懸拼施工中斜拉橋分離式鋼邊箱主梁的剪力滯效應分析

謝芬

(湖南中創工程檢測有限公司， 湖南 長沙 410008)

由于扁平薄壁鋼箱加勁梁整體性強、抗風性能優越，且有較小的截面高度和重量剛度比，在較大跨度纜索體系橋梁結構中應用非常普遍。隨著大跨度橋梁的日益增多，以傳統薄壁鋼箱梁截面為基礎，創新出了多箱組合式扁平鋼箱梁截面形式，其中分離式鋼邊箱截面以其結構自重小、截面抗扭性能和抗彎性能好的優點而越來越多地被應用于特大跨度斜拉橋中。但在懸臂拼裝施工過程中，斜拉橋主梁梁端截面同時承受壓力和彎曲，鋼邊箱梁截面會出現剪力滯后現象。該文以荊岳長江公路大橋為例，利用ANSYS軟件建立斜拉橋鋼邊箱主梁在懸臂拼裝不同長度時的空間有限元模型，對各工況下不同位置處鋼邊箱梁截面剪力滯效應進行計算分析。

1 工程背景

荊岳長江公路大橋為平行雙索面雙塔不對稱混合梁斜拉橋，主梁與索塔為半漂浮連接結構，跨度組合為(100+298) m+816 m+(80+2×75) m，主橋主跨全長816 m。主橋橋面寬33.5 m，斜拉索橫向距離35 m，標準梁段斜拉索縱向距離15 m，鋼邊箱截面主要用于主橋的中跨和北邊跨，索塔橫橋向為H形。

2 基本體系的選定及模型建立

2.1 基本體系的選定

荊岳大橋的主梁施工利用橋面吊機起吊鋼主梁進行懸臂拼裝。鋼邊箱主梁施工時，先將塔端梁段臨時固結，每拼裝完成一個梁端，就在相應位置安裝斜拉索并施加設計斜拉索索力，該結構體系可等效于一個伸臂梁結構，且有著連續支承，采用集中力模擬斜拉索的支撐條件，處理后，懸拼施工中的鋼箱主梁可等效為一懸臂體系。因此，采用懸臂體系作為分析的基本體系并建立三維空間計算模型。

選取鋼邊箱梁中的A類截面(見圖1)進行計算分析。一個A類鋼邊箱梁的標準梁段長為15 m，內輪廓高為3.8 m，全斷面寬38.5 m，橫隔板沿鋼邊箱主梁縱向間距為3 m。分析模型分別選取北邊跨跨中的3個梁段(NB10～NB12)、4個梁段(NB10～NB13)、5個(NB10～NB14)和6個梁段(NB10～NB15)作為典型施工工況，其懸臂長度分別為45、60、75和90 m。

圖1 分離式雙邊箱梁截面構造圖

2.2 空間有限元模型的建立

為使模型與施工過程中鋼邊箱主梁的實際受力情況盡可能吻合，利用ANSYS建立鋼邊箱主梁空間有限元模型時，分離式鋼邊箱的頂板、底板、腹板、橫隔板等采用Shell63單元模擬(ANSYS中的板殼單元)，鋼主梁的風嘴、小縱梁、U肋等小構造部位也全部按真實梁段建模。圖2為1/2基本梁段，圖3為懸臂基本結構計算模型。

圖2 1/2基本梁段

圖3 懸臂基本結構計算模型

2.3 荷載分析

(1) 恒載。該橋的鋼邊箱主梁在懸臂拼裝過程中承受的恒荷載主要有以下2種：1) 鋼邊箱主梁自重(以體積力的形式在建模時予以考慮)；2) 已拼裝梁段的斜拉索索力(索力值可取二張索力值，并以面荷載的形式加載于錨固斜拉索的外腹板處)，其加載見圖4。

