鐵路斜拉橋錨拉板力學性能研究及創新

張曉江

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司,武漢 430063； 2.中鐵建大橋設計研究院,武漢 430063)

1 工程概況

潛江鐵路支線岳口漢江特大橋主橋為(32.7+50+93.7+260+38.2) m獨塔雙索面混合梁斜拉橋,墩梁采用半漂浮結構體系。主橋橋塔類型為鉆石型,塔高為156.5 m；主梁采用鋼-混組合箱梁形式,其中鋼箱梁采用帶風嘴的單箱三室截面,中間三室與混凝土主梁三室相對應,由頂板、底板、斜底板、中腹板、邊腹板及風嘴圍封而成。根據受力和剛度要求,鋼箱梁在不同區段采用了不同板厚,共有6個分區,10個梁段類型(鋼-混凝土結合段除外)。頂、底板厚度為16～28 mm,鋼箱梁設2道中腹板和2道邊腹板,中腹板厚度為20～28 mm,邊腹板厚度為30～40 mm；根據正交異性鋼橋面板疲勞試驗結果,頂板均設置縱向V肋,加勁肋厚10 mm、間距600 mm。底板縱向均采用U肋,U肋板厚8 mm,平底板上U肋間距700 mm,斜底板上間距800 mm。鋼箱梁標準節段長12 m,節段每隔3 m設置一道實腹橫隔板,共計24個鋼箱梁節段,最大節段重約1 341 kN。斜拉索與混凝土箱梁采用齒塊連接,與鋼箱梁采用錨拉板連接,錨拉板傾角與拉索保持一致,考慮拉索非線性垂度影響,縱向傾角最小為26.69°,最大為74.32°,橫向傾角從2.45°變化至3.68°。全橋三維模型如圖1所示。

圖1 岳口漢江特大橋三維模型

大跨度斜拉橋的索梁錨固部分是橋梁結構受力設計的關鍵,索梁錨固的安全度直接影響全橋設計使用周期[1-11]。目前,大跨度鋼箱梁斜拉橋中索梁錨固的形式主要有錨拉板式、錨箱式、錨管式與銷鉸式,其中錨拉板式在不同大跨度公路斜拉橋中均有應用[12-15],潛江支線岳口漢江特大橋在鐵路梁上首次采用了錨拉板的索梁錨固形式,填補了錨拉板在鐵路橋型上應用的空白。錨拉板式索梁錨固構造簡單,傳力途徑明確,整個索梁錨固系統位于主梁頂板以上,構件在后期使用過程中的檢查、維修、更換較為方便[16-21]。

2 錨拉板構造研究

由于本橋最大活載比例在32%左右,采用剪壓承載式錨拉板結構，使得索力向鋼套筒的傳遞更加均勻,同時分散了索力的傳遞跡線,結構安全冗余度更高。加勁肋主要起到增強橫向剛度及增大受拉面積的作用,大部分的錨拉板均沿高度方向設置加勁肋。考慮到本橋錨拉板由腹板伸出,為適應橫向角度變化,必然有部分拉板承受面外荷載,同時由于施工偏差,拉板也可能存在部分面外力,為了分散索力,必須要在套筒上設置加勁肋,故本橋僅在套筒上設置加勁肋。

斜拉索橫向偏角變化范圍為2.794°～4.012°,錨拉板須采用一定措施來適應角度變化,主要方法為在橋面以上一定高度設置雙面坡口,將腹板與錨拉板對接熔透焊接。此方法操作簡單,且不影響鋼箱梁的組裝,焊接位于橋面以上,操作空間充足,同時對接熔透焊縫與母材等強,對結構受力影響較小。錨拉板結構示意如圖2所示。

圖2 錨拉板結構示意

錨拉板與錨拉筒的側焊縫以及錨拉板與主梁頂板的連接焊縫容易出現應力集中,其中前者的連接焊縫應力集中較為嚴重,特別是在焊縫根部的圓弧過渡區。研究表明,加大錨拉板與套筒連接焊縫根部的圓弧半徑,可以有效改善錨拉板的應力分析；若錨拉板焊接于主梁頂板,則錨固區主梁頂板需加厚,且主梁腹板應增設加勁板。

