小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋剪力滯效應(yīng)研究

唐國喜, 邱體軍

(安徽省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究總院股份有限公司,安徽 合肥 230088)

0 引 言

鋼板組合梁橋由工字鋼板梁與鋼筋混凝土橋面板通過剪力鍵連接形成。這種組合結(jié)構(gòu)充分利用了鋼材和混凝土的材料性能,其具有承載力高、剛度大、抗震性能和動(dòng)力性能好、構(gòu)件截面尺寸小、施工快速方便等優(yōu)點(diǎn)[6]。

清華大學(xué)聶建國等[1,2]等學(xué)者在2002年對(duì)鋼混組合梁的受扭性能進(jìn)行了一部分研究。研究主要針對(duì)的是不同加載方式對(duì)組合梁受扭性能的影響。胡少偉等[1]學(xué)者在2008年對(duì)總數(shù)為21根的組合梁進(jìn)行分別為純扭、彎扭、彎剪扭的有關(guān)試驗(yàn)。由于傳統(tǒng)的鋼板組合梁的整體性不夠好,因此,關(guān)鍵聯(lián)結(jié)部位的設(shè)計(jì)顯得尤為重要。為解決傳統(tǒng)的鋼板組合梁的整體性不足問題,嚴(yán)加寶[3]提出了一種采用增強(qiáng)槽鋼連接件的雙鋼板-混凝土組合結(jié)構(gòu),并對(duì)其進(jìn)行了四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)。程子涵[4]以某中等跨徑鋼板組合梁橋?yàn)楸尘?分別從荷載橫向分布、整體穩(wěn)定性及負(fù)彎矩區(qū)受力性能三方面對(duì)鋼板組合梁橋的橫向聯(lián)結(jié)等關(guān)鍵受力問題進(jìn)行了研究與探索。針對(duì)施工階段鋼板組合梁橋的受力性能,張華武[5]基于有限元模型計(jì)算分析,總結(jié)了鋼-混組合梁橋的設(shè)計(jì)理論及驗(yàn)算方法,同時(shí)研究了鋼-混凝土組合梁橋型在施工階段和使用階段的結(jié)構(gòu)受力性能、施工性能、結(jié)構(gòu)自重影響效應(yīng)等方面。廖品博[12]分析了組合梁在頂推施工過程的受力,同時(shí)模擬了其在施工中的受力狀態(tài)。

相比于傳統(tǒng)的混凝土梁橋,鋼板組合梁橋因自重輕而具有較好的抗震性能。胡章亮[7]基于Opensees和SAP2000有限元軟件研究了支撐橫梁體系鋼板組合梁橋結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性和地震響應(yīng)規(guī)律特點(diǎn)以及對(duì)于不同設(shè)計(jì)參數(shù)的敏感度。張志威[8]基于SAP2000建立了鋼板組合梁橋的抗震有限元模型,分析了梁和板剛度的變化對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性的影響。

從以上分析可以發(fā)現(xiàn),國內(nèi)針對(duì)鋼板組合梁的研究,主要集中在抗彎、抗剪和抗震性能上,而針對(duì)剪力滯效應(yīng)的研究卻不多。主要有邵真寶[9]應(yīng)用能量變分法推導(dǎo)出雙主梁鋼板組合梁的剪力滯后效應(yīng)基本微分方程,得到簡(jiǎn)支組合梁梁截面不同荷載工況下應(yīng)力解公式。馬天[10]對(duì)傳統(tǒng)的鋼板組合梁橋的剪力滯效應(yīng)進(jìn)行了研究,李興坤[11]研究了波形鋼腹板組合梁的剪力滯效應(yīng)。而國內(nèi)針對(duì)小半徑曲線主梁鋼板組合梁橋的剪力滯效應(yīng)的研究十分有限,因此,本文以某高速公路匝道橋采用的小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋作為研究對(duì)象,分析了在恒載+車道外偏載情況下,曲率半徑和計(jì)算跨徑對(duì)于雙主梁鋼板組合梁剪力滯效應(yīng)的影響,以期為該類橋梁的設(shè)計(jì)和施工提供借鑒。