圖4 斜拉索索力的加載

(2) 臨時荷載。橋面吊機是鋼主梁在懸臂拼裝施工中的主要臨時荷載，建模時應考慮最不利的橋面吊機荷載(橋面吊機本身重量和施工起吊段鋼箱梁的重量之和)，并將該最不利臨時荷載以面荷載的方式施加在橋面吊機位于鋼箱梁頂板的前、后錨固點處(見圖5)。

圖5 橋面吊機荷載的加載

3 計算結果分析

按拼裝施工過程中不同的施工工況，選取施工梁段長分別為15、30、45、60 m的4個典型工況進行計算分析。為避免簡化后的邊界條件對分析結果產生影響，根據圣維南原理，取距邊界15 m以后的梁段進行計算分析。

分離式鋼邊箱梁為對稱截面，為減少計算量，僅提取1/2截面頂、底板進行分析，定義鋼箱梁的外腹板線(底板為外斜腹板與底板交點的正交線)為Y軸,與Y軸正交且遠離鋼箱梁外腹板的橫向為X軸。應力為負表示壓應力。

3.1 各工況時橋面吊機作用下梁段跨中截面的剪力滯效應

不同施工懸臂長度時橋面吊機荷載作用下梁段跨中(Z=-10.95 m)鋼邊箱梁截面頂、底板的正應力和剪力滯系數分布分別見圖6、圖7。

圖6 不同施工懸臂長度時橋面吊機作用下跨中截面頂板的正應力和剪力滯系數

圖7 不同施工懸臂長度時橋面吊機作用下跨中截面底板的正應力和剪力滯系數

由圖6可知：1) 在橋面吊機作用下，跨中截面15 m位置處鋼邊箱梁頂板正應力值最大，隨著懸臂拼裝梁段不斷增長，鋼邊箱梁頂板的正應力逐漸減小。2) 所有工況下鋼邊箱梁頂板的外腹板處均出現非常明顯的負剪力滯效應，最大剪力滯系數達到0.30，出現在60 m鋼箱梁頂板外腹板處。但在內腹板處，隨著懸拼長度的增加，該處負剪力滯效應逐漸過渡到正剪力滯效應。懸拼長度大于30 m的梁段，隨著遠離內腹板，剪力滯系數分布趨于平穩，為1.01～1.04。

由圖7可知：1) 鋼箱梁底板的法向應力為壓應力，且隨著懸臂拼裝梁段數量的增多，鋼箱梁底板正應力變小較快，施工至45 m時鋼箱梁底板的正應力隨著梁段增長趨于平穩。2) 鋼邊箱底板在與外斜腹板相接處出現負剪力滯效應，最大剪力滯系數為0.97。隨著遠離外斜腹板，逐漸出現正剪力滯效應，在內腹板處正剪力滯效應最嚴重，剪力滯系數為1.17。

不同懸臂拼裝長度下，橋面吊機作用下跨中梁段鋼箱梁截面頂、底板的剪力滯效應沿截面橫向均呈現從負剪力滯效應逐漸過渡到正剪力滯效應的現象，各工況下對應截面的剪力滯系數見表1。

表1 各工況下對應截面的剪力滯系數

3.2 各工況時橋面吊機作用下后錨點前端截面的剪力滯效應

不同施工懸臂長度時橋面吊機作用下后錨點前端(Z=-17.7 m)鋼邊箱截面頂、底板的正應力和剪力滯系數分別見圖8、圖9。

圖9 不同施工懸臂長度時橋面吊機作用下后錨點前端鋼邊箱截面底板的正應力和剪力滯系數

圖8 不同施工懸臂長度時橋面吊機作用下后錨點前端鋼邊箱截面頂板的正應力和剪力滯系數

由圖8可知：1) 橋面吊機作用下，后錨點前端截面15 m位置處鋼箱梁頂板的正應力值最大，隨著拼裝梁段的增長，鋼邊箱截面頂板的正應力逐步減小。2) 在橋面吊機作用下，后錨點前端鋼邊箱截面頂板在外腹板和內腹板處均呈現明顯的正剪力滯效應，剪力滯系數在外腹板處達到最大值1.3，且4種不同施工長度下頂板處的剪力滯系數相差較小，非錨固區的剪力滯系數為0.78～1.09。

