簡支變雙支座連續箱梁體系轉換受力特性分析

高香龍，許 冰

(1.陜西省交通建設集團公司;2.西安公路研究院)

1 理論模型

實橋橋寬21.5m，跨徑25m;上下行分幅，單幅橋面凈寬10.75m橫橋向布設4片預制箱梁，箱梁截面尺寸如圖1。箱梁底、腹板共配6束4φs15.24、2束3φs15.24的預應力鋼絞線，箱梁頂板負彎矩區配3束4φs15.24、2束5φs15.24的預應力鋼絞線。預應力鋼筋采用高強度低松馳鋼絞線，并符合《預應力混凝土用鋼絞線國家標準》(GB/T 5224-2003)。

圖1 箱梁截面 單位:mm

采用杠桿法和剛接梁法進行橫向分布系數的計算，得出四片主梁橫向受力最不利時的橫向分布系數，分別為0.663、0.553、0.547和0.645，因此選取實橋受力最為不利的橫向邊梁為研究對象;應用有限元分析軟件MIDAS Civil 2010，建立單梁模型，對橋梁體系轉換過程進行模擬分析和計算，計算模型如圖2所示。

圖2 計算模型

實橋的板式橡膠支座，在有限元模型中采用節點彈性支撐模擬。根據板式橡膠支座的支承剛度對主梁節點位移進行約束，滑動支座順橋向、橫橋向彈性支承剛度為4 091kN/m、豎向支承剛度取2.6×106kN/m，固定支座順橋向彈性支承剛度取109kN/m。模型材料特性如表1所示。

表1 材料特性

先簡支后連續箱形雙支座連續梁橋結構體系轉換分為三個階段:(1)簡支階段:預制主梁，混凝土達到設計強度的100％后，張拉正彎矩區預應力鋼束。安裝好永久支座，逐孔吊裝主梁并安置于支座上，主梁處于簡支狀態。本階段荷載包括主梁結構的自重以及預應力荷載，模型中按照實際情況計入。(2)體系轉換階段:墩頂兩排支座中心線相距60cm，及時連接橋面板鋼筋及端橫梁鋼筋，并澆筑墩頂濕接縫處混凝土，待混凝土強度達到設計強度的100％后，張拉負彎矩預應力鋼束，并壓注水泥漿，進行結構體系的轉換。(3)成橋階段:進行防水層、橋面鋪裝和護欄施工，模型中按均布荷載考慮，取值13.05kN/m。

2 體系轉換過程受力性能分析

簡支變連續的體系轉換過程中，預應力箱梁承受對稱荷載作用，因此結構變形關于中跨跨中截面對稱分布，體系轉換過程中的線形變化如圖3所示。由圖3結果顯示，主梁簡支狀態，由于體內預應力筋的作用主梁發生向上的撓曲變形;體系轉換階段因墩頂負彎矩區預應力筋的張拉，各跨主梁梁體繼續上撓且變形值接近;成橋階段由于二期荷載的作用，相對體系轉換階段主梁產生向下的位移，且邊跨下撓位移較中跨、次邊跨位移大。五跨預應力箱梁簡支轉連續的過程中，始終以邊跨的上撓變形最大。

圖3 簡支變連續結構體系轉換過程主梁位移

由于預應力鋼絞線的作用，五跨簡支轉連續箱梁在體系轉換過程中始終處于受壓狀態，梁體承受軸向壓力和負彎矩。

如圖4結果顯示，簡支階段各跨主梁軸力分布一致;體系轉換階段因墩頂負彎矩區預應力筋的張拉，墩頂主梁節段軸力增加;成橋階段因無順橋向荷載作用，體系轉換之后主梁軸力幾乎沒有變化，成橋后最大軸力出現在墩頂主梁節段。由圖5結果顯示，簡支階段各跨主梁彎矩分布一致;體系轉換階段因墩頂負彎矩區預應力筋張拉，雙支座間主梁出現正彎矩，跨中負彎矩增大;成橋階段，在二期荷載作用下主梁上撓位移減小，主梁負彎矩值較體系轉換階段減小，而支座截面負彎矩值較體系轉換階段增大;成橋后主梁最大彎矩值出現在邊跨主梁節段。

圖4 簡支變連續結構體系轉換過程主梁軸力

圖5 簡支變連續結構體系轉換過程主梁彎矩

由圖6和圖7結果顯示，體系轉換過程全橋主梁截面處于受壓狀態，且截面上下緣應力均小于混凝土抗壓強度標準值34.5MPa。簡支階段各跨箱梁上、下緣應力分布相同;體系轉換階段隨著主梁向上撓曲變形的增大，相比簡支階段主梁跨中上緣壓應力減少，下緣壓應力增加;成橋階段，在二期荷載作用下，跨中主梁上緣壓應力較體系轉換階段增大，下緣壓應力較體系轉換階段減小，墩頂主梁節段上緣壓應力較體系轉換階段減小，下緣壓應力較體系轉換階段增大。

圖6 簡支變連續結構體系轉換過程主梁上緣應力

圖7 簡支變連續結構體系轉換過程主梁下緣應力

表2 簡支變連續結構體系轉換過程主梁支座反力(單位:kN)

由表2結果可以看出，在簡支階段，因各主梁材料、截面和跨度相等，各支座反力大小相近;體系轉換后，由于中墩支座剛度的增大，邊墩墩頂支反力減少19kN，其余墩頂支座反力增大，其中次邊墩支反力增加最多達38kN;同時，相同墩頂支反力出現差值，其中次邊墩支反力差值最大12kN，中墩差值較小3kN;成橋階段，在二期荷載的作用下，各墩頂支反力繼續增大，由于次邊墩兩側主梁剛度的不同，墩頂支反力差異進一步增加，最大差值為238kN，中墩支反力差值僅46kN。

3 結論

(1)簡支箱梁轉變為雙支座連續梁橋體系轉換過程簡支階段、體系轉換階段和成橋階段三個階段中，以體系轉換階段主梁受力最為不利，此階段主梁的位移、應力和內力均為三階段最大值。

(2)簡支箱梁轉變為雙支座連續梁橋的施工過程中，由于預應力的作用主梁均處于受壓狀態，并且截面上下緣應力均小于混凝土抗壓強度標準值，結構受力安全。

(3)簡支箱梁轉變為雙支座連續梁橋的施工過程中，隨著墩頂主梁的連接，墩頂雙支座支反力出現差值，其中以次邊墩墩頂支反力差值最大，主要由于墩兩側主梁剛度不同所致。由此可見適當的調整次邊墩兩側箱梁剛度可以減少墩頂雙支座支反力的差異。

[1] 董麗華，祝婕，王雨等.兩等跨雙點支承簡支轉連續梁橋支承效應分析[J].黑龍江科技信息，2010，(30):322，149.

[2] 陳善勤，麻文燕.簡支轉連續梁橋特點及單(雙)支座受力分析[J].重慶交通大學學報(自然科學版)，2007，26:14-17，21.

[3] 曹淑上，陳崗.簡支變連續梁橋中墩雙排支座反力重分配現象分析[J].現代交通技術，2009，6(6):14-17，21.