錨拉板構造上應盡量確保連接可靠,力線傳遞流暢,避免出現過大的應力集中現象；盡量減少拉索預留構造對主梁的削弱及主肋的切斷,錨固點附近的構造要防止局部破壞；外形盡量統一,總體景觀效應盡量一致。

3 錨拉板設計關鍵分析

3.1 關鍵設計參數

本橋錨拉板關鍵參數主要通過有限元模型計算確定,主要設計參數如下：套筒長度、承壓板厚度、拉板厚度、上盤厚度、肋板厚度,對應設計初始數據分別為：1 054，30，40，25，30 mm。

3.1.1 套筒長度

套筒長度主要指套筒與錨拉板相焊接的部分長度,其長度范圍內將拉索的部分索力通過兩側焊縫剪力傳遞給錨拉板,套筒長度直接影響其與拉板相接處剪應力大小及分布,同時對整個索力分配產生一定影響。以套筒拉板相接處最大剪應力、拉板最大拉應力、拉板最大位移、承壓板平均等效應力為指標進行建模分析,得出各指標數據如表1所示。

表1 套筒長度各項分析指標數據

由表1可知,套筒側焊縫索力占比從0.71上升至0.75時,其套筒長度從1 100 mm增長至1 300 mm,變化較大。套筒長度的增加，一定程度上提升了套筒與上盤傳遞索力比值,同時降低了承壓板索力分擔比例,等效應力均值隨之減小；隨著套筒長度的增加,拉板最大拉應力逐漸變小,從138 MPa減小至108 MPa,整個錨拉板剛度變大,最大位移由0.657 mm減小到0.566 mm。套筒長度每增加200 mm,鋼構件凈重增加約12.8 kN,各項指標收益不明顯,故本文不推薦采用超出1 100 mm的套筒長度。若僅按受力情況布置長度,雖滿足受力最優材料最省原則,但同時也會造成拉索出口高度不同,拉索高度參差不齊。因此，套筒實際長度的選取需要滿足受力、經濟性要求、景觀效果等各類因素。

3.1.2 承壓板厚度

承壓板主要起到與套筒分擔索力的作用,同時使得結構承載力保留一定富余。其構造既需滿足受力需求,同時又需要保證承壓板與套筒之間的索力分擔比例處于合適大小。考慮到錨拉板結構最大位移位于承壓板邊緣位置,故選取最大位移、拉板最大拉應力、承壓板最大等效應力等指標,分析承壓板厚度變化對受力性能的影響,得出各指標數據如表2所示。

表2 承壓板厚度各項分析指標

由表2可知,相對于套筒長度,承壓板厚度變化對各項數據指標的影響更為顯著,當承壓板厚度取為20 mm時,其僅分擔約6%索力,而從30 mm增厚至40 mm,承壓板分擔的索力大小僅從10%增大至11%,變化不大。承壓板從20 mm增厚到40 mm時,最大拉應力由134 MPa減小到117 MPa,最大位移由0.621 mm減小到0.576 mm。承壓板增加10 mm厚度,鋼構件凈重增加約2.7 kN,相對于加長套筒更為經濟,但30 mm后加厚承壓板邊界收益小,性能提升不明顯。

3.1.3 拉板與上盤厚度

拉板厚度需滿足承載能力要求,對索力傳遞途徑基本沒有影響。本橋錨拉板由腹板伸出形成,為適應橫向角度變化有相應的角度彎折,考慮到有部分拉板需承受一定的面外荷載,同時由于施工偏差,拉板可能存在部分面外力,因此選取5%比例索力作為面外荷載來對拉板厚度進行不同數據指標分析,結果如表3所示。

