陸 軍, 王賢強, 張建東, 張 軍

(1 蘇交科集團股份有限公司 長大橋梁安全長壽與健康運維全國重點實驗室，南京 211112；2 河海大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 210024)

0 引言

混合梁斜拉橋主跨加勁梁采用鋼梁或疊合梁,邊跨為混凝土梁,結(jié)合部位通過鋼混結(jié)合段過渡銜接,最大程度地發(fā)揮了鋼材和混凝土兩種材料優(yōu)勢,極大提高了斜拉橋的跨越能力和受力性能[1]。從20世紀(jì)90年代開始,混合梁斜拉橋在我國開始建設(shè)應(yīng)用,先后建成了上海徐浦大橋、汕頭礐石大橋、九江長江公路大橋、鴨池河大橋等重點橋梁工程,混合梁斜拉橋得到快速發(fā)展[2]。然而,由于鋼混結(jié)合面兩側(cè)材料類型和截面形式不同,結(jié)合段易產(chǎn)生剛度突變,造成局部應(yīng)力集中和變形不協(xié)調(diào),成為主梁受力薄弱部位。鋼混結(jié)合段結(jié)構(gòu)形式多樣,內(nèi)部構(gòu)造復(fù)雜,剪力連接件形式各異[3]。明確鋼混結(jié)合段的受力特性和傳力機制,提出主要傳力構(gòu)件的構(gòu)造優(yōu)化措施,提高鋼混結(jié)合段力學(xué)性能,是專家學(xué)者和橋梁工程技術(shù)人員關(guān)注的重點。

目前,鋼混結(jié)合段按照有無鋼格室分為無格室鋼混結(jié)合段和有格室鋼混結(jié)合段,國內(nèi)外專家學(xué)者結(jié)合實際工程對鋼混結(jié)合段的受力特性開展了大量研究,為混合梁斜拉橋建設(shè)提供了技術(shù)支撐。在有格室鋼混結(jié)合段方面,汪洪能[4]建立了有格室前后承壓板式結(jié)合段有限元模型,分析了施工過程中結(jié)合段應(yīng)力和變形規(guī)律,并探究了承壓板厚度、鋼格室頂板與底板厚度和混凝土強度對結(jié)合段受力的影響。金杰等[5]對C50低收縮混凝土填充的有格室后承壓式鋼混結(jié)合段細部應(yīng)力進行了分析,闡明了結(jié)合段中腹板厚度與承壓板厚度的參數(shù)敏感性。楊仕力等[6]探究了我國首座高速鐵路雙箱混合梁斜拉橋有格室前后承壓板鋼混結(jié)合段在最不利工況下的應(yīng)力分布特性、傳力性能及變形性能,并通過模型試驗驗證了最不利工況和破壞工況下的力學(xué)性能。曾明根等[7]設(shè)計制作了不同形式的鋼混結(jié)合段模型,分析了連接件和后承壓板在結(jié)合段中的傳力機制。霍志剛[8]研究了鋼混結(jié)合段的受力特性,分析軸向力作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)、剪力釘傳力規(guī)律、混凝土與鋼格室之間相對滑移關(guān)系,提出了結(jié)合段合理的簡化模擬方法。徐晨等[9]制作了長16.6m的足尺預(yù)應(yīng)力結(jié)合段試驗梁,總結(jié)了結(jié)合段的極限荷載、破壞形態(tài)、裂縫發(fā)展與分布、構(gòu)件應(yīng)力水平、變形等特性。鄒世華等[10]制作大比例鋼混結(jié)合段模型,分析了9個工況下模型的應(yīng)力分布,結(jié)合試驗結(jié)果和理論分析研究結(jié)合段傳力特性。唐細彪等[11]制作了1∶4的縮尺模型,通過加載試驗和有限元模擬分析了鋼混結(jié)合段應(yīng)力、變形及界面滑移規(guī)律。蒲黔輝等[12-13]通過最不利工況下的模型試驗和有限元分析,探討了結(jié)合段受力性能結(jié)構(gòu)影響參數(shù),研究了鋼混結(jié)合段的力學(xué)性能及傳力機理,進行了疲勞驗證加載和疲勞破壞加載,測試了疲勞加載過程中結(jié)合段鋼箱梁及剪力釘?shù)膽?yīng)力變化情況。

