大跨度四线铁路混合梁斜拉桥钢-混结合段有限元分析

2018-10-20王小飞

铁道标准设计 2018年11期

王小飞

(1.中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063； 2.中铁建大桥设计研究院，武汉 430063)

1 概述

铁路混合梁斜拉桥边跨自重大，增强了对斜拉索的锚固作用，改善了主梁在活载作用下的竖向变形，增加了行车安全性和舒适性，同时能够缩短边跨、减小中跨钢梁长度，工程经济性好，应用日益广泛[1]。钢-混结合段是混合梁斜拉桥的关键部位，饶少臣等[2]对主跨175 m的四线铁路钢箱混合梁弯斜拉桥进行了结合段局部应力分析和构造研究，指出钢-混结合段50%以上的轴力通过承压板直接传递给混凝土。罗世东、刘振标[3-4]阐述了铁路钢箱混合梁斜拉桥设计的关键技术，并在甬江特大桥中首次采用了梯形填充混凝土前后承压板式钢混结合段。任世朋等[5-9]工程设计人员和专家学者对钢-混结合段开展了实验研究或数值分析，得到了有益的结论，但针对于大跨度四线高速铁路混合梁斜拉桥钢-混结合段的研究，国内外还鲜有报道。

新建福厦高铁乌龙江特大桥是国内首座四线铁路高低塔混合梁斜拉桥，跨径布置为(72+109+432+56+56) m。该桥线路等级为四线客运专线，设计时速为160 km，设计活载为ZK活载[10]。斜拉索采用双索面布置，主跨及109 m边跨主梁为钢箱梁，其余边跨主梁为混凝土箱梁。由于大里程侧边跨长度较小、两侧边跨非对称性较大，为适应结构受力需要，需采用高低塔混合梁斜拉桥[11-14]。主桥总体布置如图1所示，钢-混结合段构造示意见图2。

图1 主桥总体布置(单位：m)

图2 钢-混结合段构造示意(单位：mm)

该桥结合段长12 m，包含2.9 m混凝土箱梁过渡段、4.7 m钢-混结合段以及4.4 m钢箱梁刚度过渡段。钢-混结合段钢结构部分内轮廓高4 m，主梁梁宽29.2 m(钢箱梁含风嘴)。钢箱梁中心两侧11.4 m和12.6 m处分别设置1道纵腹板，采用梯形填充混凝土前后承压板式接头，在结合段钢箱梁的顶板、底板设置钢格室并填充混凝土，以实现与混凝土箱梁的平顺过渡。钢格室侧板开孔，并穿过粗钢筋与进入圆孔的混凝土包裹在一起形成PBL剪力键，PBL剪力键与剪力钉共同保证了钢-混结合段力的可靠传递和扩散。纵、横向预应力束使结合段混凝土与承压钢板密贴，抵消顶、底缘拉应力，并在一定程度上增强了PBL剪力板的抗剪作用，钢-混结合段和刚度过渡段三维视图如图3所示。

图3 钢-混结合段三维视图

本文采用有限元法对该四线铁路宽幅整体钢-混结合段的受力特征及传力机理进行分析研究，可供类似工程设计参考。

2 有限元模型

在考虑圣维南原理的基础上，采用ANSYS软件建立钢-混结合段有限元模型，包含9 m标准钢箱梁段+4.4 m刚度过渡段+4.7 m钢-混结合段+12.9 m混凝土段，共计31 m。整体几何模型如图4所示。

图4 钢-混结合段几何模型(单位：m)

