改進型模數式伸縮裝置中梁及錨固系統力學行為分析

方 園，袁 波，杜 鑌，唐 志

(1.貴州大學 土木工程學院， 貴州 貴陽 550025;2.貴州省交通規劃勘察設計研究院股份有限公司， 貴州 貴陽 550081;3.新型鋼結構建筑體系研究與開發應用院士工作站， 貴州 貴陽550081)

改進型模數式伸縮裝置中梁及錨固系統力學行為分析

方 園1，2，3，袁 波1*，杜 鑌2，3，唐 志2，3

(1.貴州大學 土木工程學院， 貴州 貴陽 550025;2.貴州省交通規劃勘察設計研究院股份有限公司， 貴州 貴陽 550081;3.新型鋼結構建筑體系研究與開發應用院士工作站， 貴州 貴陽550081)

基于目前模數式伸縮裝置出現的一些問題，本文提出一種新型模數式伸縮裝置。這種改進型模數式伸縮裝置主要就中梁截面型式、錨固系統進行研究改進。為深入了解改進型模數式伸縮裝置的受力性能，運用ABAQUS有限元技術，建立新型模數式伸縮裝置的中梁型鋼與錨固系統的有限元模型，并對比計算傳統模數式伸縮裝置的中梁型鋼及錨固區聯合模型。計算結果表明，新型模數式伸縮裝置中梁型鋼及錨固系統受力滿足要求。新型中梁型鋼有效減小構件的應力及橫向位移。新型錨固形式在施工安裝便捷的同時提高伸縮裝置的錨固性能。

模數式伸縮裝置；中梁型鋼；錨固系統；力學行為；分析

作為公路橋梁結構的重要組成部分，伸縮裝置對確保橋梁自由收縮，維護橋梁使用年限和行車安全都起到了至關重要的作用。模數式伸縮裝置是目前使用最為廣泛的一種伸縮裝置，由型鋼組件、支承系統、位移系統、錨固系統、防水部件等組成，可按照伸縮量的要求加工組裝成各種規格的伸縮裝置系列產品，具有施工方便、適應性強等特點。

既有的模數式伸縮裝置主梁多采用一次壓制成型的“80”型王字鋼，邊梁形式主要有“C”型鋼、“F”型鋼、“Z”型以及“E”型鋼。邊梁錨固于梁端或橋臺邊緣，中梁位于邊梁之間，直接承受車輛荷載并通過支承系統將所受荷載進行傳遞。傳統的伸縮裝置通過焊接在邊梁上的錨板、環形錨固筋及預留槽中的預埋鋼筋來保證伸縮裝置的有效錨固。隨著模數式伸縮裝置大量投入使用，裝置本身存在的一些構造缺陷也暴露出來。通過對貴州省內蘭海高速(貴新線)、凱麻線等7條高速公路上的模數式伸縮裝置使用情況進行調研，發現大部分伸縮裝置還未達到使用年限就發生了錨固區混凝土破損、型鋼脫落、變形甚至斷裂等病害。因此有必要提出一種耐久實用的新型模數式伸縮裝置。

基于既有的模數式伸縮裝置工作現狀以及現場所出現的一些問題，本文提出了一種新型模數式伸縮裝置，該裝置相較于既有模數式伸縮裝置進行了如下改進：

(1)在邊梁型鋼方面，對淺埋式伸縮裝置，一般均采用“C”型鋼截面，結合應力計算情況，宜適當增加其截面剛度；對埋置深度較大的伸縮裝置，由于“E”截面鋼梁結構受力較好，應優先選用[1]。

(2)中梁仍采用常用的整體軋制“王”字型鋼梁，根據受力需要適當提高其剛度，尺寸見圖1。

圖1 普通中梁“王”字型鋼梁(左)與 改良產品中梁“王”字型鋼梁(右)

(3)邊梁的可靠錨固是保證在承受荷載后不脫落、斷裂的重要措施，既有模數式伸縮裝置要實現邊梁的可靠錨固，需要錨固環與預埋鋼筋套扣于橫筋實現錨固作用。然而由于槽口設計與產品采購的脫節以及施工因素的影響，導致錨固鋼筋和預埋鋼筋在縱向和橫向發生錯位，橫向鋼筋很難同時穿過錨固環鋼筋和預埋鋼筋，施工時只有舍棄穿過部分錨固環鋼筋和預埋鋼筋，這使得模數式伸縮裝置的錨固效果降低。另外進行伸縮裝置安裝施工時，焊接不好或者鋼筋直接不連接，也造成了錨固質量得不到保證。