無格室鋼混結(jié)合段作為主要的鋼混結(jié)合段結(jié)構(gòu)形式,也開展了諸多研究。韋鋒等[14]通過實橋應(yīng)變測試及數(shù)值分析,研究了無格室后承壓板式鋼混結(jié)合段的受力性能,并檢驗其縱向應(yīng)力傳遞的可靠性,明確了鋼混結(jié)合段及相鄰梁段在施工及運營過程中的應(yīng)力分布情況。Dunai等[15]通過試驗研究了無格室端部承壓板式鋼混結(jié)合段在軸向壓力和循環(huán)彎矩復(fù)合作用下的力學(xué)特性,闡明了結(jié)合段的轉(zhuǎn)動剛度以及在往復(fù)荷載作用下的剛度退化規(guī)律。陳開利等[16]以舟山桃夭門大橋為依托工程,開展了縮尺模型試驗,研究了截面正應(yīng)力分布、剪應(yīng)力分布、抗裂性、剪力滯效應(yīng)以及應(yīng)力的縱向傳遞。張凱等[17]研究發(fā)現(xiàn),靠近承壓板的連接件受力較大,加勁肋和等高U肋突變處出現(xiàn)局部應(yīng)力集中現(xiàn)象。吳文明等[18]探討了無格室鋼混結(jié)合段的受力性能,相比承壓板厚度,抗剪連接件的數(shù)量和剛度以及混凝土預(yù)應(yīng)力對其受力性能的影響更大。伍彥斌等[19]以貴州紅水河特大橋為依托工程,基于數(shù)值模型研究了鋼混結(jié)合段在恒載及1.6倍設(shè)計荷載下的受力性能和傳力機理。無格室后承壓板鋼混結(jié)合段是在距離鋼梁端部一定范圍處設(shè)置承壓板,并將混凝土梁延伸至鋼梁的承壓板處,二者通過鋼梁頂?shù)装?、腹板以及承壓板上的剪力連接件相結(jié)合,典型構(gòu)造如圖1所示。軸向應(yīng)力主要通過承壓板和剪力連接件傳遞,豎向應(yīng)力和橫向應(yīng)力主要通過剪力連接件傳遞。后承壓鋼混結(jié)合段能最大限度地發(fā)揮連接件的作用,有效緩解結(jié)合面處的應(yīng)力集中[20]。

圖1 典型無格室后承壓式鋼混結(jié)合段示意圖

現(xiàn)有研究主要通過模型試驗和數(shù)值仿真對鋼混結(jié)合段受力性能、傳力機理和構(gòu)造參數(shù)進行研究,但大部分集中于有格室鋼混結(jié)合段,針對無格室鋼混結(jié)合段的研究相對較少。特別是混凝土梁和鋼混疊合梁組成的混合-疊合鋼混結(jié)合段,受力性能和傳力機理相較于傳統(tǒng)的鋼混結(jié)合段差異顯著,對其的研究逐漸成為國內(nèi)外關(guān)注的焦點。本文以主跨400m雙塔雙索面混合疊合梁斜拉橋雙肋型邊主梁無格構(gòu)后承壓式鋼混結(jié)合段為研究對象,通過精細化數(shù)值仿真,分析了最不利軸力荷載工況下鋼混結(jié)合段的受力特性和傳力機制,確定了軸向力傳遞的承擔(dān)比例,明確了承壓板厚度、剪力連接件抗剪剛度、加勁肋厚度對鋼混結(jié)合段承壓板受力的影響,提出了建議的設(shè)計參數(shù),為該類型斜拉橋鋼混結(jié)合段的設(shè)計提供了參考。

1 工程概況

1.1 混合疊合梁斜拉橋

某斜拉橋為7跨雙塔雙索面混合式疊合梁斜拉橋,結(jié)構(gòu)體系為半漂浮體系,跨徑布置為40.5m+42.5m+67m+400m+67m+42.5m+40.5m,橫截面寬度26.0m,立面布置如圖2所示。邊跨采用雙肋式π形截面預(yù)應(yīng)力混凝土梁,邊主梁梁高2.4m,梁寬2.5m;主跨為雙邊“上”字形鋼主梁結(jié)合混凝土橋面板疊合梁,邊主梁中心線處梁高2.4m;連接部位設(shè)置鋼混結(jié)合段,鋼混結(jié)合段布置于主跨靠近橋塔側(cè),結(jié)合面距索塔中心線距離為21.0m。疊合梁和混凝土梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面圖見圖3。