模型中混凝土部分采用8节点实体单元Solid45模拟，钢结构部分采用空间板单元Shell63模拟，并采用Link8单元模拟结合段内纵、横向预应力束[15]。为简化计算，假定模型中钢结构与混凝土之间连接良好，不产生滑移，通过多组约束方程将钢板节点和混凝土单元连接为整体。单元划分时对4.7 m钢-混结合段及4.4 m刚度过渡段进行网格细化，避免计算结果失真。模型中预应力束通过约束方程与混凝土及承压板连接。分析范围内包含4对斜拉索，为方便分析，在应力计算时，按等效力施加；在传力分析时，斜拉索按竖直方向模拟，不考虑纵横向角度。约束混凝土端纵桥向和横桥向位移，在钢箱梁端施加第一体系内力。有限元模型如图5所示，为显示其内部构造，仅示意一半。

图5 钢-混结合段有限元模型

3 钢-混结合段有限元分析

本桥为四线铁路斜拉桥，非对称荷载产生的扭矩和横向弯矩不可忽略。根据《高速铁路设计规范》(TB10621-2014)，按4线75%的ZK活载以及2线最不利位置(线路1、线路2)ZK活载进行加载，利用Midas软件进行全桥有限元分析，选取相应于该局部计算模型非固定端(钢箱梁端)的最大轴力、最大竖向剪力、最大纵/横向弯矩、最大扭矩共5种工况，通过刚性域的方式加载在截面形心位置，以考虑局部模型的第一体系应力。采用通用有限元程序ANSYS，对钢-混结合段5种工况下的受力状态进行分析，通过面荷载的方式，在顶板表面加载4线/2线ZK活载以及桥面二期恒载，用以考虑局部模型二、三体系应力的影响。二期恒载取值为：道砟、轨枕、钢轨合计254.67 kN/m；挡砟墙、接触网等合计26.123 kN/m，混凝土区域的预应力索以初应变的方法施加内力。5种工况荷载数值如表1所示。

表1 荷载工况

注：x-横桥向；y-竖向；z-纵桥向

3.1 钢-混结合段受力分析

限于篇幅，文中只给出了工况1和工况5的结果视图(图6～图8)。工况1为四线铁路作用时的轴力最大的工况，同时纵向弯矩、扭矩均接近最大值；工况5为2线ZK活载作用时产生横向弯矩最大的工况，此时轴力和纵向弯矩均较工况1小。

结合段钢结构的Von Mises等效应力云图如图6所示。由图6可知，在最大轴力组合(工况1)作用下，梁体下缘应力水平高于上缘，底板最大应力达139 MPa，顶板最大应力96 MPa；而对于最大横向弯矩组合(工况5)，钢壳体上、下缘应力水平相当。从横桥向观察，两种工况下箱体两侧应力水平均高于箱体中部，一般位置的等效应力小于100 MPa，应力最大值满足设计要求。

图6 钢结构Von Mises应力

钢结构底板和顶板的Von Mises等效应力如图7、图8所示。由图7、图8可知：①钢箱梁标准段应力水平较高，在刚度过渡段的应力水平有一定程度的降低，到达钢-混结合段后应力水平显著下降。这是因为钢箱梁标准段顶、底板主要采用U形加劲肋，而在刚度过渡段增加倒T肋和纵向加劲板，钢结构截面面积增大，因此应力水平降低。在钢-混结合段，钢、混凝土共同作用，钢壳体应力进一步降低。②钢箱梁顶板、底板两侧应力水平明显高于中部应力水平，这是因为钢主梁采用闭合双主梁箱形截面，横向宽度大，剪力滞效应不可忽略；另一原因是钢梁双边箱设置在斜底板上，底板弯折处成为受力薄弱点，容易产生应力集中现象，因此，有必要设置底板弯折加劲，改善局部受力。③为方便混凝土浇筑，钢-混结合段的钢格室顶板开设浇注孔，该结合段每一钢格室设置一个250 mm×450 mm的圆端形孔，在工况1～工况5作用下，灌注孔周边应力水平均保持在50 MPa以内，应力水平低，未出现应力集中，说明开灌注孔对钢壳体顶板受力影响不大，同时为保证钢格室角点混凝土密实，在适当位置设置出气孔，并预留压浆孔。