為確保錨固連接件與型鋼、槽口預埋鋼筋的連接的可靠性，同時增加截面順橋向的抗彎性能，將原錨固連接件(錨固連接鋼板、錨固環)作如下改進：將錨固連接鋼板增大后取消錨固環，并在鋼板上打20 mm直徑的孔，將錨固連接鋼板與邊梁按一定距離焊接，制成定型產品。通過在固定鋼板上設置兩根橫向圓鋼，并在橫向圓鋼上設置可調式活動鋼板，可調式活動鋼板可沿著橫向圓鋼移動，施工時將可調式鋼板調整至槽口預埋鋼筋位置與預埋鋼筋焊接，實現伸縮裝置邊梁與預埋鋼筋的可靠連接。兩種錨固形式的對比見圖2。

圖2 傳統錨固系統(左)與改進后的錨固系統(右)

為了比較兩種模數式伸縮裝置主梁承重結構及錨固系統的受力特性，運用ABAQUS有限元技術分別對二者的中梁異型鋼及錨固系統建立實體模型，進行力學行為分析。

1 中梁“王”字鋼受力分析

1.1 有限元模型的建立

為了比較傳統異型鋼中梁及改良異型鋼中梁的受力性能，建立中梁“王”字鋼有限元模型。結合目前常用的橋梁寬度、荷載布置情況等，采用橋面寬度12 m，以雙縫模數式伸縮裝置為例，對兩種不同截面的中梁“王”字鋼建立1.2 m、1.5 m、1.8 m、2.0 m支撐間距的有限元實體模型。假定中梁“王”字鋼在車輛荷載作用下處于彈性受力階段，鋼材的彈性模量設置為210 GPa，泊松比為0.3。

(1)計算荷載的確定。根據文獻[2]中疲勞荷載的有關規定，結合實際車輛荷載的分布情況，采取三車道車輛荷載加載，豎向疲勞荷載取192.58 kN，水平疲勞荷載取42.19 kN。荷載布置情況如圖3所示。

圖3 雙縫模數式伸縮裝置的荷載布置

(2)邊界條件的確定。模數式伸縮裝置中梁“王”字鋼下部間隔固定距離(1.2 m、1.5 m、1.8 m、2.0 m)分布支撐橫梁，理想施工條件下，二者之間的相互作用可簡化為面接觸并且為綁結狀態，支撐橫梁兩端為固定端。

1.2 數值計算結果及分析

表1、表2為兩種中梁“王”字鋼在不同支撐間距下的應力、應變情況，限于篇幅，此處僅示出新型伸縮裝置80公分“王”字鋼在支撐間距1.5 m時的Mises應力云圖，見圖4。

表1 “王”字型鋼梁在三車道雙向荷載

表2 “王”字型鋼梁在三車道雙向荷載

注：表中V代表縱向位移，H代表橫向位移。

圖4 80公分“王”字鋼(支撐間距1.5 m)Mises應力云圖

模數式伸縮裝置長期處于動荷載作用下，橋梁建成通車一年內，荷載的循環作用次數會超過2×106次。根據現行的《鋼結構設計規范》[3]，按照構件類型和連接分類，中梁型鋼屬于“1”類構件，其容許應力幅為176 MPa。具體分類情況見表3。改良中梁“王”字鋼的應力基本都能滿足容許應力幅，只是2.0 m支撐間隔時略有超出。普通中梁“王”字鋼在支撐間隔1.2 m、1.5 m時可滿足規范中的應力幅要求，支撐間隔1.8 m時略大于容許應力幅，2.0 m間隔時構件疲勞應力將遠遠超出設計要求。改良的中梁“王”字鋼受力性能好于普通中梁“王”字鋼，最大正應力平均減少了18.2%。

《公路橋梁伸縮裝置設計指南》[2]要求伸縮裝置的容許撓度不得大于L/600(L為計算跨徑)，支撐間隔1.2 m、1.5 m、1.8 m、2.0 m所對應的撓度限值依次為2 mm、2.5 mm、3.0 mm及3.33 mm。中梁型鋼計算撓度均能滿足其要求，90公分中梁鋼的位移與80公分中梁鋼位移相比較小，尤其橫向位移改善效果明顯。

表3 循環次數n為2×106次的容許應力幅 MPa

注：“構件和連接類別”指鋼結構的形式和連接形式，具體見規范[3]有關條文。

2 錨固系統受力情況分析

2.1 既有模數式伸縮裝置錨固系統

2.1.1 有限元模型的建立

由于既有的模數式伸縮裝置的錨固系統存在缺陷，首先有必要對錨固鋼筋及預埋鋼筋發生錯位的現象進行計算，運用ABAQUS有限元技術建立既有的模數式伸縮裝置錨固系統有限元模型。邊梁形式選用E型鋼，取邊梁長度方向上1 m范圍內的鋼構件和混凝土為研究對象，建立1 m×1 m×0.58 m的混凝土聯合計算模型。邊梁底部連接鋼板間距取20 cm，錨固環鋼筋焊接于連接鋼板上，預埋鋼筋錨固長度取35 cm，間隔20 cm。模型中鋼筋直徑均為16 mm。假定模型中構件在車輛荷載作用下均處于彈性受力階段，鋼構件的彈性模量設置為210 GPa， 泊松比為0.3?；炷翉椥阅Ａ吭O置為34.5 GPa，泊松比為0.2。

