钢锚梁-钢牛腿组合索塔锚固结构受力性能与设计

2021-04-10王迪

工程技术研究 2021年16期

王迪

中交公路规划设计院有限公司，北京 100088

1 工程概况

某主桥斜拉索塔端用钢锚梁锚固，索塔每侧塔柱所用钢锚梁数量统一设为22套，编号为GML1～GML22（按照自下而上的顺序依次编号）。钢牛腿的关键作用在于稳定支撑钢锚梁。结构方面，以上承包、托架板、塔壁预埋钢板为核心，共同组成钢牛腿结构体系。以GML22对应索塔锚固节段为探讨对象，选取该节段的原因在于其在全桥结构中处于受力最不利的状态，此时的分析结果更具可靠性与说服力。此外，还考虑到混合连接件，此结构具体由焊钉群和PBL剪力键群两部分构成。

2 有限元模型的创建及验证

2.1 有限元模型的创建

以锚固结构的构造和尺寸为基本依据，创建壳-梁-实体有限元模型，以探寻在恒载的初始索力作用下，与之相对应的混合剪力连接件所表现出的受力特点[1]。根据锚垫板的结构关系，索力以面荷载的形式加载于该处，参照模型索力作用特性，大小和方向均与之保持一致。混凝土的力学行为具有类型多样、机制复杂的特点，常见有压碎、开裂等形式，立足此类特点，选用的是钢筋混凝土实体单元模拟的方案[2]。焊钉用有限应变梁单元模拟，PBL剪力键开孔钢板和穿孔钢筋用弹塑性实体单元模拟。

焊钉、开孔钢板、穿孔钢筋的弹性模量依次为2.06×105MPa、2.06×105MPa、2.0×105MPa，屈服强度依次为 369MPa、345MPa、335MPa，极限强度依次为 498MPa、480MPa、480MPa，泊松比均为0.3。前述所提三部分的单轴应力-应变关系具有趋同性，即都呈现为三折线模型。依托于该力学特性关系划分为两个部分，并结合各自的特点适配具有可行性的方法，以便做针对性的分析。

其中，上升段从《混凝土结构设计规范（2015年版）》（GB 50010—2010）中提取可行的方法；下降段应用的是Hongnestad应变曲线。单轴抗拉、抗压强度分别为2.65MPa和32.4MPa，泊松比为0.2。以高精度的方式模拟连续接触面（指的是混凝土与剪力连接件所形成的），此举是掌握该连接件受力状况的重要前提。依托约束方程的形式反映焊钉与混凝土的接触关系。

2.2 有限元计算结果

基于提高焊钉试验结果准确性与可观性的目标，确定其截面实测内力并绘制成图，用于判断该力的分布特点。对于竖向剪力，定义其向上和向右均为正值，向下和向左均为负值；对于轴力，向上、向右两个方向为轴向拉力，向下、向左为轴向压力。模拟分析的工作难点在于剪力连接件测点数量不足，不利于测试工作的顺利开展，因此在模型试验的基础上辅以有限元数值分析方法，以达到验证结果准确性的效果。

从全流程的实际状况来看，各节段的完整性良好，无钢-混连接处受损和牛腿壁板大幅度偏位的问题，此方面的表现与有限元计算结果无差异。从焊钉测点的受力特点来看，相较于有限元分析结果，实际的轴力和竖向剪力与之在分布规律方面具有一致性；截面竖向剪力、轴力及PBL剪力键穿孔钢筋应力的共同特性在于其实测值均略大于理论值，但两者的差异甚微，无明显的偏差。由此看来，有限元模型计算的结果总体上具有可靠性，可以用于呈现混合剪力连接件的状态，分析结果具有参考价值。

3 混合剪力连接件的受力分析

3.1 焊钉群的受力分析

受索力和偏向作用的双重影响，钢牛腿壁板的稳定性难以得到保证，其结果是出现竖向滑移以及面外变形现象。钉群竖向剪力的分布具有集中性，即在牛腿顶板的焊钉部位；底层焊钉处的剪力值较大，究其原因是与塔壁相对壁板出现大范围滑移现象有关；布设于牛腿顶板上部的焊钉，其产生的竖向剪力呈现出上部小、下部大的特点，观察顶板下方索孔宽度内的焊钉可以发现，该部分构件的竖向剪力在分布方面具有明显的趋同性，即均以马鞍形分布状态为主，显现出较为突出的群钉效应。

顶板上方竖向剪力具有持续增加的变化特点（按照自上而下的顺序），顶板下方竖向剪力则普遍呈现出马鞍形分布的特点。边、中跨两侧索力的角度存在差异，与此同时，索孔竖向位置也不尽相同，在该基础条件下，边、中跨两部分第8层焊钉的竖向剪力总和的层间变化也存在差异性。

