林俊， 黃志剛

(1.江西省公路工程檢測中心， 江西 南昌 330013；2.江西省交通工程集團(tuán)有限公司， 江西 南昌 330038)

中小跨徑山區(qū)高速公路橋梁多采用標(biāo)準(zhǔn)化、裝配式的預(yù)制T梁結(jié)構(gòu)，受山區(qū)地形影響，為滿足行車及通行安全要求，主梁與水平面間設(shè)置一定坡度，即大縱坡。大縱坡橋梁的T梁底部與支座接觸容易發(fā)生滑移破壞，不僅影響橋梁的整體受力性能，而且一定程度上影響橋梁的安全性與適應(yīng)性。國內(nèi)學(xué)者對大縱坡梁橋梁底與支座的接觸滑移受力性能進(jìn)行了一些研究，如伍彥斌等采用彈性庫侖摩擦模式的點-點接觸單元、非線性彈簧單元和間隙-滑動組合單元，模擬了橋梁結(jié)構(gòu)活動支座的單向受力或非對稱受力行為及摩擦滑移、脫空、限位等非線性特性；翟文博等針對索膜整體張拉結(jié)構(gòu)環(huán)桁架支座，提出了一種徑向可滑、環(huán)向限位鉸支座，并對該支座節(jié)點的受力性能進(jìn)行了考慮摩擦接觸的有限元計算分析，結(jié)果表明采用鉸支座的模型其受力性能較好；李沖等通過對比分析考慮摩擦滑移后板式橡膠支座的力-位移滯回曲線、等效剛度、等效阻尼比及滯回耗能等力學(xué)特性與鉛芯橡膠支座的異同，得出考慮摩擦滑移的板式橡膠支座可耗散大量地震能量；劉輝等以李家灣大橋為依托工程，采用ABAQUS有限元軟件建立實體模型，分析了支座摩擦系數(shù)對橋墩受力的影響。上述研究多考慮支?；茖Υ罂v坡受力的影響，沒有考慮多種荷載的組合作用。本文以江西省高速公路中常見多片T形梁橋為研究對象，建立多跨精細(xì)化大縱坡T形橋梁有限元模型，采用非線性彈簧單元模擬滑移支座，對模型施加溫度、車道荷載、自重等多種組合荷載，分析考慮支座接觸滑移時兩跨一聯(lián)40 m T梁在不同支座摩擦系數(shù)下的受力性能。

1 工程概況

某山區(qū)高速公路橋梁，其中一聯(lián)為2×40 m T梁，橋面寬11.2 m，等級為公路-Ⅱ級。主梁與水平面設(shè)置5%縱坡，設(shè)計荷載包括公路-Ⅱ級車道荷載、自重及升溫20 ℃的溫度荷載。結(jié)構(gòu)橫向由5片T梁組成，其中單片T梁截面見圖1。T梁采用C50混凝土，翼緣寬0.9 m，腹板厚0.2 m，梁高1.8 m，設(shè)置上梗角0.9 m×0.1 m；馬蹄寬0.6 m、厚0.3 m，設(shè)置馬蹄斜角0.2 m×0.2 m。下部立柱高度為30 m，采用C40混凝土，直徑2.0 m。

圖1 某高速公路橋梁T梁計算模型示意圖(單位：m)

2 考慮水平約束的支座模擬及橋梁有限元模型建立

采用有限元軟件ANSYS建立橋梁模型，T梁、蓋梁、立柱等結(jié)構(gòu)均根據(jù)實際尺寸模擬，T梁、蓋梁和立柱采用Solid65單元模擬，立柱間橫架采用Beam188梁單元模擬，各部分材料參數(shù)見表1。

表1 橋梁模型材料參數(shù)

橋梁結(jié)構(gòu)整體建模中支座的處理方式一般有采用主從約束或理想約束模擬、采用線性彈簧阻尼單元模擬、采用非線性彈簧單元模擬3種。該橋采用線性調(diào)節(jié)器單元與線性彈簧阻尼單元相結(jié)合的方式對支座進(jìn)行模擬，其中支座的軸向拉壓性能采用Link11軸向拉壓單元模擬，支座的摩擦性能采用Combin14彈簧單元模擬，并將其設(shè)置為1D軸向彈簧-阻尼器(見圖2)。

圖2 考慮滑移的支座模擬

模型模擬分析中考慮自重、溫度荷載和車道荷載3種常見荷載，其中溫度荷載考慮整體升溫20 ℃，車道荷載使用車道線的布置形式(布置4條車道線)。T梁2#墩支座采用固結(jié)，立柱底部約束X、Y、Z3個方向的自由度。橋墩采用固結(jié)，主梁和橋梁之間采用水平彈簧和豎向彈簧支撐進(jìn)行約束，水平彈簧根據(jù)摩擦系數(shù)大小提供不同約束，豎向彈簧根據(jù)支座剛度、直徑提供相應(yīng)約束。有限元計算模型見圖3。