①計算荷載的確定。使用文獻[2]中標準車輛疲勞荷載加載，豎向疲勞荷載取192.58 kN，水平疲勞荷載取42.19 kN。

②邊界條件的確定。邊梁底部隔20 cm焊接一連接鋼板，橫穿鋼筋穿過預埋鋼筋與連接鋼板上錨固環鋼筋，從而起到固定伸縮裝置的作用。邊梁底部與連接鋼板之間可簡化為面接觸并且為綁結狀態，連接鋼板、錨固環鋼筋、錨固鋼筋及橫穿鋼筋均內嵌于混凝土中。

③計算工況的確定。選取最有代表性的兩種工況進行分析。一種工況是預埋鋼筋與錨固環鋼筋匹配性良好，橫穿鋼筋穿過所有錨固環鋼筋及預埋鋼筋。另一種工況是有一半的預埋鋼筋及錨固環鋼筋發生錯位，橫穿鋼筋只穿過部分錨固環鋼筋及預埋鋼筋。

2.1.2 數值計算結果及分析

限于篇幅，此處僅示出部分(50%)錨固連接件錨固失效時模數式伸縮裝置錨固區混凝土及錨固系統鋼構件的Mises應力云圖，如圖5、圖6。表4為兩種代表性計算工況下的伸縮裝置錨固系統聯合模型計算結果。

圖5 既有模數式伸縮裝置(半錨)錨固區 混凝土Mises應力云圖

圖6 既有模數式伸縮裝置(半錨) 錨固系統鋼構件Mises應力云圖

應力全錨半錨(50%)混凝土應力060～088086～108鋼構件應力530～663552～687

由表4可以看出，部分錨固環與預埋鋼筋錨固失效對錨固區混凝土應力影響顯著。一半錨固環與預埋鋼筋錨固失效時的混凝土應力，約為理想錨固狀態時混凝土應力的1.33倍。由于錨固區混凝土常年受到循環荷載作用，長此以往勢必對錨固區混凝土的使用壽命產生影響，混凝土失效進而導致伸縮裝置發生脫落。

2.2 新型模數式伸縮裝置錨固系統

2.2.1 有限元模型的建立

新型模數式伸縮裝置錨固系統從設計上解決了傳統錨固方式易錨固失效的缺陷，然而其受力性能是否優于傳統錨固形式仍有待驗證，因此需要建立新型模數式伸縮裝置錨固系統有限元模型。其邊梁形式仍選用E型鋼，取邊梁長度方向上1 m范圍內的鋼構件和混凝土為研究對象，建立1 m×1 m×0.58 m的混凝土聯合計算模型。邊梁底部焊接的連接鋼板間距為20 cm，連接鋼板上的預留孔洞里設置兩根鋼筋直徑18 mm的橫向鋼筋，活動鋼板可在橫向鋼筋上自由移動。預埋鋼筋間隔20 cm布設，錨固長度取40 cm，所有預埋鋼筋直徑均為16 mm。假定構件在車輛荷載作用下均處于彈性受力階段，鋼構件的彈性模量設置為210 GPa，泊松比為0.3?；炷翉椥阅Ａ吭O置為34.5 GPa，泊松比為0.2。

①計算荷載的確定。使用文獻[2]中標準車輛疲勞荷載加載，豎向疲勞荷載取192.58 kN，水平疲勞荷載取42.19 kN。

②邊界條件的確定。邊梁底部與連接鋼板頂部可簡化為面接觸并為綁結約束，活動鋼板移動至預埋鋼筋處，與預埋鋼筋焊接連接，理想施工狀態下，二者成為一個剛性整體。連接鋼板、橫向鋼筋、活動鋼板、錨固鋼筋均內嵌于混凝土中共同作用。

2.2.2 數值計算結果及分析

圖7、圖8分別為模數式伸縮裝置錨固區混凝土及錨固系統鋼構件的Mises應力云圖。新型錨固系統與理想錨固狀態下的錨固系統計算結果對比見表5。

圖7 新型模數式伸縮裝置錨固區混凝土Mises應力云圖

圖8 新型模數式伸縮裝置錨固系統鋼構件Mises應力云圖

MPa

由表5可以看出，新型模數式伸縮裝置的錨固區域混凝土應力為0.46～0.68 MPa，這一結果是理想錨固狀態下傳統錨固系統混凝土應力的0.77倍。目前錨固區多采用C50混凝土，根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》[4]規定，C50混凝土抗拉強度設計值為1.83 MPa，這一強度滿足以上錨固區混凝土應力要求。傳統的錨固形式自身固有的缺陷使其很難保證施工過程中的錨固質量，且該部位長期受到荷載沖擊，相比之下，新型錨固系統更為可靠且為這一區域混凝土留下了更為充足的安全儲備。