圖2 斜拉橋立面布置圖/m

圖3 疊合梁和混凝土梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面圖

1.2 鋼混結(jié)合段

鋼混結(jié)合段采用無格室后承壓板式構(gòu)造,結(jié)合段鋼主梁伸入混凝土梁內(nèi)3.0m,鋼梁頂?shù)装鍖挾仍黾又?.8m,如圖4所示。鋼主梁采用Q370qC鋼材,混凝土采用C55高性能混凝土,普通鋼筋采用HRB400和HPB300鋼筋。鋼主梁頂板厚度為48mm,底板厚度為60mm,腹板厚度為28mm,承壓板厚度t為80mm,腹板上布置縱向加勁肋,加勁肋厚度為28mm。鋼梁頂?shù)装搴统袎喊寰鶆虿贾眉袅︶?剪力釘為φ22×200mm圓柱頭焊釘,焊釘材料為ML15鋼;腹板和加勁肋上開孔并貫穿鋼筋,設(shè)置PBL(pre-tensioned bolted lock-up)剪力連接件,開孔孔徑為80mm,內(nèi)置直徑25mm的HRB400鋼筋,腹板開孔中貫通鋼筋長度為2000mm,加勁肋開孔中貫通鋼筋長度為1000mm。在承壓板處布置6束預(yù)應(yīng)力鋼絞線,鋼絞線規(guī)格為φs15.2mm,極限強度標(biāo)準(zhǔn)值為1 860MPa,錨下控制應(yīng)力為1 395MPa,以保證鋼混結(jié)合段有效連接和結(jié)合面處于受壓狀態(tài)。

圖4 鋼混結(jié)合段布置與構(gòu)造

2 受力特性計算分析

2.1 有限元模型

選取索塔中心線至主跨42m長梁段進行計算分析,鋼混結(jié)合段處于梁段中間,符合圣維南原理?？紤]模型復(fù)雜程度,為縮短計算時間,提高計算效率,根據(jù)相似原理和受力等效原則對模型進行簡化和縮尺。橫橋向截取10m寬度截面,縱橋向按1∶6進行縮尺,橫橋向和豎向按1∶3進行縮尺,模型長8m,高0.8m,寬3.33m,普通鋼筋、預(yù)應(yīng)力和抗剪連接件根據(jù)等效原則調(diào)整數(shù)量和規(guī)格,縮尺后建立的有限元模型如圖5所示,模型材料參數(shù)見表1。

表1 有限元模型材料參數(shù)

圖5 鋼混結(jié)合段有限元模型

混凝土采用實體單元C3D8R進行網(wǎng)格劃分,單元尺寸為100mm。鋼主梁采用殼單元S4R模擬,單元尺寸為50mm,鋼混結(jié)合段處網(wǎng)格進行加密?；炷帘緲?gòu)采用混凝土塑性損傷模型,鋼材本構(gòu)采用理想彈塑性模型。承壓板和混凝土之間建立綁定(Tie)約束模擬預(yù)應(yīng)力鋼絞線錨固和承壓板接觸承壓作用。采用CONN3D2連接單元模擬剪力連接件剪切作用,通過SLIDE-PLANE和ALIGN連接屬性約束兩點之間平動自由度與旋轉(zhuǎn)自由度,在兩點間設(shè)置等效抗剪剛度[6-8]。

2.2 荷載選取與加載

采用MIDAS Civil 2019建立全橋空間桿系有限元模型,如圖6所示?？紤]恒載、汽車荷載、基礎(chǔ)變位、溫度荷載和風(fēng)荷載,計算承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)下鋼混結(jié)合段內(nèi)力。

