馬雅林,陳桂龍

(1.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司,成都 610031； 2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都 610031)

矮塔斜拉橋是一種介于梁橋與傳統(tǒng)斜拉橋之間的新型橋梁結(jié)構(gòu)，具有造價經(jīng)濟(jì)、結(jié)構(gòu)合理、景觀良好等優(yōu)點，已被廣泛應(yīng)用于公路、鐵路工程中[1-4]。作為矮塔斜拉橋傳力體系的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，索梁錨固結(jié)構(gòu)受力較大且復(fù)雜，局部應(yīng)力集中效應(yīng)明顯，極易發(fā)生開裂、破壞，進(jìn)而導(dǎo)致橋梁整體結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)發(fā)生改變，嚴(yán)重影響正常使用功能[5-7]。

目前，針對鐵路矮塔斜拉橋索梁錨固結(jié)構(gòu)受力性能研究相對較少，主要集中于公路矮塔斜拉橋方面[8-11]。如周緒紅等[12-13]通過有限元軟件對索梁錨固區(qū)在最不利荷載組合作用下的受力性能進(jìn)行研究，并對錨固區(qū)及鋼箱主梁進(jìn)行極限承載力分析；陳彥江等[14]通過足尺試驗和數(shù)值模擬研究錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)在設(shè)計荷載下的應(yīng)力分布及傳力機(jī)理，得到各受力區(qū)域在不同荷載等級下的應(yīng)力分布情況；張少華[15]采用有限元聯(lián)合仿真方法，模擬分析了矮塔斜拉橋索塔分絲管型索鞍錨固區(qū)鞍下混凝土的應(yīng)力情況。由于使用上的要求不同，鐵路斜拉橋與公路斜拉橋在力學(xué)要求上具有明顯區(qū)別。鐵路斜拉橋的橋梁寬度較公路斜拉橋更小，所承受的荷載中活載占總荷載比例更大，且活載集度大，動力效應(yīng)明顯[16-19]。在這種力學(xué)性質(zhì)下，作為鐵路斜拉橋主要受力結(jié)構(gòu)的斜拉索與其對應(yīng)的索梁錨固區(qū)受力狀況就需格外重視。

基于此，以成昆鐵路攀枝花金沙江大橋為依托，提出預(yù)應(yīng)力矮塔斜拉橋索新型梁錨固形式—梁頂混凝土錨固結(jié)構(gòu)，并采用ANSYS對比其與傳統(tǒng)錨固結(jié)構(gòu)的受力性能。在此基礎(chǔ)上，根據(jù)相似理論設(shè)計并進(jìn)行了縮尺模型試驗，研究頂板錨固結(jié)構(gòu)的實際應(yīng)力分布及其控制因素，確認(rèn)其在合理安全儲備下的承載能力。

1 工程背景

圖1 攀枝花金沙江大橋孔跨布置(單位：m)

成昆鐵路攀枝花金沙江大橋作為成昆鐵路擴(kuò)能改造的控制性工程之一，是我國第一座開建的跨度超過200 m的鐵路預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋[20]。該橋為雙塔預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋，塔高28 m，橋長471.30 m，共3跨，跨徑組合為120 m+208 m+120 m，大橋設(shè)計橋面高程1 043.19 m，設(shè)計橋梁底緣高程1 029.83 m，如圖1所示。主梁采用單箱雙室變高度箱形截面，跨中及邊支點處梁高13.1 m，中支點處梁高11.3 m，底板采用拋物線過渡為減弱索梁錨固結(jié)構(gòu)受拉端與頂板相接處的拉應(yīng)力，該橋索梁錨固區(qū)在設(shè)計中拋棄了鐵路矮塔斜拉橋所普遍使用的翼緣下側(cè)錨固結(jié)構(gòu)，采用一種新型索梁錨固形式—梁頂混凝土錨固結(jié)構(gòu)，如圖2所示。

圖2 新型梁頂混凝土錨固結(jié)構(gòu)(單位：mm)

