基于不同規范的懸臂施工連續梁橋設計分析

楊志軍，劉育新，徐 岳

0 引言

《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG D62—2004)、《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60—2004)(以下統稱為“新規范”)正式頒布實施已有7 a時間，然而我國很多在役橋梁都是按照《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTJ 023—85)、《公路橋涵設計通用規范》(JTJ 021—89)(以下統稱為“舊規范”)設計而成的。當采用舊規范設計的橋梁出現問題時，往往需要按照新規范進行重新計算，以確定安全狀態及相應的處理措施。為了總結新、舊規范設計條件與結果的區別，本論文用懸臂澆筑的三跨預應力連續梁橋為示例，采用兩種規范分別進行設計計算，主要涉及在兩種規范下的汽車荷載及沖擊系數、材料強度取值、作用效用組合方式、抗裂驗算、撓度計算等方面，主要目的在于正確應用新規范與舊規范，并總結在設計條件、設計結果等方面的差異，為新橋設計與舊橋加固改造提供借鑒。

1 基本資料

1.1 橋型布置及孔徑劃分

該實例是某立交橋主線橋的一聯。為減小建筑高度，適當增大跨徑并提高行車舒適性，采用預應力混凝土連續梁橋，跨徑布置為30 m+45 m+30 m。為了與主線橋其他各聯配合，實際橋長為104.96 m，另外的4 cm為預留伸縮縫，橋梁結構計算圖示如圖1所示。

圖1 橋梁計算圖式(單位:cm)

1.2 截面形式及截面尺寸擬定

本實例橋梁采用變高度單箱雙室截面形式，箱梁根部高取為2.4 cm，高跨比H1/L=1/18.75;跨中最小梁高H2取為1.2 m，H1/H2=2。

每幅橋面全寬為16 m，頂板翼緣外懸2.5 m，則箱梁底板寬度為11 m。考慮布置預應力鋼束、普通鋼筋及承受輪載的需要，箱梁頂板厚度一般為20～25 cm左右，本設計取為22 cm。根據設計經驗資料，設置防撞護欄時，箱梁頂板翼緣端部厚度一般為15～20 cm左右，本設計取20 cm，翼緣根部厚度為30 cm。腹板與頂、底板相接處均做成 10 cm×10 cm承托，以利脫模并減弱轉角處的應力集中。主梁橫截面構造如圖2所示。

2 有限元建模及分析

2.1 結構離散及建模

根據對懸臂施工橋梁的建模原則，對橋梁結構進行離散化，為便于模擬施工過程，本示例每一個施工節段自然劃分為一個單元。另外，在永久支座、臨時支座和一些構造變化位置相應增設節點。這樣全橋從左至右順序共劃分為50個單元，51個節點。 單元劃分情況如圖3所示。

圖2 主梁橫斷面構造(單位:cm)

圖3 主梁單元劃分示意(單位:m)

2.2 計算參數確定

預應力混凝土連續梁橋主要由混凝土、普通鋼筋和預應力鋼筋組成，新、舊規范中三種材料型號和強度方面有所區別。本例按照舊規范主梁采用40號混凝土，軸心抗壓強度設計值為23.0 MPa，對應于新規范中C50的混凝土軸心抗壓強度設計值為22.4 MPa，故按新規范設計時，采用 C50混凝土。預應力鋼筋采用公稱直徑為15.2 mm、截面面積為140 mm2的高強度、低松弛鋼絞線，標準強度均為1 570 MPa。用R235鋼筋和HRB235鋼筋分別對應規范中Ⅰ級熱軋圓鋼筋和Ⅱ級熱軋螺紋鋼筋。

計算汽車荷載時，本設計橋面寬度16 m，單向車道橋梁設計道數為4。由文獻［1］中表 4.3.1－4知4車道橫向折減系數為0.67，而按文獻［2］選取時四行車隊布載，汽車荷載可折減30%，但折減后不得小于用兩行車隊布載的計算結果。

新、舊規范計算參數見表1。

表1 新舊規范計算參數

3 計算結果對比分析

采用新舊規范分別進行設計計算時，主要涉及到在汽車荷載及沖擊系數、材料強度取值、作用效用組合方式、抗裂驗算、撓度計算等方面的不同，本論文主要在以下方面進行對比分析。

3.1 汽車荷載效應對比

新規范將汽車荷載作用分為公路—Ⅰ級和公路—Ⅱ級，結構整體計算采用車道荷載模式，局部分析計算采用車輛荷載模式，替代了舊規范的汽車－超20級和汽車－20級。同時將以跨徑為主要影響因素的計算方法修訂為以結構基頻為主要因素來計算汽車沖擊系數。，對汽車沖擊系數，舊規范近似地認定沖擊力與計算跨徑成反比，計算簡便但不能反映其本質，更重要的是系數偏小。新規范采用與橋梁結構基頻相關的沖擊系數，綜合反映了結構的尺寸、類型、建筑材料等動力特性。

通過有限元建模計算分析得知:采用舊規范計算時中支座截面位置產生的最小負彎矩為－12 465.0 kN·m，最大正彎矩為 2 549.7 kN·m;采用新規范計算時支座截面位置產生的最小負彎矩為 －13 784.7 kN·m，最大正彎矩為 2 374.4 kN·m。可知，按新規范計算汽車荷載效應的支點負彎矩比按舊規范計算值大10.6%，而跨中正彎矩值比按舊規范計算值大8.6%，可見根據新規范計算的汽車荷載內力要明顯大于根據舊規范計算的結果。