表3 拉板厚度各項分析指標

由表3可知,圓弧開孔處等效應力與拉應力均較大,應力集中明顯,隨著板厚增加,應力值逐漸減小。拉板與承壓板交接處等效應力較大,拉應力較小。40 mm厚拉板各最大應力均在承載范圍內,且有一定富余。

上盤厚度的變化主要影響上盤與套筒側焊縫之間的索力分配,其構造需要滿足受力要求,各數據指標結果如表4所示。

表4 上盤厚度各項分析指標

由表4可知,通過增厚上盤,各項指標變化均較小。上盤構造參數需要滿足受力要求,從上盤最大等效應力可以看出，25 mm上盤厚度是較為合適的選擇。

3.1.4 肋板厚度

拉索套筒加勁肋主要作用是分擔部分索力至套筒頂板,同時增加錨拉板上部的橫向剛度,由于肋板尺寸影響軸向力傳遞,故以不同肋板厚度計算對應的索力占比、等效應力為指標進行分析,結果如表5所示。

由表5可知,肋板厚度的增加使其剛度增大,套筒側焊縫傳遞索力比例減小,從0.76減至0.7。肋板厚度的變化對錨拉板索力傳遞有一定影響。肋板主要作用是分擔索力和增加橫向剛度,其自身應力應當處于合理范圍內,考慮到一定富余30 mm厚較為合適。

表5 肋板厚度各項分析指標

3.2 結構尺寸確定

根據3.1節分析結論確定各細節尺寸,開孔邊緣為錨拉板應力集中區域,開孔底緣距箱梁頂緣距離按300 mm控制,開孔圓弧半徑采用150 mm,開孔寬度采用套筒外徑+300 mm；錨墊板厚度采用80 mm；為便于統一加工及進料,拉索套筒壁厚采用30 mm,在最大索力下其計算最大壓應力為108 MPa,最小應力65 MPa；上盤厚度取為25 mm,內徑與拉索套筒內徑相同,外徑取為套筒加勁肋寬度+50 mm；拉索套筒加勁肋按角度均分為四片,高度采用200 mm,板厚30 mm；承壓板主要起擴散索力的作用,其平面形式為菱形,其厚度采用30 mm；拉板上寬需承受由拉索套筒直接傳遞的拉力,經過計算,取值為200 mm,拉板應力最大值為65 MPa,滿足規范要求。

根據既有橋計算結論及前期有限元分析結果,拉板與拉索套筒圓弧相接的地方為應力集中的關鍵點,為控制設計的關鍵因素,為減少此處應力集中現象,除采取較大的圓弧半徑外,同時參考美國規范對于頂板U肋開孔的要求,在圓弧與拉索套筒之間設置50 mm直線段。

4 錨拉板有限元計算

本橋鋼箱梁錨拉板型號根據拉索傾斜角度不同共計20種,編號為M01～M20,限于篇幅,本節僅展示最小傾角M20與最大傾角M01對應的錨拉板有限元模型計算結果,同時取索力的5%水平向荷載加于錨墊板處,作為水平荷載安全儲備。

4.1 M20錨拉板計算

采用FEA三維有限元對M20錨拉板節段進行建模計算分析,錨拉板節段對應整體與局部實體網格模型如圖3所示。

圖3 M20錨拉板實體網格模型

取最大索力工況與疲勞荷載工況下錨拉板結構不同位置處應力進行分析,M20錨拉板區域應力云圖如圖4所示。

圖4 M20錨拉板最大索力工況下應力云圖(單位：MPa)

拉板應力最大區域為與套筒相接處位置,最大應力值為203 MPa,但其局部影響范圍小于0.5%,其他連接區域應力水平均較小,最大值為166 MPa。套筒應力由錨墊板處從下至上逐漸減小,其最大值為225 MPa,滿足規范要求。

錨墊板最大局部應力為168 MPa,其應力水平較低,保證了索力的有效傳遞；錨拉板最大變形為2 mm,變形相對較小,由拉索角度變化引起的二次索力可忽略不計；錨拉板整體疲勞應力較小,除套筒與錨墊板相接處應力集中58 MPa外,其余區域數值均較小,其最大值30 MPa左右,滿足規范要求。

