索塔錨固區(qū)鋼錨箱足尺模型試驗(yàn)研究

索塔錨固區(qū)鋼錨箱足尺模型試驗(yàn)研究

隨著斜橋橫跨道的擴(kuò)大，斜橋的距離越來越長，索的能力越來越大。斜拉橋索塔開始采用一種在錨固區(qū)設(shè)鋼錨箱的鋼—混凝土組合新型結(jié)構(gòu)形式。與常用的混凝土索塔相比,其優(yōu)點(diǎn)較多,如:鋼錨箱在工廠預(yù)制,精度較高;斜拉索鋼套管定位更容易、更準(zhǔn)確,無需定位骨架;斜拉索錨固簡化,使索塔頂部施工更方便;檢查養(yǎng)護(hù)更方便,并便于涂裝美化外觀;減小塔頂重力,使地震時(shí)塔柱中的軸力和彎矩均減小等。由于設(shè)置鋼錨箱的索塔錨固區(qū)構(gòu)造和受力更復(fù)雜,所以它是控制索塔設(shè)計(jì)的關(guān)鍵部位。本文以蘇通長江大橋索塔鋼錨梁為例,通過空間有限元分析和索塔足尺節(jié)段模型試驗(yàn),研究鋼錨箱索塔錨固區(qū)的受力機(jī)理。1索塔錨固區(qū)錨箱結(jié)構(gòu)鋼錨箱是索塔錨固區(qū)結(jié)構(gòu)中的關(guān)鍵受力構(gòu)件,其結(jié)構(gòu)型式多為箱型。目前,國內(nèi)外共有7座斜拉橋的索塔錨固區(qū)采用了鋼錨箱結(jié)構(gòu)。1995年建成通車的法國諾曼帝大橋(NormandyBridge)是世界上首次在索塔錨固區(qū)采用鋼錨箱結(jié)構(gòu)的橋梁,它的斜拉索上端全部錨固在鋼錨箱內(nèi),鋼錨箱兩側(cè)為混凝土半圓殼體,并用環(huán)向預(yù)應(yīng)力使之形成整體。厄勒海峽大橋(OresundBridge)索塔外形為五邊形,斜拉索上端錨固在塔內(nèi)的錨鋼箱上。香港昂船洲大橋索塔錨固區(qū)的圓形混凝土塔壁將鋼錨箱包裹在里面,鋼錨箱和塔壁外側(cè)的不銹鋼都是通過剪力釘與混凝土塔壁連接。希臘的里翁-安蒂里翁(Rion-Antirion)橋的索塔錨固區(qū)類似于諾曼帝大橋。杭州灣跨海大橋是國內(nèi)最早采用鋼錨箱結(jié)構(gòu)的橋梁,其索塔錨固區(qū)鋼錨箱和鋼筋混凝土在鋼錨箱側(cè)板的兩端部相結(jié)合,鋼與混凝土結(jié)合面通過U形預(yù)應(yīng)力束及剪力釘加強(qiáng)連接。蘇通長江大橋索塔錨固區(qū)錨箱的四周全部用鋼筋混凝土包裹,鋼錨箱與混凝土之間接合面位于鋼箱端板處,鋼錨箱端板上設(shè)置剪力釘,剪力釘為鋼錨箱與混凝土之間的主要連接。鄂東長江大橋的索塔錨固區(qū)與之相似。圖1給出了蘇通長江大橋鋼錨箱的構(gòu)造示意圖,它由側(cè)面拉板、端部承壓板、腹板、錨板、錨墊板、橫隔板、連接板、加勁肋等部分組成。其受力特點(diǎn)是:兩側(cè)斜拉索的水平分力大部分由錨箱的側(cè)面拉板承受,塔柱也承受部分水平分力,需要指出的是,即使混凝土塔柱不參與受力,鋼錨箱自身也可以承受斜拉索的全部水平分力;斜拉索豎向分力主要通過錨箱端部的剪力釘傳遞到塔柱混凝土中。2索塔錨固區(qū)節(jié)段有限元模型索塔錨固區(qū)節(jié)段模型的有限元計(jì)算分析采用ANSYS程序。因模型由鋼錨箱和鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)兩部分組成,且鋼與混凝土間用剪力釘連接,所以有限元模型中鋼錨箱部分用殼體單元,混凝土部分用塊體單元,剪力釘用彈簧單元。