石兆敏　张启伟　季云峰

(同济大学桥梁工程系,上海 200092)



大跨钢-混凝土组合梁斜拉桥静动力特性研究

石兆敏*张启伟季云峰

(同济大学桥梁工程系,上海 200092)

摘要以椒江二桥主桥为背景,通过实桥荷载试验及精确有限元模型模拟,研究分析了大跨度组合梁斜拉桥的结构整体静动力特性。研究表明:在相当于设计汽车荷载水平的试验荷载下,大桥结构处于线弹性工作状态;结构总体变形、应力等实测值与理论分析结果吻合;桥梁实测固有频率均大于理论值,实际结构的动力刚度大于理论刚度;横桥向偏心荷载下组合梁横隔板主应力在偏载侧近桥面板、箱梁底板处较大,且横隔板与顶、底板及腹板交接处主应力达到峰值;横桥向对称荷载下主梁顶底板剪力滞效应明显,其中混凝土桥面板纵向应力在腹板交接处的应力峰值约为初等梁理论分析结果的2倍,设计时应进行组合梁截面的局部应力分析。

关键词组合梁斜拉桥, 静动载试验, 有限位移理论, 动力特性

Study on Static and Dynamic Characteristics of Long Span Steel-concrete Composite Beam Cable-stayed Bridge

SHI Zhaomin*ZHANG QiweiJI Yunfeng

(Department of Bridge Engineering,Tongji University,Shanghai 200092,China)

AbstractThe paper presents an analysis of static and dynamic characteristics of the long span steel-concrete composite beam cable-stayed bridge on the basis of the field load tests on Jiaojiang secondary bridge. The results show that the bridge is of good overall static properties and linear elastic characteristics under the planned load test conditions. A good agreement is achieved between the experimental and analytical results, such as deflections and stresses. In terms of the dynamic load characteristics, the structural dynamic stiffness is greater than the analytical stiffness in the basis of the result that the measured natural frequencies are higher than the theoretical value. It is found that the principal stress of the diaphragm near the top and the bottom of the girder at the related side is greater under eccentric load, especially at the junctions of diaphragm and the girder compared with other sites. The steel-concrete composite beam presents the phenomenon of shear lag effect obviously under symmetry load, and the longitudinal stress at the junction of the concrete deck and girder webs is about two times of the results based on the elementary beam theory.

Keywordscomposite beam cable-stayed bridge, field load test, finite deformation theory, dynamic characteristics

1引言

钢-混凝土组合梁斜拉桥是主梁为钢结构、桥面为混凝土结构,主梁与桥面系结合在一起共同受力的一种桥型。组合截面中,混凝土桥面板支撑在钢纵梁和钢横梁上,通过剪力键连接于钢梁并共同参与受力。由于组合梁能充分发挥钢与混凝土两种材料的力学性能优势,且外观轻巧、自重合理等优点,在最近几十年内得到迅猛发展。20世纪20年代起,国外学者就已针对组合结构关键部位及局部构造开展研究[1-3]。国内在这方面的研究集中在最近30年,主要研究工作包括有抗剪连接件性能、钢与混凝土协同作用、混凝土收缩徐变效应对组合梁长期受力性能影响、材料性能、组合截面形式以及设计方法等方面[4-8],但较缺乏针对钢-混凝土组合梁作为加劲梁的斜拉桥整体结构基本力学行为的试验数据。

钢-混凝土组合梁截面中,混凝土桥面板受力模式体现在以下几个方面:作为组合梁的上翼缘参与结构的纵向整体受力;作为横梁的上翼缘参与结构的横向受力;作为行车道板直接承受铺装层扩散后的汽车轮压作用[9]。若桥面板出现裂缝,将影响其与钢梁的整体作用,并导致其他病害的产生。文献[10]通过考查节段模型组合梁混凝土板的弹性应力应变,从设计理论的角度出发,定性分析裂缝产生的可能原因,对组合梁的设计工作提供一定的参考,但仍然缺乏试验数据的验证。

本文以新建的椒江二桥为背景,通过静动载试验并结合有限元模型,针对刚度、强度和整体性能等方面,对大跨径钢箱组合梁斜拉桥整体力学行为进行研究,并利用荷载试验获取的数据结合有限元模拟分析结果,对该桥特殊的半封闭钢箱组合梁截面的混凝土桥面板等进行局部应力分析研究。

