頂推施工中波形鋼腹板PC組合梁整體受力性能分析

呂貴賓，楊　林，宋　雪

（1.中電建路橋集團有限公司，北京市 100048；2.中電建路橋集團有限公司華中分公司，河南 鄭州 450000）

頂推施工中波形鋼腹板PC組合梁整體受力性能分析

呂貴賓1，楊林1，宋雪2

（1.中電建路橋集團有限公司，北京市 100048；2.中電建路橋集團有限公司華中分公司，河南 鄭州 450000）

波形鋼腹板PC組合梁在成橋狀態下的受力與頂推施工中的受力有較大的不同，為了明確箱梁頂推施工過程中受力性能，以國內第一座采用整體式頂推施工的大跨度波形鋼腹板PC組合梁為例，采用板殼實體模型詳細計算了組合梁在頂推過程中各個部分構件的受力特性。揭示了箱梁不同位置處截面上頂底板混凝土的應力變化規律、支墩反力變化情況和梁體的變形等，可供分析計算同類橋梁結構受力參考。

波形鋼腹板；頂推；板殼實體模型；頂底板混凝土；應力變化規律

0　引言

波形鋼腹板組合梁橋具有自重較輕、受力明確等多項優點[1]，已經在世界各地相繼建設了大量此類型橋梁，相應的施工方法也多種多樣，但采用頂推施工的實例較少。特別是在國內，波形鋼腹板組合梁橋頂推施工的研究和應用更為少見。相對于混凝土箱梁橋的頂推施工，頂推施工方法運用于波形鋼腹板梁橋卻有著其獨特的優勢[2]：（1）波形鋼腹板梁橋用約10 mm厚的鋼板取代了30～80 cm厚的混凝土腹板，使得上部結構自重減輕20%～30%，從而使頂推力有所減小，并且橋墩與主梁之間的摩擦力減??；（2）傳統混凝土橋梁在運用頂推方法施工時需制作鋼導梁，并且鋼導梁重復利用機會少，勢必會增加橋梁的建設成本，而采用波形鋼腹板自身作為頂推導梁的技術，將會為橋梁頂推施工技術節約成本開辟一條新途徑[3]。

組合箱梁的受力與施工方法密切相關，基于頂推施工方法成橋的波形鋼腹板PC組合箱梁橋其受力與其它施工方法成橋的有較大不同，目前還未見考慮頂推施工的波形鋼腹板PC組合箱梁橋整體受力性能分析成果。開展波形鋼腹板PC組合箱梁橋在頂推施工過程中的整體受力性能分析研究，對明確結構的受力性能具有重要意義。本文以國內第一座采用頂推施工的大跨度波形鋼腹板PC組合梁為例，采用板殼實體模型詳細計算了組合梁在頂推過程中各個部分構件的受力特性，包括頂底板混凝土和鋼梁腹板的應力分布情況、支墩反力變化情況和梁體的變形等，為了分析計算同類橋梁結構受力提供了參考。

1　工程背景

本文分析的橋例是國內一座采用頂推法施工的五跨連續波形鋼腹板PC組合箱梁，縱橋向采用50m等跨徑布置，橫橋向采用雙向六車道分兩幅設計。上部結構采用等高度波形鋼腹板混凝土箱梁結構，兩幅之間斷開。單幅截面采用單箱單室斜腹板截面，頂板寬度為12.75 m，底板寬度為6.0 m，腹板傾斜角度為75°。雙幅截面頂緣采用雙向2.0%橫坡，梁底水平布置，箱室中心線處梁高3.5 m，箱梁頂板懸臂長度 3.2 m，內室寬度6.35 m，頂板懸臂端部厚0.2 m，根部厚0.55 m；頂板一般厚度均為0.3 m，底板一般厚度為0.25 m，支點橫梁處加厚至0.55 m。波形鋼腹板采用BCSW1600型，鋼板厚度采用t=16 mm和t=20 mm兩種。鋼翼緣板除導梁段翼緣鋼板厚20 mm外，其余一般節段翼緣鋼板采用16 mm，與混凝土頂板采用Twin-PBL方式連接，與混凝土底板采用栓釘連接，主梁永久預應力采用體內、體外預應力混合配置方式。主梁頂、底板采用C60高強度混凝土，鋼腹板采用Q345qC鋼材。橋梁1/2幅橫斷面見圖1。

圖1　橋梁斷面圖(單位：mm)

