張樹清

(1.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；2.公路交通節(jié)能環(huán)保技術(shù)交通運(yùn)輸行業(yè)研發(fā)中心，安徽 合肥 230088)

1 工程概況

蚌明淮河大橋主橋全長386 m，采用(45+123+218)m獨(dú)塔不對稱斜拉橋，如圖1所示?？臻g雙索面，塔梁墩固結(jié)體系，邊、中跨比為0.770 6，為增加斜拉橋的整體剛度，在邊跨距主塔中心123 m處設(shè)置一座輔助墩。主梁采用組合-混合梁，主跨和次邊跨采用雙工字型組合梁，邊跨采用肋板式混凝土梁，考慮邊中跨不平衡受力、提高主橋整體剛度，主橋采用塔梁墩固結(jié)體系，如圖2,圖3所示。主塔采用花瓶式塔，單幅索面共17對斜拉索，全橋合計(jì)34對斜拉索，鋼主梁標(biāo)準(zhǔn)索距12 m，混凝土主梁標(biāo)準(zhǔn)索距5.8 m。主塔基礎(chǔ)采用矩形承臺、群樁基礎(chǔ)；輔助墩采用雙柱門式墩、矩形承臺，過渡墩采用雙柱門式墩、啞鈴型承臺，均采用群樁基礎(chǔ)；樁基均按照摩擦樁設(shè)計(jì)。

2 計(jì)算模型

2.1 計(jì)算參數(shù)

材料采用理想彈塑性的本構(gòu)模型[1-2]，橋塔、橋面板混凝土采用C50混凝土，彈性模量Ec=3.45×104MPa,泊松比Vc=0.2，軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fck=32.4 MPa，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值ftk=2.65 MPa，軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值fcd=22.4 MPa，抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值ftd=1.83 MPa；鋼材采用Q345qD，彈性模量Ec=2.1×105MPa,泊松比vc=0.3。

2.2 剪力滯

由于箱梁腹板處剪力流向翼緣板傳遞的滯后而導(dǎo)致翼緣板法向應(yīng)力沿橫向呈現(xiàn)不均勻分布的現(xiàn)象，稱為“剪力滯效應(yīng)”[3]。當(dāng)靠近腹板處翼板中的正應(yīng)力大于初等梁理論的正應(yīng)力時(shí)，稱之為“正剪力滯效應(yīng)”，反之稱為“負(fù)剪力滯效應(yīng)”，如圖4,圖5所示。剪力滯系數(shù)公式[4]如下：λ=考慮剪滯效應(yīng)所求得正應(yīng)力/按初等梁理論所求得正應(yīng)力。當(dāng)λ>1時(shí)是正的剪力滯；當(dāng)λ<1時(shí)是負(fù)的剪力滯。

2.3 有限元模型

主橋鋼主梁與橋面板連接、鋼主梁與橋塔橫梁連接，塔梁固結(jié)區(qū)的構(gòu)造和應(yīng)力分布都較為復(fù)雜。因此需要在全橋總體分析的基礎(chǔ)上，對該區(qū)域應(yīng)力分布情況進(jìn)行詳細(xì)的空間分析[5-6]。結(jié)構(gòu)在離荷載作用區(qū)稍遠(yuǎn)的地方，基本上只同荷載的合力和合力矩有關(guān)；荷載的具體分布只影響荷載作用區(qū)附近的應(yīng)力分布。塔柱模型選取高度方向橫梁上下側(cè)共15.5 m，箱梁長選取橫梁兩側(cè)共16 m，進(jìn)行建模，塔柱、橫梁、橋面板采用體單元Solid65模擬，鋼梁采用殼單元Shell63模擬。

2.4 邊界條件

在局部應(yīng)力分析中，有限元模型的邊界條件可分為位移邊界條件和力的邊界條件，應(yīng)按全橋總體計(jì)算得到的內(nèi)力和位移加載在模型上。

模型中采用命令Cerig在荷載對應(yīng)截面建立質(zhì)量點(diǎn)耦合截面節(jié)點(diǎn)所有自由度，把軸力、剪力、彎矩施加在質(zhì)量點(diǎn)上。

鋼梁和混凝土橋面板、鋼梁和橋塔橫梁相同位置(剪力釘位置)節(jié)點(diǎn)采用命令Ceintf耦合節(jié)點(diǎn)三向自由度UX,UY,UZ；約束塔柱底端全部自由度。有限元模型見圖6。

2.5 計(jì)算工況

根據(jù)全橋整體計(jì)算分析結(jié)果，考慮施工過程及受力情況，選取最大雙懸臂、合龍成橋狀態(tài)、正常使用極限狀態(tài)，三種最不利受力工況進(jìn)行局部分析計(jì)算。軸力以受壓為正，受拉為負(fù)；彎矩以下緣受拉為正，上緣受拉為負(fù)；剪力以使桿件逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)為正，工況-荷載如表1所示。

表1 結(jié)構(gòu)工況-荷載

3 計(jì)算結(jié)果

計(jì)算中假定橋面板與鋼主梁，鋼主梁與橋塔橫梁界面上未發(fā)生工程精度范圍內(nèi)的滑移，且兩者變形基本協(xié)調(diào)。應(yīng)力云圖中應(yīng)力正負(fù)規(guī)定：拉應(yīng)力為正值，壓應(yīng)力為負(fù)值。