圖6 斜拉橋空間桿系有限元模型

加勁梁是斜拉橋主要承壓部件,所以選取最不利軸力工況荷載進行分析,并根據(jù)模型縮尺比例對加載內(nèi)力進行折減,如表2所示。在有限元模型端面形心位置設(shè)置主節(jié)點,端面其他節(jié)點作為從節(jié)點,將主節(jié)點與從節(jié)點剛性連接,通過對主節(jié)點施加強制位移進行加載。鋼混結(jié)合段距施加強制位移邊界條件處距離較遠,剛性連接功能不會對鋼混結(jié)合面附近的分析結(jié)果產(chǎn)生影響,保證了鋼混結(jié)合段受力精細化計算結(jié)果準(zhǔn)確性和有效性。

表2 鋼混結(jié)合段最不利工況內(nèi)力值

2.3 有限元結(jié)果分析

2.3.1 混凝土梁

在最不利軸力荷載作用下,鋼混結(jié)合段位置混凝土梁主應(yīng)力和縱向應(yīng)力如圖7所示。由圖可以看出,鋼混結(jié)合段附近混凝土存在主拉應(yīng)力區(qū)域,最大主拉應(yīng)力值為2.23MPa,小于C55混凝土抗拉強度標(biāo)準(zhǔn)值2.74MPa,抗裂性能滿足要求;鋼主梁和混凝土端橫梁連接部位主拉應(yīng)力相對較大,設(shè)計時要加強普通鋼筋配置?；炷吝呏髁嚎v橋向為全截面受壓狀態(tài),小于C55混凝土抗壓強度標(biāo)準(zhǔn)值55MPa,處于彈性工作狀態(tài);鋼混結(jié)合段的混凝土壓應(yīng)力明顯小于混凝土標(biāo)準(zhǔn)梁段,由鋼混結(jié)合段協(xié)同受力向混凝土梁單獨受力轉(zhuǎn)變,遠離結(jié)合段區(qū)域應(yīng)力逐漸穩(wěn)定。受底部和頂部縱向加勁肋剛度加強的影響,承壓板后混凝土存在低應(yīng)力區(qū),豎向分布不均勻,腹板中部應(yīng)力值小于底部和頂部,鋼混結(jié)合段向混凝土主梁傳力形式和縱向加勁肋剛度密切相關(guān)。

圖7 混凝土梁應(yīng)力分布云圖/Pa

2.3.2 鋼主梁

鋼主梁應(yīng)力分布云圖如圖8所示。由圖可得,鋼主梁的von Mises應(yīng)力小于240.2MPa,處于彈性工作狀態(tài)。鋼主梁縱向受壓,鋼混結(jié)合段鋼主梁壓應(yīng)力明顯小于標(biāo)準(zhǔn)鋼梁段,朝混凝土梁過渡方向應(yīng)力逐漸變小,由于承壓板和剪力連接件傳力作用,鋼混結(jié)合段由協(xié)同受力向混凝土梁單獨受力轉(zhuǎn)變。鋼混結(jié)合段鋼主梁腹板應(yīng)力豎向均勻分布,因疊合梁形心相較于鋼混結(jié)合段上移,產(chǎn)生附加彎矩,標(biāo)準(zhǔn)鋼梁段腹板下部應(yīng)力大于腹板上部應(yīng)力,底板應(yīng)力大于頂板應(yīng)力,設(shè)計時應(yīng)注意形心位置偏移對受力的不利影響。承壓板應(yīng)力水平較低,最大von Mises應(yīng)力不超過110.2MPa,小于Q370qC鋼材的屈服強度370MPa,預(yù)應(yīng)力筋錨固位置和與縱向加勁肋接觸處存在應(yīng)力集中,應(yīng)加強承壓板局部驗算。

圖8 鋼主梁應(yīng)力分布云圖/Pa

2.3.3 剪力連接件

由2.3.1節(jié)分析可知,鋼混結(jié)合段頂?shù)装鍌髁Ω哂诟拱?選取傳力效率高的頂?shù)装鍍?nèi)側(cè)剪力釘受力進行分析,以鋼混結(jié)合段承壓板與混凝土結(jié)合面為坐標(biāo)原點,往混凝土梁側(cè)方向為正,如圖9所示。由圖可以看出,剪力釘最大剪力值為23.24kN,小于設(shè)計值36.67kN,具有較大安全儲備。承壓板附近剪力較小,剪力值從承壓板向遠離承壓板方向呈逐漸增大趨勢,表明承壓板附近壓力主要通過承壓板傳遞,剪力連接件傳遞為輔;隨著離承壓板的距離增大,剪力連接件傳力比例不斷提高。由于鋼混結(jié)合面兩端截面形心位置高度不一致產(chǎn)生附加彎矩,底板剪力釘剪力值比頂板剪力釘高,底板剪力釘縱向傳力大于頂板剪力釘。頂?shù)装寮袅︶數(shù)募袅χ笛貦M向分布不均勻,腹板和加勁肋上存在抗剪剛度更大的PBL剪力件,靠近腹板側(cè)剪力釘剪力值小于遠離腹板剪力釘。