2桥梁概况与试验

椒江二桥主桥为连续漂浮双索面组合梁斜拉桥,跨径布置为70+140+480+140+70=900 m。主梁采用半封闭钢箱组合梁,主要轮廓尺寸为含风嘴全宽约42.5 m,加劲梁是双箱扁担梁形式,中心线处高度3.5 m(不含铺装),钢梁中心处高度为3 m。梁上标准索距为9 m,标准横梁间距4.5 m,混凝土板采用C60预应力高性能混凝土,混凝土桥面板与钢梁上翼缘采用剪力钉连接,为国内首次采用半封闭钢箱组合梁截面形式。

根据结构理论分析结果,在全桥范围内选取S1～S11共11个控制断面,测试桥梁结构在各个等效最不利效应作用下全桥各部分构件的内力或变位最大处应力(或内力)变化值,全桥断面布置如图1所示。在主梁典型控制断面处混凝土顶板、钢箱梁底板及U肋、斜腹板和横隔板等构件布置相应数量测点,各测试断面应力测点布置如图2所示。

静力荷载通过停放加载车辆等效模拟最不利效应作用。经过理论分析,最后选用38辆单车满载总重约30t(300 kN)的标准载重车作加载车辆,静载试验过程中各工况荷载效率系数介于0.95～1.02之间。各工况的静力荷载均分成3级施加,静力试验按:读零→第n级加载→第n+1级加载……的顺序逐步进行,退载一段时间待应变及变位相对稳定后进行读零,以期得到准确的残余应变和残余变形数据。进行组合梁静力荷载试验时,考虑到混凝土桥面板因温度变化产生斜拉桥结构和组合梁截面内力重分布影响,试验过程中对箱梁内的温度实时监测,以消除环境温度的影响。

图1　主桥总体布置及静载试验测试部位(断面)示意图(单位:m)Fig.1　The bridge structure and the testing sections (Unit:m)

图2　主梁测试断面应力测点布置示意图Fig.2　Strain gauge instrumentation of the testing sections

3结构有限元分析

斜拉桥是塔、梁、拉索三种基本构件组成的缆索承重结构体系。对椒江二桥理论分析过程中,首先选用空间杆系模型把握全桥弯扭、变位、自振特性等宏观的力学响应特征,再将需要分析计算的特殊区段从整体结构中取出,细分结构网格,将整体结构在分离断面处的内力、位移作为被分析子结构的边界条件进行二次分析,获得钢-混凝土组合梁斜拉桥详细的力学行为理论分析结果。

图4计算模型示意图

Fig.4Three-dimensional finite-element model of the bridge

全桥空间杆系模型由梁单元、桁架单元组成,假设拉索与主梁、主塔等不同单元结合部的节点具有良好的位移协调性,对这些部位统一采用刚性连接模拟。静力分析时,假设全桥各构件均处于线弹性工作状态,忽略材料非线性问题仅考虑几何非线性的影响;外荷载作用下斜拉桥结构变形较大,平衡方程须建立在变形后位置,因此按照基于U.L.列式的有限位移理论计入大位移效应。考虑到拉索垂度效应影响,引入Ernst公式分别对各根拉索弹性模量Eeq进行近似修正[11]。根据理论分析需要,选取主跨跨中9个节段建立局部模型,局部模型中钢箱梁部分采用板壳单元模拟,混凝土桥面板部分采用实体单元建模,对不同构件精细建模,各部分材料特性根据设计要求进行模拟。根据圣维南原理,在主梁局部模型两端截面处建立刚域,需要分析的区域适当远离边界截面[12]。局部模型边界处荷载由整体模型相应位置内力值内插施加;作用于所选局部模型区段的加载车辆荷载,需要考虑局部轮压通过铺装层传递至桥面板顶部的扩散情况,现假定轮压局部均布荷载沿45°扩散至混凝土桥面板顶面;局部模型忽略混凝土桥面板和钢箱梁间的滑移效应,仅考虑剪力键各方向实际弹性变形效应,按剪力钉位置将每根剪力钉通过3根沿不同坐标轴方向的一维线弹性弹簧单元进行模拟,将单排剪力钉的总抗剪刚度均分给对应弹簧单元组,其余两个方向采用同样方法进行模拟,其中剪力钉纵向抗剪刚度根据试验实测取413kN/mm[13]。计算模型如图4所示。