分析中所用參數(shù)(如混凝土彈模、有效預(yù)應(yīng)力等)均采用試驗(yàn)實(shí)測值。所有計(jì)算均在線彈性范圍。圖2為蘇通長江大橋索塔分段圖,索塔錨固區(qū)節(jié)段有限元計(jì)算模型如圖3所示。有限元模型的全局坐標(biāo)系的坐標(biāo)原點(diǎn)為模型底面的中心,以順橋向?yàn)閤軸,豎向?yàn)閥軸,橫橋向?yàn)閦軸。索塔單節(jié)段模型的有限元分析表明,在加載斜拉索索力時(shí),整個(gè)鋼錨箱中受力的最大位置在側(cè)面拉板靠下部的圓倒角處,最大主拉應(yīng)力為175.9MPa;鋼筋混凝土部分的最大主拉應(yīng)力出現(xiàn)在索孔出口下邊緣處,最大值為19.0MPa;剪力釘?shù)淖畲蠹魬?yīng)力出現(xiàn)在第2列(從邊向中數(shù))的最下面一排的剪力釘上,其值為163.1MPa;橫橋向最大位移發(fā)生在混凝土側(cè)壁中間最下邊,方向指向模型中心,其值為1.36mm;順橋向最大位移發(fā)生在索孔出口面中間最下邊的位置,方向遠(yuǎn)離模型中心,其值為1.92mm。索塔單節(jié)段模型和多節(jié)段模型的應(yīng)力、位移有限元計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析表明:單節(jié)段模型的計(jì)算結(jié)果均較多節(jié)段模型大,因此以單節(jié)段模型代表實(shí)橋的受力狀況進(jìn)行分析,其結(jié)果偏于安全。3模型安裝及加載試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑楣?jié)段足尺模型,截取有限元分析中受力較大的第33節(jié)段,在施工現(xiàn)場制作。模型混凝土部分所用材料及配合比均與實(shí)橋索塔錨固區(qū)完全相同,為C50混凝土。模型的鋼錨箱(與實(shí)橋完全相同)部分在中鐵山橋集團(tuán)有限公司加工制造,然后運(yùn)到現(xiàn)場進(jìn)行安裝。根據(jù)有限元分析結(jié)果,在混凝土及鋼錨箱上分別選取受力較大的斷面或部位布置應(yīng)變和變形測點(diǎn),在剪力釘上布置應(yīng)力和變形測點(diǎn)。模型節(jié)段結(jié)構(gòu)示意圖和模型加載布置示意圖如圖4和圖5所示。待混凝土強(qiáng)度達(dá)到設(shè)計(jì)標(biāo)號(hào)后開始加載試驗(yàn)。試驗(yàn)采用4臺(tái)最大推力為13500kN的千斤頂進(jìn)行加載。4試驗(yàn)研究的結(jié)果與分析4.1土結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析頂推加載至1倍設(shè)計(jì)索力Ps(7279.7kN)時(shí),模型各斷面的最大主應(yīng)力分布如圖6所示,模型混凝土和鋼錨箱各主要部位的應(yīng)力分布如圖7和圖8所示。通過對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)的實(shí)測應(yīng)力分析可知:在頂推荷載作用下,混凝土結(jié)構(gòu)在斜拉索索孔出口面、內(nèi)壁倒角、混凝土側(cè)壁內(nèi)側(cè)、模型錨固面?zhèn)软斆嫱鈧?cè)4個(gè)部位拉應(yīng)力較大。