2　頂推施工過程中整體受力性能

波形鋼腹板PC組合箱梁通過ANSYS板殼—實體模型進行施工階段實橋模擬。全橋鋼結構用shell43單元模擬；混凝土結構用solid65單元模擬；預應力鋼筋用link8單元模擬；鋼導梁水平撐等型鋼構件采用beam189模擬[4]。建模時考慮結構左右不對稱以及橋面橫坡。不考慮施工過程中上下翼緣板以及結合段剪力連接件的滑移作用，認為鋼和混凝土完全連接，不考慮橋面板橫向預應力作用。為綜合研究頂推施工過程中波形鋼腹板PC組合箱梁整體受力，以及考慮模型的大小，本文模擬組合梁頂推三跨至四跨的過程，有限元模型組合梁建四跨加上導梁跨，共五跨，全橋有限元模型見圖2。

圖2　全橋有限元模型

由于組合梁寬度相對橋梁跨度而言較大，剪力滯效應使得組合梁頂板混凝土和底板混凝土的正應力在橫橋向會分布不均勻。為分析頂底板混凝土正應力沿縱橋向分布，取圖3（a）中頂板上緣位置1～5為特征點，分別位于頂板上緣的邊緣、靠近腹板和中間等位置；取圖3（b）底板下緣位置1～3為特征點，分別位于底板下緣的靠近腹板和中間等位置。

圖3　計算特征位置(單位：mm)

將頂推三跨至四跨的過程細化成5個頂推工況，在后文圖表中用lc1～lc5表示，見圖4。其中工況2和工況3時梁段位置相同，工況2模擬導梁即將上墩前最大懸臂狀態，工況3模擬導梁上墩時狀態。圖4中根據成橋階段分段，即根據50 m一段分為導梁段和第一～第五跨，五個頂推工況分別模擬五個特征斷面分別處于支點位置、懸臂位置、跨中位置等不同狀態。

2.1混凝土頂板的應力分布特點

圖4　頂推工況(單位：m)

根據各個標準跨頂推的5個工況劃分，分別計算頂推施工過程中組合梁的受力性能，考慮體內體外預應力以及臨時預應力的作用，得到混凝土頂板的縱向正應力結果見圖5。

圖5　頂推各工況混凝土底板應力云圖（單位MPa）

由圖5可知，在頂推施工的5個工況中，不考慮建模引起的應力集中，混凝土頂板的縱向正應力在-18～0 MPa的范圍內。墩頂支座截面頂板正應力為-4～0 MPa，且由于剪力滯效應的影響，正應力大于-2 MPa的區域集中在頂板特征點2、4附近；跨中截面頂板正應力為-10～-18 MPa，且橫向分布較均勻。工況2斷面9位置由于導梁處于最大懸臂狀態，在較大負彎矩作用下大部分區域出現拉應力，而當工況3導梁上墩以后，拉應力區域大大減小。工況4坐標位置175 m的截面由于處于頂板預應力張拉端附近，存在明顯的應力集中現象，不考慮該處最大拉應力。

為分析頂推中混凝土頂板應力沿縱向的分布規律，取拉應力較大的特征點2繪制縱橋向應力包絡圖見圖6，圖中同時繪出了成橋狀態特征點2的應力分布曲線，其中坐標系為以組合梁第五跨左端為原點，以縱橋向為x軸的相對坐標系，并跟隨者梁體頂推過程不斷右移。由圖6可知，組合梁不同截面在頂推過程中都要經歷正負彎矩的頻繁交替，從而導致混凝土頂板應力值也在上下包絡線之間不斷變化。在成橋狀態位于跨中附近的截面，其頂推過程中的應力上限值高于成橋狀態應力值，部分截面在頂推中頂板出現了拉應力，最大可達3.32 MPa，而大部分截面頂推過程中的應力下限值也低于成橋狀態。因此，除了成橋狀態位于支座位置的截面，大部分截面頂板的控制應力出現在頂推中。

圖6　頂推中混凝土頂板應力包絡圖

表1列出了頂推各工況支點處混凝土頂板的最大正應力值。由表可知同一個墩頂截面頂板正應力隨著不同工況而改變，同一個工況下不同墩頂截面頂板正應力也各不相同。頂推過程中，混凝土頂板最大拉應力為3.32 MPa，出現在工況1的YP6墩頂截面。