4试验分析

4.1　结构总体变形

图5(a),(c)分别为相应最大挠度加载工况作用下近次边跨跨中断面(S1)、近边跨近跨中断面(S3)、主跨跨中断面(S5)的上下游实测平均值与理论分析值比较。主跨跨中最大挠度加载工况作用下,主梁主跨实测最大挠度值位于主跨跨中断面处,上下游分别为0.330 m、0.335 m(理论值为0.337 m),为主跨跨径的1/1440。相应最大变形工况作用下,主梁梁端上下游纵向最大位移协调,分别为20.4 mm、20.1 mm(理论值为42.4 mm);主塔塔顶最大纵桥向位移为77.7 mm(理论值为89.5 mm)。不同挠度工况作用下挠度实测值曲线与理论值曲线整体趋势相符,且主梁不同位置挠度测点的实测值与理论值均较为接近。可认为采用整体结构尺度模型进行大跨度钢箱组合梁桥的模拟分析能够准确掌握该类型桥梁的整体力学行为。

图6(a),(b)所示分别为主梁各控制断面以及北塔塔顶处位移增量与荷载增量间的相关关系,位移增量取各断面上下游实测平均值。结果表明,主梁近次边跨跨中(S1)、近边跨跨中(S3)及主跨跨中(S5)等断面处位移增量与荷载增量均呈线性相关关系;车辆荷载作用在各不同位置时,桥塔塔顶处位移增量与荷载增量均呈线性相关关系。试验过程中该桥处于线弹性工作状态。

4.2　组合梁及主塔截面应力

以主跨跨中截面最大内力加载工况作用下该截面为例进行应力分析。表1所示为该工况作用下对应截面(S5)各测点实测值与理论值比较。可知,局部模型分析得到的数据与实测结果吻合,能准确反映组合梁主跨跨中节段应力分布情况。

图5　相应最大挠度加载工况作用下主梁各断面挠度实测值与计算理论分析值Fig.5　Theoretical deflection value and measuredvalue of main girder sections under theplanned load test conditions

图7(a)为相应截面位置混凝土桥面顶板以及钢箱梁箱室底板纵向应力沿横桥向分布图。由图可知,混凝土桥面板沿横桥向的正应力分布不均匀,应力峰值出现在桥面板与中腹板及外腹板交接处,约为初等梁理论分析结果的2倍,混凝土桥面板在各腹板间分别呈现盆式分布规律。说明剪力滞效应影响存在于各箱室内以及箱室间,导致靠近钢箱梁腹板的桥面板应力值大于远离腹板处的桥面板应力值,且外腹板处桥面板受剪力滞效应影响比中腹板处更显著。车轮荷载作用下,受轮压直接作用位置的顶板纵向应力明显大于相邻无直接轮压作用处顶板,且经过外腹板、中腹板的传力作用,钢箱室底板也存在车轮荷载作用下的局部应力效应。取轮压荷载下主梁单个标准节段分析发现,混凝土顶板底面在中腹板位置出现局部压应力,车轮作用对应位置的混凝土桥面板底面出现较大横向拉应力,峰值达到1.2 MPa左右,小于C60混凝土的抗拉强度标准值2.85 MPa。

图6　主梁各控制断面及塔顶处位移增量与荷载增量间相关关系Fig.6　Correlation between the incremental displacementand the incremental load of the main girdercontroling sections and the top of tower

图7(b),(c)分别为单侧钢箱室底板以及底板处U肋的正应力沿横桥向分布情况表明:箱室底面部分于外侧下斜腹板与底板交接处刚度较大,正应力达到峰值;外侧下斜腹板正应力与距B点距离大致呈线性变化趋势,符合平截面假定;底板处正应力分布均匀,为较平缓的盆式分布曲线,结合混凝土顶板的正应力分析结果可知,剪力滞效应影响存在于主梁截面两侧独立的封闭箱室内。在底板、下斜腹板与纵肋及U肋交接处,钢箱室底面正应力值局部降低1~2 MPa,应力分布曲线沿横向呈现锯齿形;图7(c)所示的底板处U肋正应力横向间断分布亦呈现盆式曲线趋势,且靠近中腹板和外侧下斜腹板的两处U肋正应力变化趋势与底板正应力曲线趋势相同,体现U肋与箱室底板良好的协同作用。

图8(a),(b)分别为主跨跨中(S5)截面横隔板于对应偏载作用下的主应力分布情况。由图可知,最大主拉应力(σmax)和最大主压应力(σmin)分别出现在加载车辆偏载侧横隔板与外腹板、中腹板交接处,峰值达到66.91 MPa、-51.66 MPa。越靠近桥面板,横隔板的主拉应力愈大,加载车辆偏载侧箱室内横隔板近顶板处主拉应力约22～25 MPa;越靠近箱梁底板,横隔板的主压应力愈大,加载车辆偏载侧箱室内横隔板近底板处主压应力约-23～-17 MPa。设计时,需考虑车辆偏心加载等极限荷载作用下横隔板与顶、底板及腹板交接处的详细应力分析。