3 結論

針對既有模數式伸縮裝置出現的一些問題，本文提出了一種改進型模數式伸縮裝置，并對新型模數式伸縮裝置和既有模數式伸縮裝置建立了中梁型鋼及錨固系統有限元模型，分析得出了疲勞荷載下中梁型鋼及錨固系統的受力情況，并對其受力性能進行了對比分析，得出如下結論：

(1)根據現行的《鋼結構設計規范》[3]，該類構件的疲勞容許應力幅為178 MPa，改良中梁“王”字鋼的應力基本都能滿足容許應力幅要求，而普通中梁“王”字鋼僅在支撐間隔1.2 m、1.5 m時可滿足規范中的應力幅要求。與既有模數式伸縮裝置中梁型鋼相比，新型模數式伸縮裝置中梁型鋼最大正應力平均減少了18.2%。

(2)《公路橋梁伸縮裝置設計指南》[2]要求伸縮裝置的容許撓度不得大于L/600(L為計算跨徑)，中梁型鋼計算撓度均能滿足其要求，90公分中梁鋼的位移與80公分中梁鋼位移相比較小，尤其是橫向位移改善效果明顯。

(3)既有的模數式伸縮裝置錨固系統施工過程中易發生錨固失效，這一現象對錨固區混凝土應力影響顯著。一半錨固區鋼構件錨固失效時的混凝土應力約為理想錨固狀態時混凝土應力的1.33倍。

(4)新型模數式伸縮裝置的錨固系統施工安裝方便，錨固可靠。計算得到的錨固區域混凝土應力為既有錨固系統混凝土應力的0.77倍。錨固區常用的C50混凝土抗拉強度設計值為1.83 MPa，可以滿足新型錨固系統混凝土的應力要求。

[1] 王勇，杜鑌，唐志.幾種模數式伸縮裝置邊梁型鋼受力分析[J].交通科技，2015(5)：15-17.

[2] 中國交通企業管理協會. JTQX-2011-12-1公路橋梁伸縮裝置設計指南[M]. 北京：中國交通企業管理協會，2011.

[3] GB50017—2003，鋼結構設計規范[S].北京：中國建筑工業出版社，2003.

[4] JTG D62—2004，公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范[S].北京：人民交通出版社，2004.

[5] 鄭世暄，許銀平.模數式橋梁伸縮裝置損壞原因分析及防治[J].現代交通技術，2011，8(1)：46-48.

[6] 唐志，杜鑌，方園，等.橋梁模數式伸縮裝置耐久性設計研究[C]//全國橋梁學術會議論文集.北京：人民交通出版社，2015.

[7] JT/T327—2004，公路橋梁伸縮裝置[S]. 北京：人民交通出版社，2004.

[8] 石亦平，周玉蓉.ABAQUS有限元分析實例詳解[M].北京：機械工業出版社，2006.

(責任編輯：周曉南)

The Mechanical Behavior Analysis of Modified Moduler Expansion Joint Centre Sill Steel and Anchorage System

FANG Yuan1，2，3，YUAN Bo1*，DU Bin2，3，TANG Zhi2，3

(1.College of Civil Engineering，Guizhou University， Guiyang 550025， China; 2.Guizhou Transportation Planning Survey &Design Academe Co .， LTD， Guiyang 550081，China; 3. Academician Workstation for Research and Development of New Steel Structure Building System， Guiyang 550081，China)

In view of some problems in the current moduler expansion joint， a new kind of moduler expansion device structure was proposed. The modified moduler expansion joint mainly improved the centre sill steel section and the anchorage system. For further understanding about the mechanical performance of the modified moduler expansion device， ABAQUS finite element technology was used to establish finite element models of new moduler expansion device centre sill steel and the anchorage system. The models were calculated and compared with the model of traditional centre sill steel and the anchorage zone joint model. The results show that the centre sill steel and anchorage system of new moduler expansion joint meets the requirements. The new centre sill steel effectively reduces stress and lateral displacement of the components. The new anchorage form is convenient to install， at the same time improves the expansion device of the anchorage performance.

moduler expansion joint; centre sill steel; anchorage system; mechanical behavior; analysis

1000-5269(2016)06-0119-05

10.15958/j.cnki.gdxbzrb.2016.06.26

2016-03-22

交通部企業創新項目資助(2015 315 802 150)；交通廳科技項目資助(2014 122 018)

方 園(1992-)，女，在讀碩士，研究方向：大跨度空間結構，Email：1031623911@qq.com.

*通訊作者： 袁 波，Email：313597338@qq.com.

U443.31

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