圖3 考慮支座滑移的大縱坡多片T梁有限元分析模型

計算假定如下：1) 不考慮T梁橫隔板的作用；2) 不考慮橋面的橫坡影響；3) 主梁與支座接觸，未脫離；4) 不考慮樁土相互作用的影響。

支座摩擦系數(shù)、支座參數(shù)按常溫下盆式橡膠支座設(shè)置。根據(jù)JT/T391—2009《公路橋梁盆式支座》，選取摩擦系數(shù)μ分別為0.03、0.05、0.07。分析工況如下：工況1為摩擦系數(shù)0.03，1.2自重+1.4車道荷載+0.7×1.4溫度荷載；工況2為摩擦系數(shù)0.05，1.2自重+1.4車道荷載+0.7×1.4溫度荷載；工況3為摩擦系數(shù)0.07，1.2自重+1.4車道荷載+0.7×1.4溫度荷載。其中摩擦系數(shù)的變化通過轉(zhuǎn)化為Combin14單元的剛度系數(shù)與黏滯阻尼系數(shù)來實現(xiàn)，不同摩擦系數(shù)對應(yīng)的剛度系數(shù)和黏滯阻尼系數(shù)見表2。

表2 極限摩擦阻力

3 計算結(jié)果與分析

3.1 T形主梁受力分析

T形主梁在荷載作用下跨中產(chǎn)生較大彎矩，兩端產(chǎn)生較大剪力。3種工況下跨中T梁頂部節(jié)點縱橋向(Z向)應(yīng)力見圖4、撓度見圖5，T梁兩端節(jié)點應(yīng)變見圖6。

圖4 3種工況下跨中T梁頂部節(jié)點Z向應(yīng)力對比

圖5 3種工況下跨中T梁頂部節(jié)點撓度對比

圖6 3種工況下T梁端面頂部Z向總應(yīng)變對比

從圖4可以看出：支座摩擦系數(shù)從0.03增大到0.07，T形主梁跨中頂部各節(jié)點的應(yīng)力增大。支座摩擦系數(shù)從0.03增大到0.05，第一跨、第二跨的峰值應(yīng)力分別增大189.1 kPa、166.1 kPa；支座摩擦系數(shù)從0.05增大到0.07，第一跨、第二跨的峰值應(yīng)力分別增大162.87 kPa、141.7 kPa。對于大縱坡梁橋，坡頂與坡底支座摩擦系數(shù)增大，在1.2自重+1.4車道荷載+0.7×1.4溫度荷載組合作用下，坡頂與坡底T梁兩端所受摩擦力增大，橋梁縱向所受應(yīng)力增大。

由圖5可知：坡頂與坡底處支座的摩擦系數(shù)增大時，T梁在1.2自重+1.4車道荷載+0.7×1.4溫度荷載組合作用下跨中撓度減小。摩擦系數(shù)從0.03增大到0.05時，第一跨、第二跨峰值撓度分別減小1.15 mm、1.16 mm；摩擦系數(shù)從0.05增大到0.07時，第一跨、第二跨峰值撓度分別減小0.47 mm、0.38 mm。對于大縱坡梁橋，兩端支座摩擦系數(shù)增大，可一定程度上減小跨中撓度。

由圖6可知：坡頂與坡底處支座摩擦系數(shù)增大，T梁端面頂部節(jié)點的應(yīng)變增大，其中峰值應(yīng)變增大明顯。T形主梁頂部節(jié)點應(yīng)變出現(xiàn)在翼緣兩端及翼緣與腹板連接處，摩擦系數(shù)從0.03增大到0.05時翼緣與腹板連接節(jié)點處應(yīng)變增幅較大，達(dá)4 με。支座摩擦系數(shù)增大對大縱坡梁橋縱向應(yīng)變有較大影響。

3.2 立柱與蓋梁受力分析

受地形、地貌、地質(zhì)條件的影響，該橋設(shè)計采用柱式橋墩。對于簡支橋梁，蓋梁是一個承上啟下的重要構(gòu)件，上部結(jié)構(gòu)荷載通過蓋梁傳遞給下部結(jié)構(gòu)和基礎(chǔ)，蓋梁是主要受力結(jié)構(gòu)。蓋梁承受的主要荷載是T形主梁所受荷載通過支座傳遞的集中力，而立柱承受來自蓋梁傳遞的集中力。不同支座摩擦系數(shù)下蓋梁和立柱單元的橫向(X向)應(yīng)力見圖7。

由圖7可知：對于連續(xù)多跨的大縱坡梁橋，主梁與支座固結(jié)時，縱坡中間處蓋梁及立柱所受橫向應(yīng)力比兩端大；縱坡坡頂與坡底支座摩擦系數(shù)增大時，蓋梁與立柱的橫向應(yīng)力增大，且最大與最小應(yīng)力出現(xiàn)在蓋梁的中間部上下端面。因此，可適當(dāng)提高大縱坡梁橋蓋梁與立柱材料的設(shè)計強(qiáng)度。

圖7 不同支座摩擦系數(shù)下蓋梁與立柱橫向(X向) 應(yīng)力云圖(單位：MPa)

4 結(jié)論

本文對大縱坡梁橋中間段采用墩梁固結(jié)、梁端支座摩擦系數(shù)逐漸增大的方法，基于四點假設(shè)進(jìn)行分析，得出以下結(jié)論：

(1) 兩端支座摩擦系數(shù)增大可一定程度上減小大縱坡梁橋跨中撓度，即支座水平約束下降會導(dǎo)致橋梁撓度增大。

(2) 在多種荷載組合作用下，支座摩擦系數(shù)增大，大縱坡梁橋T形主梁兩端所受摩擦力增大，使主梁順橋方向應(yīng)力與應(yīng)變增大、跨中撓度減小，支座摩擦系數(shù)的變化對主梁順橋方向應(yīng)力與應(yīng)變有較大影響。

(3) 在多種荷載組合作用下，支座摩擦系數(shù)增大會對大縱坡梁橋蓋梁的橫向應(yīng)力產(chǎn)生一定影響。