桥面系对斜交实心板桥受力性能的影响研究

2020-12-30王大为钟华栋

河南城建学院学报 2020年5期

唐杨，任荣，王大为，钟华栋

(1.五峰土家族自治县农村公路管理所，湖北宜昌 443413；2.五峰土家族自治县交通运输局公路造价质量监督站，湖北宜昌 443413；3.温州市交通规划设计研究院，浙江温州 325000；4.中铁二院成都勘察设计院有限责任公司，四川成都 610081)

在公路路线规划过程中，大多数中、小跨径桥梁必须服从路线的走向，因而产生了很多小跨径的斜交桥。斜交桥常常出现锐角支座脱空、钝角主梁开裂、平面内转动等病害，其空间受力特征较为明显[1-4]，引起了不少专家和工程技术人员的关注。何爱平[5]以陕西省某简支实心板梁桥为例，通过Midas建立三维有限元模型，对比不同斜交角度下实心板梁桥的力学响应后发现：斜交角度越大简支实心板梁桥钝角位置受力越大的效应越明显。李达文[6]采用Midas建立某斜交实心板桥的板单元空间有限元模型，研究结果表明：钝角处的支座反力较大，锐角处的支座反力较小，在活载偏载作用下，锐角处可能造成支座脱空，甚至引起桥面板侧翻。刘建达[7]通过研究斜交实心板桥的受力也得到了相似的研究成果：在均布荷载作用下，平行于钝角角平分线方向会产生较大的正弯矩，垂直于钝角角平分线方向会产生较大的负弯矩。欧定福等[8]采用Midas对斜交实心板桥进行数值分析后发现：斜交实心板钝角角隅位置的支反力随着宽跨比的增大而增大，可以达到正交实心板桥的数倍，锐角角隅位置可能出现拉力；斜交实心板桥支座的模拟应采用实际刚度，采用一般支承会造成反力过大；对于斜交角、宽跨比较大的斜交实心板桥，横向弯矩比同等跨径的正交实心板桥要大很多。马伯如[9]对比分析了目前斜交实心板桥设计计算分析中的三种方法，即平面杆系法、平面梁格法和板、壳单元法，提倡使用板、壳有限元法计算分析斜交实心板桥的受力特性，主要原因是板、壳有限元法避免了大量人为因素的误差，同时建模也不太复杂。孙朝辉[10]以某斜交实心板桥为例，经计算分析发现：斜交实心板桥的支座反力与支座刚度存在较大关联，支座刚度越大其支座反力越大。

目前，针对桥面系对斜交实心板桥受力性能影响的研究较少，论文以湖北省五峰县境内的某座斜交实心板桥为工程背景，研究桥面系对斜交实心板桥受力性能的影响。

1 工程概况与分析思路

1.1 工程概况

湖北省五峰县境内某座斜交实心板连续梁桥的跨径组合为2×6 m，两侧伸缩缝宽2 cm，实心板长11.96 m，斜交角30°，采用普通钢筋混凝土结构，支座采用油毛毡支座，桥台支座的宽度为64.95 cm，中间桥墩的支座宽度为100 cm。斜交桥的截面形式为实心板，桥面宽6.5 m(0.5 m防撞墙+5.5 m行车道+0.5 m防撞墙)，底面宽6.0 m，两侧悬臂各0.25 m。桥面横坡为双向1.5%，桥面板厚32～37 cm，桥面铺装厚12 cm。桥面板采用C40混凝土，桥面铺装采用C40防水混凝土，防撞墙采用C30混凝土，均为普通钢筋混凝土结构形式。斜交实心板连续梁桥的具体结构尺寸如图1所示。该桥采用满堂支架施工，首先开挖基坑浇筑桥墩，然后搭设支架，经过预压后在支架上现浇桥面板，再施工桥面铺装，最后施工防撞墙。

1.2 分析思路

计算分析采用Midas FEA 3.7.0，首先建立斜交实心板桥桥面板、桥面铺装和防撞墙的几何模型，采用计算软件的印刻功能确定支座在桥面板底面的位置，然后划分有限元网格，划分完成的有限元模型如图2所示。由于需要研究桥面系对斜交实心板梁桥受力性能的影响，建立三个对比模型，模型一只有桥面板，模型二考虑带桥面铺装的桥面板，模型三建立完整的桥面系，包括桥面铺装和防撞墙。模型一划分网格140 160个，模型二划分网格275 271个，模型三划分网格316 457个。由于该桥采用满堂支架施工，斜交实心板桥在拆除支架之前几乎不受力，以上三个模型也就分别代表了：桥面板达到强度后拆除支架现浇完整桥面系时的结构受力；桥面板和桥面铺装达到强度后拆除支架现浇防撞墙时的结构受力；桥面板和完整桥面系达到强度后拆除支架时的结构受力。

图1 斜交实心板桥结构图(单位：cm)

图2 有限元模型

混凝土的本构模型设置为弹性模型，C30混凝土和C40混凝土的容重和泊松比相同，弹性模量不同，容重为25 kN/m3，泊松比为0.2。C30混凝土的弹性模量为30 GPa，C40混凝土的弹性模量为32.5 GPa。C30混凝土的抗拉强度设计值为1.39 MPa，C40混凝土的抗拉强度设计值为1.65 MPa。