3.2 溫度作用效應對比

預應力混凝土連續梁橋由于日照引起橋面與其他部位的溫度差而產生內力。計算溫度次內力時，舊規范中假定梯度溫度采用線性變化，具體為箱梁頂、底板相差5℃。而在新規范中，本實例采用正梯度溫度:T1=14℃，T2=5.5℃，T3=0℃，反梯度溫度:T1=－7℃，T2=－2.75℃，T3=0℃。由兩種規范計算下的結果可知，新規范正溫度梯度產生的次內力最大彎矩值為5 313.2 kN·m，舊規范的溫度次內力最大彎矩值為3 224.5 kN·m，可見，新規范正溫度梯度產生的次內力要明顯大于舊規范的溫度次內力;另外按新規范計算有負溫差次內力，而按舊規范計算則沒有。

3.3 作用效應組合對比

新規范和舊規范在作用組合方式發生較大改變，舊規范承載能力極限狀態及正常使用極限狀態一般采用Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ三種組合;而新規范承載能力極限狀態設計采用基本組合，正常使用極限狀態設計分作用短期效應和長期效應分別組合。在此僅給出在配筋后的兩種規范計算下的承載能力極限狀態作用效應內力組合的變化情況，彎矩對比結果見表2。

新規范計算下支座處的最大負彎矩為65 451.7kN·m，跨中截面處的最大正彎矩為47 485.9 kN·m;采用舊規范計算時，支座處的最大負彎矩61 752.5 kN·m，跨中截面處的最大正彎矩40 804.4 kN·m。對比可知基于不同規范作用效應結果差異較大，新規范作用效應組合內力值總體大于舊規范作用效應組合內力值。

表2 承載能力極限狀態內力組合對比

3.4 計算與驗算結果

舊規范規定對預應力混凝土構件應進行承載能力極限狀態驗算和正常使用極限狀態驗算。其中承載能力極限狀態驗算包括正截面強度驗算、斜截面抗剪強度驗算和斜截面抗彎強度驗算;正常使用極限狀態驗算包括使用階段混凝土主應力、鋼束應力、混凝土法向應力、變形驗算以及及施工階段混凝土法向應力驗算。

新規范規定預應力混凝土連續梁橋的驗算包括:持久狀況承載能力極限狀態驗算、持久狀況正常使用極限狀態驗算及持久狀況和短暫狀況構件的應力驗算等。其中承載能力極限狀態驗算包括正截面抗彎承載能力驗算、斜截面抗剪承載能力驗算和斜截面抗彎承載能力驗算;正常使用極限狀態驗算包括抗裂驗算和撓度驗算;持久狀況和短暫狀況構件的應力驗算包括持久狀況預應力混凝土構件應力驗算和短暫狀況構件的應力驗算。限于篇幅要求，本論文在此僅給出短暫狀況混凝土法向壓應力計算及驗算的對比情況，其它的計算與驗算對比結果不再給出。

對于短暫狀況混凝土法向壓應力限值，85規范規定40號混凝土施工階段正截面混凝土法向壓應力限值為16.8 MPa，法向拉應力按預拉區配置非預應力筋時其限值為規范規定短期狀況正截面混凝土法向壓應力限值為短期狀況正截面混凝土法向拉應力按預應力區配有有配筋率不小于0.2%的縱向鋼筋時其限制為短暫狀況混凝土法向應力對比結果見表3。

表3 短暫狀況法向壓應力計算結果對比

由表3可知，根據04規范計算的短暫狀況混凝土法向最大應力和最小應力結果與85規范的計算結果略有差別。

4 結語

對于采用懸臂施工的預應力鋼筋混凝土連續梁橋，在特定的實例及設計參數基礎上通過有限元程序按新舊規范分別進行計算及分析，以下幾點可供借鑒:

1)新、舊規范在計算參數有所區別，主要在汽車荷載、溫度梯度和作用效應組合方式有較大調整。新規范的汽車荷載效應比舊規范大10%左右;新規范正溫度梯度產生的次內力要明顯大于舊規范的溫度次內力，可見溫度梯度選取的正確與否是關系到結構安全的關鍵因素，尤其對于大跨徑連續梁影響更大，不應忽視;按新規范計算的控制截面作用效應組合結果大于舊規范。

2)新規范對全預應力混凝土構件需進行短期效應組合下的主應力驗算;舊規范直接對使用階段混凝土法向應力和主拉應力驗算。本例按新規范計算時中跨L/4截面斜截面抗裂仍未通過驗算，這是由于舊規范規定的全預應力混凝土構件現場澆筑的混凝土截面主拉應力限值比新規范高，說明新規范對于抗裂性的要求比舊規范要嚴格。

3)短暫狀況下按不同規范計算的混凝土截面法向應力略有差異，主要由于收縮及徐變作用次內力和預應力損失差異引起。

4)需要注意的是，以上舊規范和新規范之間的對比結果，僅是針對本章示例橋梁在懸臂施工方法下的對比分析，對比的結果并不適合于所有橋型，不具有普遍性，僅供參考。

［1］JTG D60－2004，公路橋涵設計通用規范［S］.

［2］JTJ 021－89，公路橋涵設計通用規范［S］.

［3］徐 岳，王亞君，萬振江.預應力混凝土連續梁橋設計［M］.北京:人民交通出版社，2000.

［4］JTG D62－2004，公路鋼筋混凝土與預應力混凝土橋涵設計規范［S］.

［5］JTJ 023－85，公路鋼筋混凝土與預應力混凝土橋涵設計規范［S］.

［6］范立礎.預應力混凝土連續梁橋［M］.北京:人民交通出版社，1988.