4.2 M01錨拉板計算

M01錨拉板節段對應整體與局部實體網格模型如圖5所示。

圖5 M01錨拉板實體網格模型

最大索力工況錨拉板結構局部區域應力云圖如圖6所示。

圖6 M01錨拉板最大索力工況下應力云圖(單位：MPa)

拉板最大應力值為122 MPa,套筒應力最大值為120 MPa,滿足規范要求。錨墊板最大局部應力為111 MPa,應力水平較低,保證了索力的有效傳遞；錨拉板的最大變形為0.4 mm,變形相對較小；錨拉板節段整體疲勞應力較小,套筒與錨墊板相接處應力集中為27 MPa,滿足規范要求。

錨拉板結構應力集中點主要位于錨墊板下方的圓弧過渡區、靠近錨拉板下部外邊緣處、腹板加勁肋結合處、錨拉板加勁肋區域等,其中錨墊板下方開孔小圓弧處應力集中最為明顯。錨拉板其他部分應力及疲勞應力水平較低,均低于鋼材容許應力,滿足規范要求。錨拉板受力不均勻性較大,其錨下應力向套筒及拉板傳遞存在一定的擴散范圍。實際制作過程中應采用一定的工藝措施,嚴格保證加工和焊接質量,盡量減小焊接殘余變形與應力。

5 錨拉板技術創新

考慮到建造大跨度鐵路混合梁斜拉橋具有荷載重、疲勞活載大、動力性能及剛度要求高等特點,若采用傳統錨拉板結構,可能會導致結構出現局部應力和疲勞應力幅過大的現象,且之前索梁錨拉板錨固形式在國內鐵路斜拉橋上沒有應用先例,基于“安全、實用、經濟、美觀”的設計原則,本橋在大跨度單線鐵路斜拉橋中首次創新采用了剪壓承載式錨拉板結構。通過在拉板和錨拉管之間增設承壓板,優化其細節布置,實現了承壓、受剪多路徑傳力,改變了常規錨拉板焊縫純受剪的單一傳力方式。

本文著重從錨拉板受力構造、不同構件關鍵設計參數對比、結構尺寸確定、有限元計算等多方面闡述了剪壓承載式錨拉板結構創新設計的細節,實現了索梁錨拉板形式在國內大跨鐵路斜拉橋梁上的應用突破。

6 結語

潛江支線岳口漢江特大橋在鐵路梁上首次采用了錨拉板的索梁錨固形式,填補了錨拉板在鐵路斜拉橋型上應用的空白。通過對錨拉板構造與關鍵設計參數計算分析可知：錨拉板應盡量確保力線傳遞流暢,盡量減少拉索預留構造對主梁的削弱,總體景觀效應盡量保持一致；拉板與拉筒連接焊縫圓弧過渡區應力集中較為嚴重,加大錨拉板與套筒連接焊縫根部的圓弧半徑,可以有效改善錨拉板的應力集中現象,本橋錨拉板過渡區采用150 mm的1/4圓弧形式,并在圓弧與拉索套筒之間設置50 mm直線段。

此外,為驗證該橋錨拉板式索梁錨固結構設計的合理性,通過對結構成橋索力及活載索力幅進行分析,選取了M20號斜拉索處錨拉板進行局部足尺靜載測試與疲勞性能試驗,靜載測試數據結果與有限元模型計算吻合較好,在疲勞破壞試驗階段結束后對模型結構焊縫進行了銑車處理,均未發現疲勞裂縫,表明該橋索梁錨固結構疲勞性能良好,具有一定的疲勞強度安全儲備,模型試驗如圖7所示。

圖7 M20錨拉板模型試驗

潛江支線岳口漢江特大橋已于2018年12月順利通車,一定程度上將錨拉板結構在大跨度鐵路斜拉橋上的應用推向了新的高度,該橋錨拉板有關專題研究細節可為類似大跨度鐵路橋梁設計提供借鑒。