1 項(xiàng)目概況

本文以某高速公路匝道采用的小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋?yàn)橐劳泄こ?取其中具有代表性的一聯(lián)4×25 m跨徑組合。其中,橋面板采用C50混凝土,箍筋采用HPB300,縱筋采用HRB400;鋼主梁、端橫梁、中橫梁及小橫梁均采用Q345工字直腹鋼板,剪力釘采用ML15。鋼板組合梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面如圖1所示。該橋全長(zhǎng)100 m,平曲線半徑為250 m,混凝土橋面板寬10.5 m,高370 mm,混凝土橋面板和鋼梁通過剪力釘連接,雙主梁之間采用橫梁加強(qiáng)橫向聯(lián)系,在全橋范圍內(nèi)等間距布置端橫梁和中橫梁,并在端橫梁與中橫梁之間等間距布置4個(gè)小橫梁,橋梁支座布置形式如圖2所示。

圖1 橋面板標(biāo)準(zhǔn)橫斷面圖

圖2 支座布置圖

2 有限元模型

本文采用ABAQUS軟件平臺(tái)建立了小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋的精細(xì)化非線性實(shí)體有限元模型,其中,混凝土材料采用塑性損傷模型;鋼筋和鋼材采用理想彈塑性模型。鋼筋采用T3D2兩結(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元,其余部件均采用C3D8R八結(jié)點(diǎn)線性六面體單元進(jìn)行建模[3]。模型假定橋梁中的剪力釘一直處于良好的工作狀態(tài),將剪力釘?shù)募袅B接作用進(jìn)行簡(jiǎn)化處理,從而直接將混凝土橋面板和鋼主梁采用綁定接觸進(jìn)行連接,同時(shí)忽略鋼筋與混凝土的相對(duì)滑移,將鋼筋網(wǎng)直接內(nèi)置在混凝土橋面板內(nèi)部[3]。平曲線半徑R=250 m的小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋有限元模型如圖3所示。

圖3 曲線雙主梁鋼板組合梁橋精細(xì)化非線性實(shí)體有限元模型

3 結(jié)果分析

采用小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋的精細(xì)化非線性實(shí)體有限元模型,分析了在恒載+車道外偏載情況下,曲率半徑和計(jì)算跨徑對(duì)于雙主梁鋼板組合梁剪力滯效應(yīng)的影響規(guī)律。

3.1 曲率半徑對(duì)剪力滯效應(yīng)的影響規(guī)律研究

本小節(jié)主要探討曲率半徑對(duì)小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋剪力滯效應(yīng)的影響,故在實(shí)橋的基礎(chǔ)上,將平曲線半徑從100～300 m每間隔50 m選取一個(gè)曲率半徑,其他設(shè)計(jì)參數(shù)與實(shí)際橋梁一致,共建立了5個(gè)計(jì)算跨徑為4×25 m、曲線半徑不同的雙主梁模型有限元模型。對(duì)比研究在恒載+車道外偏載組合作用下,關(guān)鍵截面的剪力滯系數(shù)分布特性,其中,關(guān)鍵截面分別為第一跨和第二跨間的支點(diǎn)(中支點(diǎn)1)截面、第二跨和第三跨間的支點(diǎn)(中支點(diǎn)2)截面、第一跨跨中(跨中點(diǎn)1)截面以及第二跨跨中(跨中點(diǎn)2)截面。

圖4顯示了在不同曲率半徑情況下,兩個(gè)中支點(diǎn)截面的剪力滯系數(shù)橫向分布規(guī)律。分析圖4可知,中支點(diǎn)處剪力滯效應(yīng)隨曲率半徑的增大而增大,中支點(diǎn)1和中支點(diǎn)2在鋼主梁處剪力滯系數(shù)最大相差9%左右。

