。以本文為例，可降低N5與N5*板間的間距或改變支座位置，使N1、N5、N5*在支座底部的投影呈“T”型，增大其受力面積，改善局部受力。

3)根據(jù)屈曲計(jì)算結(jié)果，鋼蓋梁N4板在極限荷載下最為薄弱 ，必要時(shí)可做加強(qiáng)處理。