寬體混凝土斜拉橋主梁新構造研究

2016-01-28 07:42:16牟宗軍翟曉亮馮云成中交第一公路勘察設計研究院有限公司

黑龍江交通科技 2015年4期

牟宗軍，翟曉亮，馮云成(中交第一公路勘察設計研究院有限公司)

寬體混凝土斜拉橋主梁新構造研究

牟宗軍，翟曉亮，馮云成
(中交第一公路勘察設計研究院有限公司)

摘要:本項目以五河口斜拉橋的設計實踐為背景，詳細研究了寬體混凝土斜拉橋主梁的受力特性，率先提出了帶鋼筋混凝土縱向加筋肋(疏肋)板的寬體混凝土斜拉橋主梁新構造。通過有限元仿真分析和理論分析研究了帶縱向混凝土加筋肋的寬體混凝土斜拉橋主梁的受力機理和分析計算方法。研究結果表明:帶鋼筋混凝土縱向加筋肋的寬體混凝土斜拉橋主梁能夠很好地解決混凝土斜拉橋主梁過寬導致傳統(tǒng)雙邊箱梁、π型梁中間板過寬、配筋量大和剛度不足等問題，且能夠有效降低主梁剪力滯后效應程度、提高截面利用率和提高橋面剛度，能夠很好地適應寬體混凝土斜拉橋主梁的受力要求，是一種經(jīng)濟、合理、安全、耐用的新型主梁截面形式。

關鍵詞:寬體斜拉橋;縱向加筋橋面板;雙邊箱主梁;剪力滯;空間有限元

中圖分類號:U442

文獻標識碼:C

文章編號:1008－3383(2015) 04－0088－04

Research on new structural behaviour of wide main girder cable－stayed bridge

MOU Zong－jun，ZHAI Xiao－liang，F(xiàn)ENG Yun－cheng
(CCCC First Highway Consultants Co．，LTD)

Abstract:A new structure of concrete main girder with reinforced concrete longitudinal stiffening ribs was provided for wide concrete girder of cable－stayed bridge，based on the design practice of five－river cable－stayed bridge．In order to study the mechanical behaviors of concrete main girder with reinforced concrete longitudinal stiffening ribs，numerical analysis and theoretical analysis were performed．The mechanical behaviour and calculation and analysis methods were obtained．Analysis results show that these aspects can be solved through concrete main girder with reinforced concrete longitudinal stiffening ribs．This structure can reduce the degree of the shear lag effect of main girder，increase cross section utilization ratio of section and rigidity of deck．It is also a economic，reasonable，safe and durable section form which also meet the requirement of the allowable force．

Key words:wide main girder cable－stayed bridge; lengthways stiffened bridge deck slab; double side box girders; shear lag; model test;analysis of 3D finite element

0　前言

隨著國民經(jīng)濟不斷發(fā)展，交通量逐年增加，橋梁車道數(shù)不斷增加，橋梁的寬度不斷增加，尤其是市政橋梁，36 m以上寬度的橋梁越來越多。橋梁寬度增加到一定程度后，以前原有的二維平面設計方法逐漸暴露出一些不足，橋面板的縱向的剪力滯后問題和橫向受力變得尤為突出。混凝土斜拉橋主梁過寬導致傳統(tǒng)的雙邊箱梁構造、π型梁中間板過寬，配筋量大、剛度不足等問題突出，急需針對這一問題提出更為合理的構造措施。

依托五河口斜拉橋的設計工作實踐，提出帶混凝土加筋肋肋的寬體混凝土斜拉橋主梁新構造，即在寬體雙邊箱混凝土主梁的橋面板下增設縱向加筋肋。增設縱向混凝土加筋肋的寬體混凝土斜拉橋主梁可以減小斜拉橋主梁懸臂施工時的橋面板混凝土正應力及剪力滯系數(shù)，并且增強橋面板的抗彎剛度，這使寬體雙邊箱混凝土主梁節(jié)段懸臂施工過程中降低了橋面板混凝土受力開裂的風險。重點對縱向混凝土加筋肋對主梁設置后橋面剪力滯效應的影響和縱向受力狀態(tài)的影響。

1　工程背景

1．1工程概況

五河口預應力混凝土斜拉橋(以下簡稱“五河口斜拉橋”)位于宿淮高速公路、寧淮高速公路及淮安西環(huán)的共線段上，是一座雙塔雙索面預應力混凝土斜拉橋。該橋主梁跨徑組成為152 m +370 m +152 m，總體布置見圖1。

圖1　主橋總體布置(單位: m)