2 索梁錨固結(jié)構(gòu)選型分析

通過ANSYS軟件建立該索梁錨固結(jié)構(gòu)的三維有限元模型，并與傳統(tǒng)索梁錨固結(jié)構(gòu)(翼緣下側(cè)錨固結(jié)構(gòu))進(jìn)行對比分析。其中，主梁為單箱雙室箱梁結(jié)構(gòu)，長24.96 m、底板寬10.60 m，頂板寬13.10 m，翼緣板寬1.55 m，腹板厚0.50 m，頂板與底板厚均為0.40 m，錨拉塊寬0.80 m。模型具體材料參數(shù)見表1。設(shè)計索力為10 000 kN，二期荷載為19.5 kN/m2，集中力施加在索塔另一側(cè)，Mz=675.114 kN·m，Nx=669 038.564 N，Qy=432 344.321 N。

表1 模型材料參數(shù)

圖3為翼緣下側(cè)錨固結(jié)構(gòu)整體變形和各類應(yīng)力云圖。綜合分析可知，翼緣下側(cè)混凝土錨固塊計算的整體變形為2.016 mm，3個方向的正應(yīng)力及主拉應(yīng)力(第一主應(yīng)力)數(shù)值較大，其中，X方向局部應(yīng)力達(dá)到8.82 MPa，其次為Y方向和Z方向，主拉應(yīng)力約為9.89 MPa，超過混凝土抗拉強(qiáng)度。且峰值均集中出現(xiàn)在錨塊與箱梁局部連接位置，造成局部混凝土開裂。這是由于索梁錨固塊相對腹板形心存在偏心距，斜拉索受力后產(chǎn)生了較大偏心彎矩從而導(dǎo)致局部應(yīng)力超限。

圖3 翼緣下側(cè)錨計算模型及計算結(jié)果

圖4展示了梁頂混凝土錨固結(jié)構(gòu)的應(yīng)力云圖，通過應(yīng)力云圖可以發(fā)現(xiàn)，梁頂混凝土錨固結(jié)構(gòu)的受力顯著減小。錨塊Y方向(豎向)最大應(yīng)力為4.07 MPa，由預(yù)應(yīng)力鋼束錨固點集中產(chǎn)生，采用錨墊板可分散應(yīng)力集中現(xiàn)象。錨塊ZS方向(縱橋向)最大應(yīng)力為5.28 MPa，出現(xiàn)在拉索錨固點且范圍較小，是由于在局部分析計算時，拉索內(nèi)力完全施加在錨板上所致，實際構(gòu)造中采用錨板加勁肋傳遞部分索力至錨塊范圍，可顯著減小錨板處應(yīng)力集中現(xiàn)象。錨塊第一主應(yīng)力為7.95 MPa，出現(xiàn)在錨板與楔形塊導(dǎo)角處且范圍較小，可通過設(shè)置整體承壓鋼板減小應(yīng)力集中現(xiàn)象，滿足TB 10002.1—2018《鐵路橋涵設(shè)計基本規(guī)范》要求。

圖4 梁頂混凝土錨塊計算模型及計算結(jié)果(單位：MPa)

3 索梁錨固結(jié)構(gòu)局部應(yīng)力分析

3.1 模型試驗介紹

為進(jìn)一步分析梁頂混凝土錨固結(jié)構(gòu)在荷載作用下各部位的應(yīng)力水平及應(yīng)力分布情況，以金沙江大橋的承受荷載最大索梁錨固區(qū)構(gòu)件為原型，進(jìn)行相似比為1∶2的模型試驗。試驗?zāi)Ｐ桶凑赵褪┕D紙進(jìn)行設(shè)計、制作，如圖5所示。根據(jù)相似理論[21]，錨固塊長、寬、高為原型的0.5倍，任意截面鋼筋總面積為原型的0.25倍，通過同時改變鋼筋直徑和鋼筋間距來實現(xiàn)；鋼束有效應(yīng)力為原型0.25倍，在保證鋼束規(guī)格不變的情況下，通過改變鋼束束數(shù)和錨下張拉力來實現(xiàn)應(yīng)力的縮放。

圖5 試件制作完成效果

在試件養(yǎng)護(hù)完成開始試驗，按每一級加載增量為設(shè)計最大索力的20%，加載至1.4倍最大設(shè)計索力，此后持續(xù)加載10 min，然后按每一級加載增量為設(shè)計最大索力的10%，加載至2.0倍最大設(shè)計索力。在正式加載過程中，每級加載到位后，記錄構(gòu)件的結(jié)構(gòu)變形，檢查測試儀器是否正常工作并記錄數(shù)據(jù)。