圖4 不同曲率半徑下中支點(diǎn)截面的剪力滯系數(shù)橫向分布規(guī)律圖

圖5顯示了不同曲率半徑情況下,兩個(gè)跨中截面的剪力滯系數(shù)橫向分布規(guī)律。分析圖5可知,整體上剪力滯效應(yīng)隨著曲率半徑的減小變得更加明顯。不同曲率半徑的剪力滯系數(shù)在兩根鋼主梁之間差異很小;在外側(cè)鋼主梁對(duì)應(yīng)頂板處剪力滯系數(shù)隨曲率半徑的增大而減小,兩截面最大相差分別為9.8%和10.9%;內(nèi)側(cè)則相反,且剪力滯系數(shù)均小于1。對(duì)比圖5(a)和圖5(b)可知,第二跨跨中截面的剪力滯效應(yīng)比第一跨跨中截面更顯著,表明在橋中部更需要注意剪力滯效應(yīng)。

圖5 不同曲率半徑下跨中截面的剪力滯系數(shù)橫向分布規(guī)律圖

圖6顯示了不同曲率半徑的曲線雙主梁鋼板組合梁橋剪力滯系數(shù)沿縱橋向的分布規(guī)律,沿縱橋向共取6個(gè)關(guān)鍵截面,其中,6.25 m處為第一跨四分之一截面,9.5 m處為第一跨上最大彎矩截面,12.5 m處為第一跨跨中截面,25 m處為中支點(diǎn)1截面,37.5 m為第二跨跨中截面,50 m為中支點(diǎn)2截面,且剪力滯系數(shù)取值為外側(cè)鋼梁對(duì)應(yīng)的頂板剪力滯系數(shù)。分析圖6可知,除中支點(diǎn)1外,剪力滯系數(shù)沿縱向整體上升,在各截面上曲率半徑對(duì)剪力滯系數(shù)的影響規(guī)律并不顯著。

圖6 不同曲率半徑下剪力滯系數(shù)在縱橋向上的分布規(guī)律圖

綜上所述,曲率半徑對(duì)中支點(diǎn)截面和跨中截面剪力滯效應(yīng)的影響具有一定差異,中支點(diǎn)截面剪力滯效應(yīng)隨著曲率半徑的增大而增大,而跨中截面則相反。剪力滯系數(shù)沿縱向整體上升,但在各截面上曲率半徑對(duì)剪力滯系數(shù)的影響規(guī)律并不明確。

3.2 計(jì)算跨徑對(duì)剪力滯效應(yīng)的影響規(guī)律研究

本小節(jié)主要討論計(jì)算跨徑對(duì)小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋剪力滯效應(yīng)的影響,故在實(shí)橋的基礎(chǔ)上,建立4×20 m、4×25 m、4×30 m和4×35 m四種計(jì)算跨徑且平曲線半徑為R=250 m的小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁有限元模型,對(duì)比研究在恒載+車道外偏載組合作用下關(guān)鍵截面的剪力滯效應(yīng)分布規(guī)律,其中,關(guān)鍵截面與3.1節(jié)中一致。

圖7顯示了不同計(jì)算跨徑下剪力滯系數(shù)的橫向分布規(guī)律,分析圖7可知,剪力滯效應(yīng)隨計(jì)算跨徑的增大而逐漸減小,計(jì)算跨徑為4×20 m模型中支點(diǎn)1截面外側(cè)鋼梁剪力滯系數(shù)為1.58,比4×35 m模型大58%;計(jì)算跨徑為4×20 m模型中支點(diǎn)2截面外側(cè)鋼梁剪力滯系數(shù)為1.72,比4×35 m模型大72%。中支點(diǎn)2截面比中支點(diǎn)1截面的剪力滯效應(yīng)更為明顯,各模型中支點(diǎn)2截面剪力滯系數(shù)平均比中支點(diǎn)1截面大10.9%。