這些部位與加載過程中出現(xiàn)裂縫位置區(qū)域基本吻合。整個(gè)混凝土結(jié)構(gòu)的最大主拉應(yīng)力出現(xiàn)在斜拉索索孔出口邊緣處,實(shí)測值為4.91MPa。綜合分析整個(gè)鋼錨箱的最大主應(yīng)力分布情況可知:鋼錨箱最大主拉應(yīng)力出現(xiàn)在側(cè)面拉板靠下部的圓倒角處,附近的實(shí)測值最大為88.6MPa;鋼錨箱各板件上焊縫、圓倒角等應(yīng)力集中部位及其附近的實(shí)測與計(jì)算應(yīng)力水平均較高。4.2剪力釘應(yīng)力分析實(shí)測剪力釘荷載—應(yīng)力變化曲線如圖9所示。圖10為剪力釘?shù)膽?yīng)力圖形。由剪力釘實(shí)測應(yīng)力可知:①剪力釘應(yīng)力橫向分布的規(guī)律是最外側(cè)的幾列剪力釘?shù)膽?yīng)力相對(duì)較大,從外側(cè)向中間剪力釘列的應(yīng)力逐漸減小,中間剪力釘列的應(yīng)力相對(duì)較小;②剪力釘應(yīng)力豎向分布的規(guī)律是最外側(cè)的剪力釘在列內(nèi)從上到下應(yīng)力值由以拉應(yīng)力為主逐步過渡到以壓應(yīng)力為主,其他剪力釘列的應(yīng)力分布也呈現(xiàn)一定的規(guī)律性;③大多數(shù)剪力釘上的左右測點(diǎn)測得的橫橋向彎曲應(yīng)力較小,而上下測點(diǎn)測得的豎向彎曲應(yīng)力較大。根據(jù)GB10433—89《圓柱頭焊釘》規(guī)定:剪力釘?shù)目估瓘?qiáng)度為400～550MPa。從實(shí)測剪力釘應(yīng)力可見:頂推荷載為1.0倍的設(shè)計(jì)索力即7279.7kN時(shí),剪力釘最大拉應(yīng)力為169.7MPa,最大壓應(yīng)力為-130.0MPa;頂推荷載為1.7倍的設(shè)計(jì)索力即12375.5kN時(shí),剪力釘最大拉應(yīng)力為347.9MPa,最大壓應(yīng)力為-171.4MPa?？梢?在整個(gè)頂推加載過程中,剪力釘最大拉應(yīng)力都小于其抗拉強(qiáng)度值,剪力釘?shù)膶?shí)際強(qiáng)度滿足受力要求。4.3有限元計(jì)算結(jié)果模型各部位在加載過程中實(shí)測變形見表1。從表1可看出:在加載過程中,鋼混結(jié)合部鋼錨箱與混凝土之間的豎向相對(duì)滑移較小,表明鋼混結(jié)合面的連接強(qiáng)度滿足實(shí)際受力要求;另外,隨著頂推荷載的增加,模型各部位變形也隨之近似線性增大。頂推荷載為Ps(7279.7kN)時(shí),模型各部位的有限元計(jì)算變形如圖11所示。從圖11可見:頂推荷載為1.0Ps時(shí),索孔出口面縱橋向變形計(jì)算值為1.04mm,實(shí)測值為0.748mm,方向均為遠(yuǎn)離模型中心;模型側(cè)面橫橋向變形計(jì)算值為1.36mm,實(shí)測值為1.115mm,方向均為向著模型中心;模型下部鋼—混凝土接合部豎向相對(duì)滑移實(shí)測值為0.335mm,模型頂面鋼—混凝土接合部豎向相對(duì)滑移實(shí)測值為0.227mm,方向均為鋼錨箱相對(duì)混凝土向下滑移。