边、中跨侧各列焊钉竖向剪力总和的特点是中间小，向两侧逐步加大；从索力竖向分力的角度来看，则具有边跨侧大于中跨侧的特点，此时以边跨侧焊钉群的受力特性较为特殊，该部分所需承受的竖向剪力明显更大，而中跨侧则偏小。焊钉轴力是基于多种受力条件共同产生的结果，主要体现在如下两方面：一是与索力竖向分力有关，其会对焊钉根部造成影响，可见焊钉有变形现象，此过程中形成轴向拉力；二是与壁板外侧变形有关，该部分与塔壁脱离或挤压，在该形态变化之下形成轴向拉力或压力作用。

焊钉群轴向拉力在不同部位存在特定的差异，其中以牛腿顶板的焊钉所受力更大，最大达62kN；截面拉应力为163MPa，所处位置为边跨侧壁板中间区域。对于轴向压力，可见其最大值所对应的位置为牛腿腹板的焊钉处，达29kN；截面压应力为76MPa，所处位置为边跨侧外侧牛腿腹板底缘。无论中跨还是边跨，各自的焊钉轴力分布特性几乎一致。另外，在边跨侧索力偏心的影响下会呈现出面外弯矩超过中跨侧的情况。

3.2 PBL剪力键的受力分析

PBL剪力键产生的竖向分力具有一条较为明显的传递路径，即到达混凝土塔壁处。两种较为关键的方式将使开孔钢板焊接端产生水平力：一是壁板的竖向面外变形，此时PBL剪力键的牛腿顶板结点呈受拉的受力状态，而观察其腹板可以发现其结点处于受压的状态；二是壁板的横向面外变形，破坏对象主要为PBL剪力键开孔钢板，易导致其失稳而转动，由此破坏开孔钢板的正常受力状态，呈受拉、受压同时存在的受力关系。

4 混合剪力连接件的传力特点

索力竖向分力形成牛腿顶板→混凝土塔壁的传递路径，但两部分的传力能力不尽相同，其中边跨侧和中跨侧壁板与混凝土间的摩阻特性一致，均承担7%的力，其他部分则由焊钉群、PBL剪力键群共同承担。从而得知，混合剪力连接件处的竖向力分配特点主要与连接件的抗剪刚度和荷载条件有关[3]。

5 混合剪力连接件传力的影响因素

立足锚固结构的荷载特点，对混合剪力连接件的竖向力分配机制加以探讨。

5.1 塔壁承压的影响

随着塔壁竖向压力的增加，焊钉群与PBL剪力键群的作用规律具有较明显的相似性，各自在传递竖向力方面有线性变化的特点。其中，塔壁竖向力从0MPa开始逐步增加，待其达到3.5MPa时，焊钉群传递竖向力较前期有减小的变化趋势，从7.2%减至6%；相比之下，PBL剪力键群则增加，由17.6%增加至19.2%；无明显变化的部分为壁板摩阻承担的竖向力，其始终维持在15%左右的水平。发现在0～3.5MPa的塔壁竖向压力变动区间内，混合剪力连接件间力的分配可维持相对稳定的状态，塔壁竖向压力的变动对其的作用甚微[4]。

5.2 竖向力的影响

传递竖向力的比例具有线性变化特点，具体包含增大和减小两类细分情况。塔壁竖向力从1000kN加至7000kN后会出现较明显的转折，此时焊钉群传递竖向力的占比减小，由68.8%减至66.2%；相比之下，PBL剪力键群则呈现出相反的变化，比例由15.6%增加至18.3%；无明显变化的部分为壁板摩阻承担的竖向力，其始终维持在15%左右的水平。着重考虑的是1000～7000kN的力值区间，在竖向力增加的条件下，就传递竖向力而言，焊钉群和PBL剪力键群分别呈减小、增大的变化特点，但两者均不显著，仅是小幅度的变动[5]。

5.3 面外弯矩的影响

在塔壁竖向压力恒定5000kN的条件下，弯矩从0kN·m向3000kN·m逐步增大，焊钉群传递竖向力由67.3%减至63.5%；PBL剪力键群传递力由17.5%加至30.8%；侧壁摩阻所受竖向力由15.2%减至5.6%。尽管存在面外弯矩作用，但焊钉群传递竖向力在全过程中可以维持相对稳定的状态，其力的占比有所变化，幅度较小；对于PBL剪力键群而言，其传递力则有增大的变化特点。