圖7 不同計(jì)算跨徑下中支點(diǎn)截面的剪力滯系數(shù)橫向分布規(guī)律圖

圖8顯示了不同計(jì)算跨徑下跨中截面剪力滯系數(shù)的橫向分布規(guī)律,分析圖8可知,計(jì)算跨徑較小的4×20 m和4×25 m鋼板組合梁的剪力滯效應(yīng)比4×30 m和4×35 m更加明顯一些。在兩跨跨中截面,內(nèi)側(cè)鋼主梁剪力滯系數(shù)隨著計(jì)算跨徑的增大而減小,例如計(jì)算跨徑4×20 m的內(nèi)側(cè)鋼主梁剪力滯系數(shù)比4×35 m的分別大11%和28%。但是,第一跨跨中截面外側(cè)鋼主梁的剪力滯系數(shù)總體上隨計(jì)算跨徑的增大而增大,最大相差6.7%,第二跨跨中截面外側(cè)鋼主梁的剪力滯系數(shù)則隨計(jì)算跨徑的增大而減小,最大相差11%。對(duì)比圖8(a)和圖8(b)可知,第二跨跨中截面的剪力滯系數(shù)整體比第一跨跨中截面更大,平均大4.3%。

圖8 不同計(jì)算跨徑下跨中截面的剪力滯系數(shù)橫向分布規(guī)律圖

圖9顯示了剪力滯系數(shù)沿縱橋向的分布規(guī)律,其中,沿縱橋向共取6個(gè)關(guān)鍵截面,與3.1節(jié)中的圖6一致。分析圖9可知,除支點(diǎn)截面外,其他截面外側(cè)鋼主梁對(duì)應(yīng)頂板剪力滯系數(shù)沿縱向逐漸增大;在同一截面上剪力滯系數(shù)隨著計(jì)算跨徑的增大而減小。

圖9 不同計(jì)算跨徑下剪力滯系數(shù)在縱橋向上的分布規(guī)律圖

綜上所述,在中支點(diǎn)截面,剪力滯效應(yīng)隨計(jì)算跨徑的增大而減小。在跨中截面,內(nèi)側(cè)鋼主梁剪力滯系數(shù)隨著計(jì)算跨徑的增大而減小,外側(cè)鋼主梁剪力滯系數(shù)則表現(xiàn)為邊跨剪力滯系數(shù)隨計(jì)算跨徑的增大而增大,中間跨剪力滯系數(shù)隨計(jì)算跨徑的增大而減小,但規(guī)律性并不顯著。在縱橋向,除支點(diǎn)截面外,其他截面外側(cè)鋼主梁對(duì)應(yīng)頂板的剪力滯系數(shù)沿縱向逐漸增大;在同一截面上剪力滯系數(shù)隨著計(jì)算跨徑的增大而減小。

4 結(jié) 論

本文以某高速公路匝道橋采用的小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象,分析了在恒載+車道外偏載情況下,曲率半徑和計(jì)算跨徑對(duì)于雙主梁鋼板梁剪力滯效應(yīng)的影響,并獲得主要結(jié)論如下:

(1) 曲率半徑對(duì)支點(diǎn)截面和跨中截面剪力滯效應(yīng)的影響具有一定差異,支點(diǎn)截面剪力滯效應(yīng)隨著曲率半徑的增大而增大,而跨中截面則相反。剪力滯系數(shù)沿縱向整體上升,但在各截面上曲率半徑對(duì)剪力滯系數(shù)的影響規(guī)律并不明確。

(2) 支點(diǎn)截面的剪力滯效應(yīng)隨計(jì)算跨徑的增大而減小;在跨中截面,外側(cè)鋼主梁剪力滯效應(yīng)隨計(jì)算跨徑的增大而增大,中間跨剪力滯效應(yīng)隨計(jì)算跨徑的增大而減小,但規(guī)律性并不顯著。在縱橋向,除支點(diǎn)截面外,其他截面外側(cè)鋼主梁對(duì)應(yīng)頂板的剪力滯系數(shù)沿縱向逐漸增大;在同一截面上剪力滯系數(shù)隨著計(jì)算跨徑的增大而減小。

(3) 總體來說,對(duì)于多跨連續(xù)的小半徑曲線雙主梁鋼板組合梁橋,中間跨的剪力滯效應(yīng)比邊跨要大。