主梁采用雙邊箱斷面，主梁中心高3．2 m，寬38．6 m，橋面板厚0．3 m，橋面設2%的雙向橫坡。風嘴部分寬為0．5 m。全橋共劃分了123個梁段，分索塔區(qū)梁段、標準梁段、無索區(qū)梁段、邊跨密索區(qū)梁段和中、邊跨合攏段。塔區(qū)梁段共4個，梁段長10．0 m，標準梁段共94個，梁段長6．0 m，邊跨密索區(qū)梁段共20個，梁段長2．5 m，中、邊跨合攏段3個，長度均為2．0 m。主梁斷面見圖2。

索塔成H形，預應力鋼筋混凝土結構，索塔高137．1 m，上塔柱高77．0 m，中塔柱高47．0 m。順橋向上塔柱寬7．0 m，中塔柱從上橫梁底部7．0 m寬變化到下橫梁中心處的8．0 m寬并以此斜率延伸到承臺，傾斜率94∶1。

斜拉索采用OVM250系列環(huán)氧涂層鋼絞線拉索及相應的錨具，標準強度為1 860 MPa，彈性模量為1. 95×105MPa。斜拉索一端為張拉端錨具，另一端為錨固端錨具。斜拉索在主梁上的標準索距為6 m，邊跨B20－B30索的索距為2．5 m。斜拉索在索塔上的標準索距為1．5 m和2 m。

圖2　主梁橫斷面(單位: cm)

1．2主要技術標準

(1)建設標準:雙向六車道高速公路。

(2)設計基準期: 100年。

(3)計算行車速度: 120 km/h。

(4) 0．5 m(風嘴) +1．3 m(拉索錨固區(qū)) +0．5 m(防撞護欄) +15．5 m(行車道) + 3．0 m(中央分隔帶) + 15．5 m(行車道) + 0．5 m(防撞護欄) + 1．3 m(拉索錨固區(qū)) + 0．5 m(風嘴) =38．6 m。

(5)地震動峰加速度:地震基本烈度為Ⅶ度，按Ⅷ度設防。

2　主梁剪力滯效應

剪力滯系數(shù)在斜拉橋中是指考慮剪力滯效應的縱向正應力(彎曲與軸力共同引起的)與按初等梁理論計算的縱向正應力之比值。斜拉橋在施工過程中主梁截面的內力在某些工況下大于成橋狀態(tài)的內力，使得施工內力控制截面設計。選取最大雙懸臂、最大單懸臂、成橋階段三個有代表性的典型工況作為分析對象，來分析主梁截面剪力滯效應特點。

為了解主梁縱向正應力沿縱向全長的分布規(guī)律，取出了橫截面頂板的幾個關鍵節(jié)點沿縱向全長的縱向正應力計算結果。為了敘述的方便，將主梁橫截面上關鍵部位的點分別用大寫的英文字母作標記，如圖3所示，A～G點距橫向對稱線的距離分別為18．8 m，17．4 m，12．761 m，8．403 m，6．323 m，3．0 m，0．0 m;各點的橫向位置如圖3所示。

圖3　主梁橫截面各點示意圖

2．1最大雙懸臂階段的剪力滯分析

采用ANSYS空間有限元軟件建立本橋最大雙懸臂施工階段空間分析模型，如圖4所示。

圖4　最大雙懸臂階段空間分析模型

通過計算發(fā)現(xiàn)最大雙懸臂階段主梁頂板縱向正應力分布很不均勻，但是很多梁段內的主梁縱向正應力分布規(guī)律相似。最大雙懸臂階段主梁頂板剪力滯系數(shù)除去懸臂端部與根部幾個梁段外，其他梁段均呈現(xiàn)相似的分布規(guī)律。懸臂端部的正應力分布無明顯規(guī)律是由于掛籃荷載和預應力荷載的作用，這些集中荷載作用點處產生了較大的應力集中從而改變了頂板的應力分布規(guī)律。根部截面正應力分布規(guī)律不明顯的原因是由于主梁采用了與其他梁段不一樣的閉口箱形斷面造成了頂板應力分布的改變。

在頂板各關鍵點的剪力滯縱向分布中，以橫截面的邊點(A點)與橫截面中點(G)點變化最為劇烈。A點在各橫梁設置截面處均出現(xiàn)了向下的突變，剪力滯系數(shù)一般在0．5左右，最小的為0．25;而G點正好相反，在各橫梁設置截面處均出現(xiàn)了向上的突變，剪力滯系數(shù)一般在1．2左右，最小的為1．62。

設計者關心的是平面應力最大點的剪力滯系數(shù)，還有空間應力最大點處對應的剪力滯系數(shù)。因此，有必要把各截面上空間應力最大點找出來。而據(jù)上述分析，各截面上應力最大點是不一樣的，點A、F、G都有可能，但對于每個梁段內，應力最大值總是出現(xiàn)在橫梁對應截面頂板上的G點，而應力最小值出現(xiàn)在橫梁對應截面頂板上的A點。