在边界上采用只受压弹簧模拟油毛毡支座对斜交实心板桥的约束作用，荷载只考虑结构自重和桥面系混凝土湿重的作用，自重荷载因子设置为Z=-1.04。模型一中将桥面铺装和防撞墙的混凝土湿重采用均布压力施加，模型二中将防撞墙的混凝土湿重采用均布压力施加，模型三中按照完整结构建模无须施加自重以外的任何混凝土湿重荷载。

2 桥面系影响分析

2.1 变形分析

通过计算，得到模型一、模型二、模型三的结构挠度如图3所示。

图3 桥面系对挠度的影响

由图3(a)可以看出：桥面板在桥面铺装和防撞墙的湿重荷载作用下，桥面板的挠度最大值为0.275 mm，出现在跨中截面靠钝角一侧的悬臂板上，其余各跨跨中位置的悬臂板均有较大挠度值；由图3(b)可以看出：考虑桥面铺装对结构刚度的加强以及现浇防撞墙湿重荷载后结构的挠度最大值为0.120 mm，出现在跨中位置靠锐角一侧的悬臂板上，其余各跨跨中位置的悬臂板均有较大挠度值；由图3(c)可以看出：考虑整个桥面系对结构刚度的加强以后，结构的挠度最大值为0.051 mm，出现在桥面板跨中截面的横桥向中间位置。

2.2 应力分析

通过计算，得到模型一、模型二、模型三的结构第一主应力如图4所示。

图4 桥面系对第一主应力的影响

由图4(a)可以看出：桥面板结构的第一主应力最大值为1.330 MPa，出现在中间墩支座边缘截面的顶面上，且靠近悬臂板；由图4(b)可以看出：考虑桥面铺装对结构刚度的加强以后，现浇防撞墙湿重荷载作用下结构的第一主应力最大值为0.525 MPa，与模型一的第一主应力最大值出现的位置相近；由图4(c)可以看出：考虑整个桥面系对结构刚度的加强以后，结构的第一主应力最大值为0.422 MPa，出现在中间墩中间截面的防撞墩顶部位置。

2.3 综合对比分析

对比各结构的挠度最大值，综合分析发现：桥面板达到强度后拆除支架现浇完整桥面系时的结构挠度最大，桥面铺装对桥面板的结构刚度加强以后结构挠度下降0.155 mm，降低幅度为56.36%；整个桥面系对桥面板的结构刚度加强以后结构挠度下降0.224 mm，降低幅度为81.45%。

对比各结构的第一主应力最大值，综合分析发现：桥面板达到强度后拆除支架现浇完整桥面系时的第一主应力最大，桥面铺装对桥面板的结构刚度加强以后结构的第一主应力下降0.805 MPa，降低幅度为60.53%；整个桥面系对桥面板的结构刚度加强以后结构的第一主应力下降0.908 MPa，降低幅度为68.27%。

3 防撞墙分缝影响分析

在桥面系影响分析中，模型三的防撞墙在斜交实心板桥全长连续，为了研究防撞墙的分缝数量对斜交实心板桥受力性能的影响，设置一道缝、两道缝、三道缝三种情况与模型三建立对比分析模型，缝宽统一设置为10 mm，设置一道缝时将缝设置在中间墩的中间截面，设置两道缝时将缝设置在连续梁的跨中两个截面，设置三道缝时将缝设置在中间墩的中间截面和跨中的两个截面。

3.1 变形分析

通过计算，得到斜交实心板桥的防撞墙设置一道缝、两道缝、三道缝后的挠度如图5所示。

由图5可以看出：当防撞墙设置一道缝时，斜交实心板桥的挠度最大值出现在桥面板跨中截面的中间位置附近，挠度最大值为0.052 mm；当防撞墙设置两道缝时，斜交实心板桥的挠度最大值出现在跨中截面的防撞墙位置附近，挠度最大值为0.067 mm；当防撞墙设置三道缝时，斜交实心板桥的挠度最大值仍然出现在跨中截面防撞墙位置附近，挠度最大值为0.087 mm。

图5 防撞墙不同分缝形式下的挠度

图6 防撞墙不同分缝形式下的第一主应力

3.2 应力分析

通过计算，得到斜交实心板桥的防撞墙设置一道缝、两道缝、三道缝后的第一主应力如图6所示。

由图6可以看出：当防撞墙设置一道缝时，斜交实心板桥的第一主应力最大值出现在中间墩防撞墙分缝位置的桥面铺装位置，第一主应力最大值为0.650 MPa，表现出较为明显的应力集中现象；当防撞墙设置两道缝时，斜交实心板桥的第一主应力最大值出现在中间墩截面的防撞墙顶部位置，第一主应力最大值为0.556 MPa；当防撞墙设置三道缝时，斜交板桥的第一主应力最大值仍然出现在中间墩防撞墙分缝位置的桥面铺装位置，第一主应力最大值为1.027 MPa，同样表现出较为明显的应力集中现象。