除组合梁截面外,试验亦将塔柱塔根处截面作为控制截面进行考虑。以北塔柱为例,在塔根处截面最大内力加载工况作用下,实测得到的塔根沿纵桥向两侧截面(S10)的应力平均值分别为0.53 MPa、-0.56 MPa(理论分析值为0.57 MPa、-0.59 MPa),实测结果与理论分析数据吻合。

由于试验现场客观条件限制,应力测点仅布置在左右两侧箱室内,两箱室间混凝土桥面板位置缺少必要的实测数据;横桥向偏心荷载作用下,布置的加载车辆数仅是满载工况时的一半,也未能完整反映横隔板主应力峰值大小的问题。对该桥混凝土桥面板及横隔板应力分布情况以理论分析为主。

表1主跨跨中截面各测点实测值与理论值比较(对应截面内力最大加载工况)

Table 1　Theoretical stress value and measured value of the mid-span section observation points

4.3　动力特性与动应力测试

主桥各固有振动特性参数及对比如表2所示。由表可知,桥梁实测各阶固有振动频率及振型阶次与理论分析结果吻合,实际结构的动力刚度大于理论刚度。桥梁各阶振动频率实测值与理论值平均误差约为5.8%。主桥第一阶竖弯、扭转振动频率分别为0.313 Hz、0.719 Hz,第一阶扭弯频率比为2.30。环境振动下,桥梁前12阶振型的阻尼比介于0.72%~2.84%之间。以主梁一阶对称侧弯、主梁一阶对称竖弯+索塔纵弯、主梁一阶对称扭转等振型为例,图9(a)—(c)为上述各阶次振型图。

图7　钢箱组合梁S5截面顶底板纵向应力分布图Fig.7　Longitudinal cross-sectional stress distribution of the steel box composite beam (S5)

图8　S5截面处横隔板主应力分布情况Fig.8　The principal stress distribution of the diaphragm (S5)

表2主桥各动力特性参数

Table 2　Dynamic characteristic parameters of the bridge

动载试验测试选取2个主梁动应力测试断面S3、S5,在东、西箱室内共选取8个测点,以2辆标准载重车进行跑车试验,速度分别为匀速20 km/h、30 km/h、40 km/h、60 km/h,同时记录各测点相应动应变时程信号。以典型的S5断面动应力测试结果为例,表3为S5断面西箱室实测应力峰值及动态放大系数结果。由表可知,车辆在平整桥面以正常速度行驶引起的主梁S3、S5断面动态应力增量较小,混凝土顶板纵桥向测点动态放大系数小于1.10,钢箱梁底板纵、横桥向测点及U肋纵桥向测点的动态放大系数均小于1.05;主梁各测试断面的应力动态放大系数实测结果均在正常范围内,且与行车速度无显著关系。

5结论

本文通过对椒江二桥实桥荷载试验及有限元分析,研究了大跨度组合梁斜拉桥结构整体力学行为。分析结果表明:

图9　典型阶次振型图Fig.9　Typical vibration mode

表3S5断面实测应力峰值及动态放大系数

Table 3　Pesk stress and dynamic amplificationfactors from measurement of section S5

(1) 组合梁斜拉桥的静态力学响应与按照基于U.L.列式的有限位移理论分析结果一致。在相当于设计汽车荷载水平的试验荷载下,大桥结构处于线弹性工作状态;动荷载作用下,主梁各测试断面的应力动态放大系数实测结果均在正常范围内,且与行车速度无显著关系。

(2) 全桥杆系模型空间有限元分析能较有效预测大跨度钢-混凝土组合梁斜拉桥的结构行为,包括主梁挠度、纵桥向应变及塔根应变、塔顶位移以及结构自振特性。

(3) 半封闭钢箱组合梁形式截面的混凝土桥面板及钢箱室底板部分剪力滞效应明显,混凝土桥面板及钢箱室底板在与外腹板、中腹板交接处纵桥向应力达到峰值;横桥向偏心荷载作用下,横隔板主应力在偏载侧靠近桥面板及箱梁底板位置较大。设计时应对组合梁截面上述部位进行局部应力分析。

由于现场试验的客观条件限制,本文对组合梁截面混凝土桥面板与钢箱梁协同作用方面未做详细测试分析,但该问题仍需进一步研究。

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收稿日期：2014-10-27

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