將A、G點的空間應力與G點平面應力曲線一起畫在圖5中，這樣可以知道空間最大應力值在中跨懸臂27 m處，應力值為7．24 MPa，對應的平面應力值為6 MPa，λ=1．207，而平面最大應力值在中跨懸臂22 m處，應力值為6．71 MPa，對應的空間應力值為6．33 MPa，λ=0．943。

圖5　最大雙懸臂階段空間與平面最大應力對比(單位: MPa)

2．2最大單懸臂階段的剪力滯分析

在最大單懸臂階段，由于邊跨已經(jīng)合攏，受到邊跨支承條件變化的影響，邊跨主梁的剪力滯效應比最大雙懸臂階段減小了。由于邊跨現(xiàn)澆段采用的是單箱三室斷面，而且梁上作用有壓重，所以其剪力滯效應與懸臂澆筑的梁段不一樣。而1～19#這些懸臂澆筑的梁段的剪力滯系數(shù)縱向分布規(guī)律與最大雙懸臂階段相比沒有多大變化，只是數(shù)值上有所減小。這說明邊跨合攏后，邊跨主梁上后期施加的荷載對已澆梁段的剪力滯效應起減小作用，但沒有改變其分布規(guī)律。

從圖6可看出，邊跨剪力滯效應最大的發(fā)生在19#塊橫

梁處截面，λ=1．56。最小的剪力滯效應在邊跨支承處附近，λ=0，其他梁段大都在0．5～1．5之間。值得注意的是，邊跨現(xiàn)澆段的剪力滯效應復雜，剪力滯系數(shù)變化幅度劇烈，其應力最大值出現(xiàn)在索張拉點附近而不是平面分析中的橫截面中點。對于1～19#梁段來說，每個梁段的最大應力值都出現(xiàn)橫梁所在截面的截面中點處。

與邊跨相比，中跨的邊界條件沒有發(fā)生變化，而是繼續(xù)懸臂澆筑到30#梁段，所以中跨梁段的剪力滯系數(shù)縱向分布的規(guī)律沒有發(fā)生改變。

圖6　邊跨剪力滯系數(shù)沿縱向分布

從圖7可看出，除去根部梁段與懸臂端，中跨剪力滯效應最大的發(fā)生在25#梁段橫梁處截面，λ= 1．31。最小的剪力滯效應在3#梁段，λ=0．58，其他梁段大都在0．6～1．3之間。對于3～28#梁段來說，每個梁段的最大應力值都出現(xiàn)橫梁所在截面的截面中點處。而懸臂端的29、30#梁的應力最大值則出現(xiàn)在索張拉點附近。

圖7　中跨剪力滯系數(shù)沿縱向分布

根據(jù)A、G點的空間應力與G點平面應力的比較可知道，最大單懸臂階段空間最大應力值在邊跨懸臂27 m處，應力值為11．01 MPa，對應的平面應力值為7．79 MPa，λ= 1．41，而平面最大應力值在中跨懸臂22 m處，應力值為9．165 MPa，對應的空間應力值為8．4 MPa，λ=0．917。

圖8　最大單懸臂階段空間與平面最大應力對比(單位: MPa)

2．3成橋階段的剪力滯分析

在成橋階段，由于中跨的合攏，中跨梁段的邊界條件也發(fā)生了改變，而且懸臂端掛籃荷載、配重荷載的拆除，全橋二期恒載的施加等因素都使得成橋階段主梁的剪力滯效應與最大單懸臂階段相比發(fā)生了較大的改變。

在成橋階段，主梁的剪力滯系數(shù)的數(shù)值和變化幅度比最大單懸臂階段減小。對于邊跨而言，現(xiàn)澆段的剪力滯分布規(guī)律與最大單懸臂階段近似，只是在邊跨支承處附近的剪力滯效應增大許多，這是因為成橋后尾索的索力增大造成的。而邊跨3～19#梁段的剪力滯效應與最大單懸臂階段相比，均有所減小，剪力滯效應最大的發(fā)生在19#塊橫梁處截面，λ= 1．38。最小的剪力滯效應在邊跨支承處附近，λ=0．65，其他梁段大都在0．6～1．4之間。橫截面上各點的剪力滯系數(shù)差值也減小了許多，這說明截面上的應力分布趨于均勻。0#塊附近區(qū)域由于塔梁固結的解除和0#索的張拉，空間與平面分析結果的差異減小了很多，剪力滯系數(shù)也隨之減小。