實(shí)測變形值均比計(jì)算值偏小,主要原因?yàn)槟Ｐ突炷林性O(shè)置有大量鋼筋骨架而使其剛度增大,而計(jì)算中未做考慮。以上分析表明:模型各部位變形實(shí)測值與有限元計(jì)算結(jié)果基本吻合。試驗(yàn)過程中,除對(duì)鋼錨箱、混凝土、剪力釘?shù)膽?yīng)變以及位移進(jìn)行測量外,還對(duì)混凝土的裂紋進(jìn)行了觀測。當(dāng)荷載達(dá)0.6Ps時(shí),模型混凝土表面(索孔出口處)出現(xiàn)第1條裂紋;當(dāng)荷載達(dá)1.7Ps時(shí),索孔出口處裂紋最大寬度為0.17mm。4.4頂推荷載作用下鋼錨箱內(nèi)壓拉板內(nèi)荷載平衡由上述應(yīng)力和變形的測試結(jié)果及有限元分析結(jié)果可以得出鋼錨箱與混凝土之間的荷載傳力途徑為:頂推荷載由斜拉索錨墊板傳遞到鋼錨箱上、下腹板后,大部分通過鋼錨箱上、下腹板與鋼錨箱側(cè)面拉板之間的4條焊縫傳遞到鋼錨箱側(cè)面拉板上,其余部分通過斜拉索錨墊板下錨板與鋼錨箱側(cè)面拉板之間的焊縫傳遞到鋼錨箱側(cè)面拉板上;鋼錨箱側(cè)面拉板又通過其與橫隔板之間的焊縫將順橋向分力的一小部分傳遞到橫隔板。頂推荷載橫橋向分力的一部分由鋼錨箱上、下腹板和錨板承受。頂推荷載為Ps(7279.7kN)時(shí),1/2模型順橋向荷載平衡的示意圖如圖12所示,計(jì)算見表2。從表2可看出:頂推荷載順橋向水平分力傳遞到鋼錨箱側(cè)面拉板后,鋼錨箱側(cè)面拉板和橫隔板承擔(dān)了大部分荷載,約占75.5%;由于在頂推荷載作用下,鋼錨箱側(cè)面拉板發(fā)生變形,沿順橋向伸長,并引發(fā)鋼錨箱端部承壓板沿順橋向位移。此時(shí),鋼錨箱端部承壓板前的混凝土一方面被動(dòng)地隨端部承壓板位移而產(chǎn)生變形,另一方面又因約束端部承壓板位移而受力。這樣,頂推荷載順橋向水平分力小部分通過鋼錨箱端部承壓板傳遞到混凝土上,僅占順橋向水平分力的21.9%。4.5頂推荷載在鋼錨箱內(nèi)發(fā)生位移時(shí),剪力釘和混凝土中由于模型中鋼錨箱壁板底面是脫空的,不產(chǎn)生豎向反力,所以壁板所受的頂推荷載豎向分力通過其與端板之間的焊縫全部傳遞給端板。鋼錨箱端板在豎向力的作用下,發(fā)生向下的位移,從而帶動(dòng)其上的剪力釘也產(chǎn)生向下的位移。剪力釘周圍的混凝土約束剪力釘向下移動(dòng),從而產(chǎn)生反力,這樣,頂推荷載的豎向分力就通過端板上的剪力釘與混凝土之間的相互作用而傳遞到混凝土,又因?yàn)殇撳^箱端板底面也是脫空的,不承受豎向荷載,所以頂推荷載的豎向分力全部傳遞到混凝土。另外,試驗(yàn)中實(shí)測鋼混結(jié)合部豎向相對(duì)位移較小,表明鋼混結(jié)合面剪力釘?shù)膹?qiáng)度滿足受力要求,結(jié)合面的連接強(qiáng)度也滿足受力要求。5模型試驗(yàn)的極限安全度(1)模型的應(yīng)力實(shí)測結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果基本一致;兩者的變形值相吻合。(2)由于試驗(yàn)節(jié)段的單節(jié)段模型和多節(jié)段模型的有限元計(jì)算結(jié)果表明:單節(jié)段模型的應(yīng)力和位移計(jì)算結(jié)果比多節(jié)段模型偏大,因此用單節(jié)段模型代表實(shí)橋的受力狀況