3.1 混凝土梁應(yīng)力及剪力滯

計(jì)算結(jié)果采用ANSYS路徑操作技術(shù)，沿圖2中所示路徑O→X提取橋面板中心線處應(yīng)力，畫出對應(yīng)應(yīng)力曲線，然后對路徑進(jìn)行積分運(yùn)算求出應(yīng)力曲線面積，用應(yīng)力曲線面積除以頂?shù)装鍖挾?，得到相似按初等梁理論求得的?yīng)力平均值。用頂?shù)装甯鼽c(diǎn)實(shí)際應(yīng)力除以其對應(yīng)的應(yīng)力平均值，得到各點(diǎn)剪力滯系數(shù)λ，繪出λ在箱梁頂?shù)装甯鼽c(diǎn)的變化曲線。

1)從圖7可以看出工況一作用下橋面板壓應(yīng)力最大，隨著橋梁合龍橋面板壓應(yīng)力趨??；橋面板在主縱梁和小縱梁處壓應(yīng)力較大；橋梁合龍成橋后結(jié)構(gòu)體系轉(zhuǎn)換，三種工況下橋面板壓應(yīng)力幾乎呈水平分布，應(yīng)力值呈平行狀；橋面壓應(yīng)力在-7.8 MPa～-12 MPa之間，橋面板截面均受壓。原因分析：最大懸臂狀態(tài)橋梁施工須設(shè)置預(yù)拱度，斜拉索提供豎向力稍大，懸臂端上翹橋面板受壓較大；待合龍成橋后橋梁體系轉(zhuǎn)換，橋梁線型調(diào)整至設(shè)計(jì)線型后，內(nèi)力重分布，橋面壓應(yīng)力下降。

2)從圖8可以看出剪力滯系數(shù)在主縱梁和小縱梁處較大，剪力滯系數(shù)大于1；剪力滯系數(shù)在主縱梁與小縱梁之間，三種工況下表現(xiàn)為剪力滯系數(shù)曲線幾乎重疊，剪力滯系數(shù)接近于1，剪力滯效應(yīng)不明顯。原因分析：橋面板應(yīng)力分布較為均勻，各部位實(shí)際應(yīng)力接近初等梁理論應(yīng)力。橋面板產(chǎn)生的縱向力能較好的向橋面板兩邊傳遞。

3)從圖9，圖10可以看出塔梁固結(jié)處橋塔橫梁頂緣正應(yīng)力在-1.5 MPa～-4.5 MPa之間，頂緣受壓；底緣正應(yīng)力在0.4 MPa～-1.0 MPa之間，橫梁中心部位存在拉應(yīng)力，拉應(yīng)力值較??；工況一～工況三，橋塔橫梁正應(yīng)力曲線呈水平狀分布，橋梁合龍后頂緣壓應(yīng)力減小，正常使用狀態(tài)下頂緣壓應(yīng)力增加。原因分析：箱梁鋼主梁貫穿橋塔橫梁，鋼主梁傳遞很大軸力，混凝土橫梁只承受邊中跨不平衡軸力、橫梁自重以及不平衡彎矩。

3.2 鋼梁應(yīng)力

對塔梁固結(jié)區(qū)進(jìn)行有限元分析，得到鋼梁在所選取最不利工況下應(yīng)力分布，限于篇幅僅列出工況一、工況三應(yīng)力云圖，如圖11，圖12所示。

從圖11，圖12可以看出，工況一作用下鋼主梁最大變形2.81 mm，最大等效應(yīng)力84.0 MPa；工況二作用下鋼主梁最大變形2.85 mm，最大等效應(yīng)力73.9 MPa；工況三作用下鋼主梁最大變形2.91 mm，最大等效應(yīng)力96.4 MPa；鋼主梁兩端向上彎曲，鋼主梁下緣受拉、頂緣受壓，因此橋面板也受壓。原因分析：箱梁鋼主梁貫穿橋塔橫梁，鋼材自身各向同性，鋼材拉壓強(qiáng)度很高，鋼主梁自身能承受較大軸力、剪力和彎矩。

綜上所述，橋面板在三種工況作用下截面軸力較大，截面受縱向力較為均勻，橋面板剪力滯效應(yīng)不是很明顯；工況一～工況三隨著鋼主縱梁傳遞軸力增加，橋面板傳遞軸力減小，鋼主縱梁頂面處橋面板剪力滯效應(yīng)較為明顯；鋼梁等效應(yīng)力，橋面板的應(yīng)力分布及變形關(guān)于橋梁中心線基本呈對稱關(guān)系；組合梁橋面板主要受壓應(yīng)力，鋼梁等效應(yīng)力值較小，橋面板在施工動(dòng)態(tài)過程中結(jié)構(gòu)強(qiáng)度響應(yīng)方面均表現(xiàn)良好。

4 結(jié)語

采用ANSYS對塔梁節(jié)段建立了比較精細(xì)的有限元模型，結(jié)果顯示隨著橋梁節(jié)段施工，斜拉索逐步張拉直至合龍，塔梁固結(jié)處橋面板、橋塔橫梁均處于受壓狀態(tài)，壓應(yīng)力儲備滿足規(guī)范要求；塔梁固結(jié)處鋼梁等效應(yīng)力值較小，遠(yuǎn)小于鋼材容許應(yīng)力值。組合梁橋橋面板承受彎矩小，鋼梁承受彎矩很大，可以充分發(fā)揮混凝土抗壓、鋼材抗拉特性，可為類似工程提供參考。