圖9 頂?shù)装寮袅︶敿袅ψ兓?/p>

鋼混結(jié)合段腹板和加勁肋設(shè)置PBL剪力連接件,PBL剪力連接件剪力如圖10所示。由圖可得,腹板PBL剪力連接件最大剪力值為35.62kN,小于設(shè)計值216.44kN;加勁肋PBL剪力連接件最大剪力值為19.01kN,小于計算值129.68kN;PBL剪力連接件安全儲備較大,尚未完全發(fā)揮其優(yōu)異的抗剪性能,設(shè)計時需加強PBL剪力連接件和剪力釘聯(lián)合抗剪匹配性,優(yōu)化構(gòu)造設(shè)計。與剪力釘剪力變化規(guī)律類似,PBL剪力連接件剪力也呈現(xiàn)出從承壓板向遠離承壓板方向增大趨勢。PBL剪力連接件剪力值沿豎向分布不均勻,下部剪力連接件剪力值大于上部,也是因為疊合梁形心相較于鋼混結(jié)合段上移,產(chǎn)生附加彎矩所致。

圖10 PBL剪力連接件剪力變化

2.3.4 豎向變形

最不利軸力荷載工況下,邊主梁豎向位移如圖11所示,以鋼混結(jié)合面為原點,混凝土梁側(cè)為正,鋼梁側(cè)為負。由圖可得,鋼混結(jié)合段和剛度過渡段處豎向變形擬合曲線平滑,沒有明顯轉(zhuǎn)折,表明鋼混結(jié)合段和剛度過渡段處剛度過渡平順,荷載能夠通過鋼混結(jié)合段得以有效傳遞。

圖11 邊主梁豎向位移

3 鋼混結(jié)合段傳力機制

鋼混結(jié)合段傳力方式主要包括鋼混界面摩擦粘結(jié)傳力、承壓板承壓傳力、剪力連接件抗剪傳力和橋面板承壓傳力4種形式。根據(jù)傳力構(gòu)件和傳力方式的不同,劃分為疊合梁橋面板傳力單元、承壓板傳力單元、剪力釘傳力單元、PBL剪力連接件傳力單元。鋼混界面粘結(jié)摩擦相對于傳力構(gòu)件傳力作用較小,故忽略鋼混界面摩擦粘結(jié)傳力的影響,僅分析比較直接傳力構(gòu)件的貢獻。對各傳力單元軸向應(yīng)力進行積分,計算各傳力單元的傳力分擔(dān)比例,明確鋼混結(jié)合段傳力機理,如表3所示。軸向力傳遞貢獻由大到小依次為:橋面板、承壓板、剪力釘和PBL剪力連接件,其中橋面板傳力最顯著,高達57.65%,承壓板是傳力比例最高的鋼混結(jié)合段內(nèi)部構(gòu)件,承擔(dān)了19.77%的軸力傳遞?？傮w來看,鋼混結(jié)合段內(nèi)部構(gòu)造承壓板、剪力釘和PBL剪力連接件傳力比例為42.35%,而該部位構(gòu)造復(fù)雜密集,混凝土澆筑振搗困難,為使內(nèi)部構(gòu)件充分發(fā)揮傳力性能,施工時要加強過程控制,提高混凝土澆筑質(zhì)量。

表3 鋼混結(jié)合段構(gòu)件傳力分擔(dān)比例

4 構(gòu)造參數(shù)影響分析

4.1 參數(shù)設(shè)置

承壓板作為鋼混結(jié)合段內(nèi)部最主要的傳力構(gòu)件,應(yīng)力分布更為復(fù)雜,以承壓板受力性能優(yōu)化為目標(biāo),分析構(gòu)造參數(shù)對承壓板受力性能的影響。選取對承壓板應(yīng)力分布影響顯著的承壓板厚度、剪力連接件抗剪剛度和縱向加勁肋厚度為影響變量,取值分別為原設(shè)計值的50%、1.0倍、1.5倍和2.0倍,如表4所示。