3.2 試驗結(jié)果分析

圖6為不同工況下索力每級張拉持續(xù)作用5 min后，內(nèi)埋式應(yīng)變計測得的混凝土應(yīng)變情況，可以看出，錨固塊在不同張拉荷載作用下直至張拉至設(shè)計索力，其應(yīng)變增幅基本上線性增加，卸載后同樣呈線性減小，且各測點相對殘余應(yīng)變均小于20%，說明混凝土在線彈性階段受力。在200%設(shè)計索力下，錨固塊各部位的應(yīng)變最大，最大拉應(yīng)變出現(xiàn)在模型倒角處約為100.7，經(jīng)換算為實測應(yīng)力為3.6 MPa，并與理論應(yīng)力對比見圖7，可知受檢構(gòu)件試驗截面各應(yīng)變測點的實測應(yīng)變值基本均小于其對應(yīng)的理論計算值，且在規(guī)范和設(shè)計文件要求范圍之內(nèi)。

圖6 錨固塊實測應(yīng)變值

圖7 應(yīng)力實測值與理論值對比(200%設(shè)計索力)

此外，錨固塊試驗荷載加載至140%設(shè)計索力時，錨固塊前端倒角位置開始出現(xiàn)的細(xì)小裂紋，隨著荷載增加不斷慢慢開展，寬0.3～0.4 mm，長約12 cm。另一側(cè)也開始出現(xiàn)2條細(xì)小的斜裂縫，裂縫寬0.1～0.2 mm，長分別約16 cm和8 cm，見圖8(a)。當(dāng)荷載加載至170%倍設(shè)計索力時，之前出現(xiàn)的裂縫繼續(xù)隨著荷載增加不斷開展，寬0.2～0.5 mm，長約22 cm。另一側(cè)出現(xiàn)2條細(xì)小的斜裂縫，裂縫寬0.2～0.6 mm，長分別約25 cm和8 cm，見圖8(b)。當(dāng)荷載加載至200%倍設(shè)計索力時，之前出現(xiàn)的裂縫繼續(xù)隨著荷載增加不斷開展，寬為0.6～0.8 mm，長約34 cm。另一側(cè)出現(xiàn)2條細(xì)小的斜裂縫，裂縫寬0.6～0.8 mm，長度分別約30 cm和12 cm，見圖8(c)。當(dāng)荷載卸載至0時，之前出現(xiàn)的裂縫繼續(xù)隨著荷載減小不斷閉合，寬度肉眼不可見，見圖8(d)。

圖8 模型裂縫開展

4 結(jié)論

依托攀枝花金沙江大橋，對鐵路矮塔斜拉橋索梁錨固結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，并采用數(shù)值計算分析及模型試驗研究，通過ANSYS軟件建立三維有限元模型，對比梁頂混凝土錨固結(jié)構(gòu)與翼緣下側(cè)混凝土錨固結(jié)構(gòu)的受力性能，計算得出Y方向(豎向)最大應(yīng)力為4.07 MPa，由預(yù)應(yīng)力鋼束錨固點集中產(chǎn)生；錨塊Z方向(縱橋向)最大應(yīng)力為5.28 MPa，出現(xiàn)在拉索錨固點；錨塊第一主應(yīng)力為7.95 MPa，出現(xiàn)在錨板與楔形塊導(dǎo)角處?？梢娏喉敾炷铃^固結(jié)構(gòu)的各向應(yīng)力指標(biāo)均優(yōu)于傳統(tǒng)錨固結(jié)構(gòu)。通過對梁頂混凝土錨固結(jié)構(gòu)進(jìn)行縮尺模型靜載試驗，該錨固結(jié)構(gòu)在試驗荷載試驗下各測點相對殘余應(yīng)變均小于20%，說明處于正常的彈性工作狀態(tài)，實測最大拉應(yīng)力為3.6 MPa，錨固塊的強(qiáng)度滿足設(shè)計要求；在設(shè)計索力工況下，能夠滿足正常使用要求，且具有足夠的安全儲備。