由圖9可知：1) 橋面吊機作用下，后錨點前端截面15 m位置處鋼箱梁底板的正應力值最大，隨著拼裝梁段的增長，鋼邊箱截面底板的法向應力逐漸減小。懸拼梁段長度大于45 m時，梁段鋼箱梁底板的正應力基本趨于穩定。2) 在橋面吊機作用下，后錨點前端鋼邊箱截面底板的外斜腹板和內腹板處均呈現明顯的正剪力滯效應，底板的剪力滯系數為0.87～1.2(見表2)。

表2 各工況時橋面吊機作用下后錨點前端截面的剪力滯系數

3.3 各工況時橋面吊機作用下后錨點后端截面的剪力滯效應

不同施工懸臂長度時橋面吊機作用下后錨點后端(Z=-18.3 m)鋼邊箱截面頂、底板的正應力和剪力滯系數分別見圖10、圖11。

圖11 不同施工懸臂長度時橋面吊機作用下后錨點后端鋼邊箱截面底板的正應力和剪力滯系數

由圖10可知：1) 橋面吊機作用下，后錨點后端截面15 m位置處鋼箱梁頂板的正應力值最大，隨著拼裝梁段的增加，鋼邊箱截面頂板的正應力逐步減小。2) 在橋面吊機作用下，后錨點后端鋼邊箱截面頂板的外腹板和內腹板處均呈現明顯的正剪力滯效應，且4種工況下頂板各處的剪力滯系數變化不大，截面頂板的最大剪力滯系數在外腹板處達到最大值1.97，隨著逐漸離開外腹板，剪力滯系數趨于穩定，為0.97～1.2。

圖10 不同施工懸臂長度時橋面吊機作用下后錨點后端鋼邊箱截面頂板的正應力和剪力滯系數

由圖11可知：1) 橋面吊機作用下，后錨點后端截面15 m位置處時鋼箱梁底板的正應力值最大，由于拼裝梁段不斷增多，鋼邊箱截面底板的正應力逐漸減小。梁段長大于45 m時，鋼箱梁底板的正應力變化趨于穩定。2) 在橋面吊機作用下，后錨點后端鋼邊箱截面底板的外斜腹板和內腹板處均出現明顯的正剪力滯效應，截面底板的剪力滯系數為0.82～1.09，且4種工況下各截面底板的剪力滯系數變化不大(見表3)。橋面吊機的后錨點附近，后端鋼邊箱截面頂板的剪力滯效應比前端截面更嚴重。

表3 各工況下橋面吊機作用下后錨點后端截面的剪力滯系數

4 結論

(1) 在懸拼吊裝施工中，懸臂段跨中區段的鋼邊箱截面頂板的外腹板和內腹板處均呈現明顯的負剪力滯效應，截面頂板沿橫向逐漸遠離外腹板后，其剪力滯效應迅速衰減；截面底板沿橫向逐漸遠離外斜腹板后逐漸過渡到內腹板處的正剪力滯效應。

(2) 在懸拼吊裝施工中，隨懸臂拼裝長度的增加，分離式鋼邊箱截面的剪力滯效應沿主梁縱向的正Z軸方向出現由負剪力滯效應逐漸過渡到正剪力滯效應的現象。

(3) 在懸拼吊裝施工中，后錨點前、后端截面的頂板和底板在內、外腹板位置均呈現明顯的正剪力滯效應，但后端截面比前端截面大得多。

(4) 在懸拼吊裝施工中，部分梁段的鋼箱梁截面同時存在正剪力滯效應和負剪力滯效應。

(5) 在懸拼吊裝施工中，鋼邊箱截面的外腹板處由于有斜拉索的錨固，鋼箱梁頂板的剪力滯效應較嚴重，應引起注意，并采取必要的構造措施。