ganggouren
作者：尚致朝 陈立 陈钒 李廷钰 田勇
中电建路桥集团有限公司
Abstract
独塔斜拉桥的几何非对称特性导致其应力和变形不同于一般同类桥,大宽跨比正交异性钢箱梁的薄壁结构使得其受力及变形更为复杂,用常规方法难以精确给出变形和应力值。贾鲁河大桥即是这样一个例子,而且复杂性进一步增加。120 m 的主跨分成三部分:从主塔开始的 100 m 是正交异性钢箱梁,紧接的 8 m 过渡段与 12 m的混凝土梁段衔接,后者系从对岸墩台伸出的悬臂段。由于钢箱梁宽度达 55 m,且没有直接支撑在对岸桥墩上,而是通过一个 8 m 长、55 m 宽的过渡梁段间接与混凝土伸臂梁连接,属于小范围内刚度不同的三种材料的连接,由此形成的两道连接缝,不但消弱了结构的整体性,而且使对准和控制环节多,进一步增加了施工控制的难度。另外,要考虑温度的影响:一方面,钢材和混凝土的比热容及表面特性不同,同样的日照条件下升温速度和幅度不同,另一方面,桥轴方向是正南正北,每天不同时刻日照影响的程度有局部特点,在施工控制和应力变形计算中需要时刻将此因素计入。在施工后期,温度因素也体现在斜拉索内力的复核上,超宽桥面周而复始的非对称温度变形也导致索力的不断变化。
以贾鲁河大桥为例,利用有限元软件ABAQUS建立钢箱梁段的空间精细混合分析模型,对典型荷载作用下桥梁的局部应力与变形进行分析。为了随时掌握不同工况下正交异性钢箱梁的变形和应力,在钢箱梁顶板布置了 118 个应力传感器,其中 48 个是复核性的,70 个是研究性的,分别用于校正施工作业中的千斤顶行程(和油压)和提供不同施工阶段所有影响因素作用下关键点的应力综合数值;另外还布置了 62 个研究性温度传感器用于提供实时温度数据。
研究表明:钢箱梁横向变形基本一致,最大横向变形相对差值为-2.8 mm,施工时可不设横向预拱度;自重作用引起的钢箱梁最大Mises应力为93.7 MPa,二恒和活载作用下的最大Mises应力约为自重引起的1/4,表明钢箱梁应力具有较大的安全富余度;当U肋高度在 260 ~ 320 mm 范围变化时,桥面系位移变化幅度不超过5%,桥面板最大应力变化幅度不超过8%,此范围内U肋高度变化对桥面系位移和应力的影响均较小,内在原因是U肋的高低变化与横梁能提供的刚度是互补的,正好说明该正交异性钢箱梁具有显著的板的特征,设计上宜采用此范围内的U肋高度。
Abstract
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前 言
正交异性钢桥面板,是用纵横向互相垂直的加劲肋(纵肋和横肋) 连同桥面盖板所组成的共同承受车轮荷载的结构,以这种正交异性板作为桥面系建成的桥梁称之为正交异性板桥梁。以其自重轻、极限承载能力大、工厂化程度高、施工周期短、结构造型美观等优点,广泛应用于公路桥梁和铁路桥梁,它的应用代表着一个国家钢桥设计和制造水平的水平。
人文路贾鲁河桥是典型的大宽跨比独塔无背索斜拉桥,双索面,桥梁全宽 55 m (图1) ,宽跨比为0.55,宽度为同类型桥梁国内之最。由于主梁宽跨比大,且梁高相对较小,一些梁的行为特征弱化,整体行为更像各向异性板。还有三个因素:1) 本桥为独塔无背索斜拉桥,从桥塔到桥面不同位置有九组斜拉索(图1) ,使得轴向压力沿着长度不断变化;2)主跨 120 m,分为(100+20) m,即 100 m 正交异性钢板梁+20 m 钢筋混凝土梁,且包含一小段过渡段;3)采用塔梁墩固结的结构形式。斜向独塔设计决定了相对于跨度塔的竖向投影高度有限,斜拉索以较小的角度与桥面板连接,使剪力滞效应更加突出。因此,采用正交异性钢箱梁虽然满足梁宽和大宽跨比的要求,但其复杂的薄壁箱梁结构使得受力及变形更为复杂。由于影响因素多且交错作用,用常规方法很难精确给出变形和应力预警值。这样就需要根据施工条件、钢材和混凝土品质及浇筑工艺、预应力索的张拉精度等给出变形和应力临界值。因此,本文利用有限元软件建立钢箱梁段的空间精细混合分析模型,对典型荷载作用下贾鲁河桥的局部应力与变形进行分析,以确保桥梁施工过程的稳定与安全、实现设计最终成桥状态,并为今后类似工程提供参考。同时,对U肋高度变化情况下结构的位移和应力进行分析。
图 1 人文路贾鲁河大桥桥型布置示意
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工程概况
人文路贾鲁河桥主桥采用双索面独塔结构,桥梁全宽 55 m,为塔梁墩固结体系。主塔为预应力混凝土空心斜塔,上塔柱高 70 m,每节段长 6 m,塔身倾角60°。主梁为钢混纵向组合结构, 主桥长度190 m,纵向布置为 30+120+40 m,主跨 120 m,其中主跨跨中 100 m 为钢箱梁,钢梁与混凝土梁结合处设钢混结合过渡段,钢梁为主纵梁、小纵梁、中横梁、小横梁、正交异性钢桥面板及大悬挑组成的钢架。桥梁总体布置如图 1 所示。
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有限元模型
2.1 计算模型