(2)硅化：是金矿化的主要蚀变类型。大致可分为三期，早期以深灰色细糖粒状、微晶集合体状及脉状出现；成矿期呈白色不规则状、细脉状出现在蚀变岩的裂隙中，伴有多金属硫化物出现，是金矿化的主要阶段；晚期硅化呈灰白色、乳白色在蚀变带内出现，形成一些石英细脉。

图7 底板Von Mises应力

图8 顶板Von Mises应力

预应力索承压板在工况1作用下的Von Mises等效应力如图9所示。受计算条件限制，模型中未模拟锚具、锚垫板、螺旋钢筋等构造，仅通过约束方程与承压板连接，锚固处出现应力集中，应力水平向四周快速衰减，局部计算结果失真。为探究承压板的受力特性，对比分析了有、无预应力索时承压板的受力状态，由图9可知：①无预应力索时，承压板应力水平较低，一般位置等效应力小于60 MPa，承压板与过渡段倒T肋、顶、底板U肋相交位置，以及与纵腹板相交位置的应力水平大于承压板中部开孔位置，这是由于轴力的大小按刚度分配导致。②承压板、纵腹板、钢格室底板三者交界处出现应力集中，在工况1～工况5中，应力集中点均小于150 MPa，满足设计要求，但在施工时应给予足够重视，保证焊接工艺，降低残余应力，以免对结构造成不利影响。③无预应力作用时，除前述应力集中点外承压板外缘应力分布均匀，说明过渡段截面刚度分配均匀，加劲肋设置合理；当施加预应力作用时，除锚固点外，整个承压板截面应力基本均匀，承压板得到充分利用。

图9 工况1承压板Von Mises应力

图10～图12为工况1作用下钢-混结合段混凝土部分的正应力及主应力结果视图，图中拉应力为正，压应力为负。

图10 工况1混凝土梁段正应力

图11 工况1混凝土梁段主压应力

图12 工况1混凝土梁段主拉应力

由图10可以看出，混凝土顶板跨中横向压应力较大，而腹板顶缘纵向正应力较大，这是因为该桥为四线铁路桥，整体箱梁横向宽度大，在非横隔梁处纵腹板间净跨度达21 m，箱体横向受力与简支梁类似，而纵腹板布置多束预应力索，为混凝土梁纵向主要传力构件。由图11可以看出，混凝土顶板在灌注孔位置以及钢壳体边缘处主压应力较大，这一现象在图10正应力结果中同样体现，这是因为灌注孔位置局部缺少钢壳体的协同作用，在桥面荷载的作用下，局部应力水平较高，而钢壳体边缘处由于钢板作用的突然退出，混凝土内力骤增导致，其应力水平沿纵向快速衰减，扩散至全截面承担。由图11、图12可知，在最大轴力组合作用下，除去边界条件处，结合段混凝土的主压应力最大值为13.6 MPa，主拉应力最大值小于1 MPa，符合设计标准，受计算条件限制，未模拟结合段普通钢筋，应力结果偏于安全。

钢-混结合段在工况1～工况5作用下的应力结果如表2所示，其中钢结构除承压板外给出各板件的Von Mises等效应力最大值。由表2可知，各工况中，各钢板件最大应力值均在规范容许范围内，符合设计要求，其中最大竖向剪力工况(工况3)为钢结构应力控制工况。预应力索承压板最大应力值由预应力束的锚固构造控制，仅给出应力包络范围。结合段混凝土给出正应力和主应力的包络值，其中工况3为最大应力控制工况，最大值符合设计要求，此外，受计算条件限制，未模拟结合段普通钢筋，应力结果较偏于安全。

表2 钢-混结合段静力分析结果

3.2 传力途径分析

为探究四线铁路桥钢-混结合段传力机理，仍以刚性域的方式在钢箱梁端截面形心位置施加第一体系内力，不计预应力荷载及桥面活载，以保证模型中轴力不变，5种工况荷载数值见表1。在ANSYS软件中通过路径积分法和单元节点求和方法提取钢-混结合段各个截面主要板件的轴力[15]。