圖9　成橋階段頂板中點G空間與平面正應力比較(單位: MPa)

從剪力滯系數(shù)數(shù)值上看，邊跨最大剪力滯系數(shù)為1．4，中跨為1．1。但從圖9、圖10可看出，剪力滯系數(shù)較大的區(qū)域，對應的應力值都比較小，所以剪力滯效應的影響并沒有使主梁的最大應力值有明顯的增大。但是，由于橫向受力的不均勻性，橫截面上各點的剪力滯系數(shù)相差較大，同一截面上同時出現(xiàn)了正負剪力滯現(xiàn)象，這是通過平面分析無法得到的結果。

圖10　成橋階段頂板邊點A空間與平面正應力比較(單位: MPa)

2．4混凝土加筋肋對剪力滯效應的影響

五河口斜拉橋主梁設計過程中為了改善主梁橋面板受力，在混凝土橋面板上增設了兩道混凝土加筋肋，為了得到混凝土加筋肋對剪力滯效應的影響，這里以下三種工況進行了對比: (1)不設混凝土加筋肋; (2)設混凝土加筋肋，剛度為EI; (3)設混凝土加筋肋，剛度為2EI。

圖11　L/4截面剪力滯系數(shù)橫向分布

三種工況下計算結果見圖11和12，圖中縱坐標為個點剪力滯后系數(shù)，橫坐標為各點相對于主梁中心線的距離。從

圖11和12中可以看出主梁增設混凝土加筋肋后，剪力滯后系數(shù)總體上有所下降且隨著混凝土加筋肋剛度的增大，剪力滯后系數(shù)進一步下降;但是對于不同橫斷面位置、同一橫斷面不同計算點處剪力滯后系數(shù)下降程度均有所不同。設置混凝土加筋肋后，主梁的剪力滯效應有所降低，但降低幅度不大。以L/2截面為例，增設混凝土加筋肋后，剪力滯系數(shù)最多減小4．9%，如增設2EI的混凝土加筋肋，剪力滯系數(shù)最多減小6．5%。對于剪力滯系數(shù)沿縱向分布的影響，增設混凝土加筋肋后，對減小剪力滯效應有一定的作用，而且在剪力滯系數(shù)越大的區(qū)域，這種減小作用越明顯。

圖12　L/2截面剪力滯系數(shù)橫向分布

3　輪載作用下帶混凝土加筋肋主梁的正應力

從寬體斜拉橋雙邊箱混凝土主梁構造上講，不增設縱向加筋肋的雙邊箱之間橋面板是彈性支撐在兩對邊橫隔板及兩邊箱梁內腹板之間的一塊整體板，但增設縱向加筋肋后雙邊箱之間橋面板，除了與不設縱向加筋肋的橋面板有相同的四周邊支撐條件外，兩邊箱之間的橋面板還支撐在縱向加筋肋之上。

雙邊箱主梁的橋面板除了作為主梁截面整體承受截面上的作用效應外，車輛輪載直接作用在橋面板上，其作用效應對混凝土橋面板的鋼筋配置有重要影響。對圖13a所示的雙邊箱間橋面板，其遠遠大于，實際上輪載作用下，受力是單向板狀況。但是，增設了縱向加筋肋后(圖13b)，這時雙邊箱之間的橋面板類似于四邊彈性嵌固的連續(xù)板。

圖13　雙邊箱間縱向加勁橋面板平面示意圖注:圖中bl為雙邊箱之間橋面板的寬度; ba為箱梁節(jié)段的橫隔板之間的寬度。

(1)有限元模型。

主梁節(jié)段用空間實體單元SOLID 45來模擬，彈性模量E =3. 65×104MPa，容重γ=26 kN/m3，泊松比為0．166 7;斜拉索用桿單元LINK8來模擬，拉索的兩端采用全約束，主梁節(jié)段兩端加強迫位移，該位移大小由MIDAS/Civil中整體桿系模型計算得出。

(2)輪載作用在兩個橫梁之間。

當輪載作用在兩個橫梁之間(見圖14中)，截面1和截面2上各計算點的板頂面正應變見圖15和圖16。

從圖15和圖16可以看出不管是否設置混凝土縱向加筋肋，在橫隔板處橋面板觀測的計算點始終是拉應變，而橫隔板之間橋面板觀測的計算點都是壓應變，曲線的整體趨勢并沒有改變;混凝土縱向加筋肋的設置對縱向受力是有利的。其中，截面2在設置混凝土縱向加筋肋后，最大壓應變減小了63%，最大拉應變減小了96%;由于截面2靠近混凝土縱向加筋肋，2#截面的縱向受力性能影響程度要大于對1#截面縱向受力的影響。