本文采用分析软件ABAQUS的混合有限元模型对贾鲁河桥进行分析,跨中区域的钢箱梁采用板壳单元模拟,其他区域采用梁单元模拟。根据圣维南原理,钢箱梁采用板壳建模的长度为 55 m,混合有限元模型如图 2 所示,网格划分完成后,混合模型共计生成壳单元 101549 个,梁单元 68 个。
图 2 精细分析有限元模型
2.2 计算荷载及边界条件
计算荷载包括梁体自重、二期铺装和公路-I级汽车荷载。如图 3 所示,混合有限元模型中梁单元所承受荷载以线荷载形式施加到梁单元上。全桥按八车道布载,车道折减系数为 0.5。壳单元上车道荷载按面荷载施加。
图 3 钢箱梁车道荷载布置示意
斜拉索索力采用集中荷载模拟,拉索索力分解为顺桥向的集中力和竖向集中力,如图 4 所示。模型的边界条件为支座处按实际受力情况进行约束。模型中,板壳单元与梁单元之间选用软件提供的耦合功能连接, 交界面上满足平截面假定。
图 4 斜拉索索力模拟
2.3 计算参数
材料参数取值如表 1 所示。
表 1 计算选用的材料参数表
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正交异性钢箱梁力学行为分析
3.1 钢箱梁变形分析
不同荷载下钢箱梁横向变形结果如图 5 所示,在二恒作用引起的钢箱梁跨中截面顶板竖向相对变形沿桥梁宽度分布的不均匀性最显著,最大相对差值为-2.8 mm (图5b)。总体来看,钢箱梁横隔板间距较小,尽管钢箱梁宽度达 55 m,但钢箱梁横向刚度较均匀,钢箱梁横向变形基本一致。
图 5 钢箱梁跨中截面顶板竖向相对变形分析
3.2 钢箱梁应力分析
选取跨中典型截面对钢箱梁顶板正应力沿横桥向的分布进行分析,钢箱梁典型节段在三种荷载作用下的Mises应力分布如图 6 所示。可知,截面最大Mises应力为 93.7 MPa,由自重作用引起,其他两种作用的影响远小于自重;桥面所选材料为Q345,其强度设计值为 275 MPa,总体来看,钢箱梁应力具有较大的安全富余度。
图 6 计算荷载作用下的钢箱梁应力云图
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U型加劲肋合理设计高度分析
在受力性能方面,U肋加劲的正交异性钢桥面较其他截面形式有着明显的优势,在国内外大型钢箱梁中普遍采用的U型加劲肋,U肋高度对正变异性钢桥面受力性能具有显著影响。以下对此问题进行探讨,以期给出合理的U肋设计高度。
4.1 研究方法和研究参数
建立正交异性钢桥面板的局部受力分析模型,图 7 所示计算模型长 3000 mm,宽 3000 mm,包括 5 个纵肋。边界条件为桥面顶板支撑在纵肋和横隔板上的各向同性连续板。保持U肋的顶、底宽和间距不变。通过改变U肋高度来研究U肋不同高度对结构位移和应力的影响,U肋高度的变化范围为260 ~ 320 mm。
图 7 有限元模型
4.2 U肋高度对结构位移的影响
图 8 为不同U肋高度变化时跨中截面桥面系最大位移云图。可以看出:随着U肋高度的增加,位移呈现减小的趋势,但这一趋势并不明显。因为U肋刚度增大,而对横梁腹板挖空增大导致横梁刚度降低。从图中位移数值计算可知,当U肋高度增加30%,桥面系位移变化幅度不超过5%,U肋高度对桥面系位移的影响可以忽略不计。
图 8 不同U肋高度时跨中截面桥面系位移云图
4.3 U肋高度对结构应力的影响
本文讨论的桥面板为正交异性板,其顺桥向和横桥向的刚度收到U肋特性的影响,改变U肋高度,其力学实质是改变截面中性轴位置和正交异性板两个方向的刚度比。图 9 为U肋高度变化时边跨跨中截面处桥面板最大应力。从图 9 可见,随着U肋高度增加,桥面系刚度增大,而且全截面整体中性轴上移,距离桥面板的距离减小,桥面板最大应力减小。从图中应力值计算可知,当U肋高度增加30%,桥面板最大应力变化幅度不超过8%,U肋高度对桥面系位移的影响亦较小。
图 9 不同U肋高度时跨中截面桥面系应力云图
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结束语
本文对贾鲁河桥大宽跨比的超宽正交异性钢箱梁的力学行为进行了详细分析,并对正交异性钢箱梁U型加劲肋的合理设计高度进行了探讨,得到如下结论:
1)由二恒作用引起的钢箱梁跨中截面顶板竖向相对变形沿桥梁宽度分布的不均匀性最显著,最大相对差值为-2.8 mm。总体来看,钢箱梁横向刚度较均匀,钢箱梁横向变形基本一致,施工时可不设横向预拱度;
2) 由自重作用引起的Mises应力最大,为93.7 MPa,其余两种作用下的最大Mises应力约为自重引起的1/4。总体来看,钢箱梁应力具有较大的安全富余度;
3)分析表明,当U肋高度在 260 ~ 320 mm 范围变化时,其桥面系位移变化幅度不超过5%,桥面板最大应力变化幅度不超过8%,此范围内U肋高度变化对桥面系位移和应力的影响均较小,设计上宜采用此范围内的U肋高度。
来 源
尚致朝, 陈立, 陈钒, 等. 大宽跨比独塔斜拉桥超宽正交异性钢箱结合梁受力分析[J]. 钢结构(中英文), 2021, 36(9): 19-24.
doi: 10.13206/j.gjgS21012602
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