以工况1和工况5为例，图13、图14分别为两种工况下结合段中钢结构和混凝土的轴力传递规律，以及顶板、底板、腹板、各加劲板的纵向轴力分配比例及变化规律，图中横坐标Z为各截面距刚度过渡段起点的距离，纵坐标为各构件轴力分配比例。图中顶板、底板、腹板包含各自加劲肋，钢结构不包含风嘴及承压板。

图13 工况1作用下混凝土和钢结构各部分轴力分配比例

图14 工况5作用下混凝土和钢结构各部分轴力分配比例

由图13(a)可知：①在Z=-1～2.5 m范围内轴力完全由钢结构承担，在Z=2.5～4.4 m范围内轴力由钢结构及风嘴共同承担，Z=3 m时，风嘴最多承担6.2%的轴力，这是因为该处腹板间与拉索锚固，构造复杂，局部应力较大，风嘴受纵腹板影响，应力增大，承担了部分轴力传递工作。过渡段风嘴钢板加厚至20 mm，在最不利工况中，最大应力小于20 MPa，结构设计合理。②在承压板处(Z=4.4 m)钢结构和混凝土轴力分配比例发生突变，钢结构轴力承担比例由100%下降至54.2%，说明承压板承担了45.8%的荷载并直接通过轴向压力传递给混凝土，而钢结构剩余轴力则通过PBL剪力键、剪力钉以及界面粘结以剪力形式逐步传递给混凝土。③钢-混结合段中(Z=4.4～9 m)轴力呈波浪状，逐步由钢结构全部传递至混凝土，这是因为钢格室侧板开孔削弱了与混凝土的粘结作用，受计算条件限制，未精确模拟剪力钉及PBL剪力键钢筋，因此，实际传力曲线较该曲线更加平滑。

图13(b)和图13(c)为钢结构传力曲线细化分解后的结果，从图中可以看出，刚度过渡段(Z=0～4.4 m)中，由顶板、底板和纵腹板构成的钢壳体的轴力传递比例平缓下降，由倒T肋和纵向加劲板构成的刚度过渡构造的轴力传递比例逐渐上升，整体变化趋势表明钢壳体承担的轴力逐渐向刚度过渡构造转移，表明刚度过渡段构造合理，传力均匀明确。

对比分析图13和图14可知：①工况1中底板传力比例大于顶板，相应底板倒T肋传力比例大于顶板T肋，工况5与之相反，这与3.1节中应力分布规律保持一致，说明钢壳体顶板、底板以及倒T肋的轴力传递比例随外荷载的变化而不同，但钢壳体的轴力总量变化规律则保持不变，这一现象在工况2～工况4中同样体现，说明该结合段中钢结构的整体传力规律与构造相关性大，与外荷载相关性较小。②刚度过渡段(Z=0～4.4 m)中，纵腹板的轴力传递比例保持在22%左右，仅在拉索作用处出现波动，纵向加劲板的轴力传递比例保持在6.5%左右，并未随外荷载的变化而变化。这是因为过渡段中纵腹板和纵向加劲板更多作为抗剪板件存在，纵向面积及其加劲肋保持不变，刚度不变，因此轴力传递比例不变。③在承压板(Z=4.4 m)处，顶板、底板、纵腹板、倒T肋以及纵向加劲板的轴力分配比例发生突变。最大轴力工况下，45.8%的轴力传递给承压板，再由承压板以压力方式传递至混凝土；18.2%的轴力传递给钢格室侧板(PBL键)，再由PBL键以剪力方式传递给混凝土；剩余36%的轴力由钢壳体上剪力钉和界面粘结力传递给混凝土，该部分内力在结合段中(Z=4.4～9 m)传递速率逐渐放缓，最终剩余5%～9%的轴力并在结合段结束位置突变为0，导致混凝土纵向应力增大，这与3.1节中结论相符。