表4 構(gòu)造參數(shù)及取值

4.2 承壓板厚度

不同承壓板厚度下的承壓板von Mises應(yīng)力如圖12所示。由圖可得,隨著承壓板厚度的增加,承壓板von Mises應(yīng)力水平整體降低,應(yīng)力分布更加均勻,應(yīng)力集中得以改善。通過增加承壓板厚度能夠較好地改善承壓板的受力行為。但當(dāng)承壓板過厚時,會使得端部混凝土存在壓潰風(fēng)險,對混凝土受力不利,且會對施工造成不便,承壓板厚度取值為60～100mm較為合理。

圖12 不同承壓板厚度下承壓板von Mises應(yīng)力分布云圖/Pa

4.3 剪力連接件抗剪剛度

不同剪力連接件抗剪剛度下的承壓板von Mises應(yīng)力分布云圖如圖13所示。由圖可得,隨著剪力連接件抗剪剛度的增加,承壓板von Mises應(yīng)力水平降低,這是因為隨著剪力連接件抗剪剛度的增加,經(jīng)由剪力連接件傳遞的軸向應(yīng)力變大,而由承壓板傳遞的軸向力變小。所以,可以適當(dāng)增加剪力連接件的抗剪剛度,以分擔(dān)和平衡承壓板的壓力,但需考慮剪力釘和PBL剪力連接件的剛度匹配性。

圖13 不同剪力連接件抗剪剛度下承壓板von Mises應(yīng)力分布云圖/Pa

4.4 加勁肋厚度

不同加勁肋厚度下的承壓板von Mises應(yīng)力如圖14所示。由圖可得,當(dāng)縱向加勁肋厚度過小時,由于對承壓板的剛度貢獻不足會使得承壓板受力較大,處于較不利狀態(tài)。當(dāng)縱向加勁肋厚度過大時,可能會造成局部約束剛度過大使得局部應(yīng)力集中加劇,對承壓板受力不利。本工程中加勁肋厚度選取為28mm,承壓板受力較合理,可為類似工程提供參考。

圖14 不同加勁肋厚度下承壓板von Mises應(yīng)力分布云圖/Pa

5 結(jié)語

(1)在最不利軸力荷載工況下,無格室后承壓式鋼混結(jié)合段各部件應(yīng)力處于合理范圍內(nèi),豎向變形無明顯突變,剛度過渡平順,承載能力滿足設(shè)計要求,有較大安全儲備;鋼混結(jié)合段與混凝土橫梁連接部位主拉應(yīng)力相對較大,設(shè)計時要加強普通鋼筋配置;由于結(jié)合面兩側(cè)材料和截面形式不同,產(chǎn)生的附加彎矩造成下部結(jié)構(gòu)受力略大,設(shè)計時應(yīng)考慮形心位置偏移對受力的影響。

(2)鋼混結(jié)合段通過橋面板、承壓板、剪力釘和PBL剪力連接件傳遞荷載,軸向力傳遞貢獻由橋面板、承壓板、剪力釘和PBL剪力連接件依次遞減。最不利軸力荷載下,橋面板、承壓板、剪力釘和PBL剪力連接件傳力分擔(dān)比例分別為57.65%、19.77%、14.68%和7.90%;除橋面板外,鋼混結(jié)合段內(nèi)部構(gòu)件傳力占比42.35%,而內(nèi)部構(gòu)造復(fù)雜,混凝土澆筑難度大,施工時要加強混凝土澆筑質(zhì)量控制。

(3)隨著承壓板厚度增加,承壓板應(yīng)力分布更加均勻,應(yīng)力集中水平降低;剪力連接件抗剪剛度增大能夠減小承壓板受力,平衡與承壓板的傳力比例;加勁肋厚度增加會減小承壓板受力,但過大會造成承壓板局部應(yīng)力集中。承壓板厚度為60～100mm,剪力連接件抗剪剛度適度增加,加勁肋板厚為28mm時,承壓板受力明顯改善。