表1　頂推各工況支點處混凝土頂板應力表　MPa

2.2混凝土底板的應力分布特點

根據計算組合箱梁頂推的5個工況得到混凝土底板的縱向正應力結果見圖7。

圖7　頂推各工況混凝土底板應力云圖（單位MPa）

由圖7可知，在頂推施工的5個工況中，不考慮建模引起的應力集中，混凝土底板的縱向正應力在-18～0 MPa的范圍內。墩頂支座截面底板壓應力在-16～-18 MPa，跨中截面底板壓應力在-4～0 MPa，且由于剪力滯效應的影響，正應力大于-2 MPa的區域集中在底板特征點2附近。工況2坐標位置175m的截面由于導梁處于最大懸臂狀態，在較大負彎矩作用下大部分區域壓應力大于18 MPa，而當工況3導梁上墩以后，壓應力大大減小。底板壓應力在導梁段部（坐標位置200～215 m）壓應力約為-30～-10 MPa。

為分析頂推中混凝土底板應力沿縱向的分布規律，取拉應力較大的特征點2繪制縱橋向應力包絡圖見圖8，圖中同時繪出了成橋狀態特征點2的應力分布曲線。由圖8可知，混凝土頂板應力值也在上下包絡線之間不斷變化。在成橋狀態位于支座附近的截面，其頂推過程中的應力上限值高于成橋狀態應力值，部分截面在頂推中頂板出現了拉應力，最大可達1.94 MPa，而大部分截面頂推過程中的應力下限值遠低于成橋狀態。因此，除了成橋狀態位于跨中位置的截面，大部分截面頂板的控制應力出現在頂推中。

圖8　頂推中混凝土底板應力包絡圖

表2列出了頂推各工況跨中處混凝土底板的最大正應力值。由表可知同一個跨中截面底板正應力隨著不同工況而改變，同一個工況下不同跨中截面底板正應力也各不相同。在頂推工況1時，第三跨跨中截面混凝土底板最大拉應力為1.22 MPa。

表2　頂推各工況跨中處混凝土底板應力表　MPa

2.3鋼腹板的應力分布特點

分別計算頂推施工工況1～5，得到各工況下波形鋼腹板面內剪應力云圖見圖9。圖10為波形鋼腹板靠近中間高度位置的面內剪應力包絡圖，圖中同時繪出了成橋狀態腹板的剪應力分布曲線。由圖可知，剪應力值基本在-60～60 MPa之間，剪應力最大值出現在坐標75 m、125 m和175 m附近。成橋狀態下剪應力最大值為40 MPa，出現在支點截面附近腹板上。幾乎所有截面的剪應力最大值出現在頂推施工中，必須考慮波形腹板在頂推中受剪力作用下的穩定性。

圖9　頂推各工況波形鋼腹板應力云圖（單位MPa）

圖10　頂推中波形鋼腹板應力包絡圖

2.4支點反力變化規律

支點反力既是橋墩在頂推過程中所承受的主要荷載，也是橋墩上方各千斤頂頂推力控制的主要依據，同時還是波形鋼腹板PC組合梁頂推施工中確保其局部穩定性的關鍵影響因素之一[5]。在頂推三跨至四跨過程中支點反力的變化趨勢見圖11。

圖11　頂推過程中各墩支反力變化趨勢圖

由圖11可知，各墩支反力變化較有規律，但各墩之間的變化趨勢有所不同：YP4在各工況下支座反力基本在12 000 kN左右；YP5支反力初始值為11 146 kN，在lc2有所下降，在lc3～lc5逐漸穩定并增加至11 559 kN；YP6反力初始值為8 701 kN，在lc2迅速增加到最大值11 831 kN，之后稍有降低之勢，并逐漸趨于穩定值11 627 kN；YP7在lc1～lc2由于導梁未上墩，支反力為0，lc3導梁上墩后反力為719 kN，并持續增加至5 230 kN。若繪制頂推全過程的支反力變化曲線，可知各墩支反力變化趨勢幾乎一致，即從導梁上墩開始支反力由0快速增加至最大值，經小幅削減后趨于穩定值11 000～12 000 kN。

2.5豎向撓度變化規律

為分析組合梁頂推過程中的剛度是否滿足要求，繪制各工況下撓度曲線見圖12，組合梁在頂推過程中的撓度曲線為二次拋物線，各工況下組合梁在支點處以及預制平臺上撓度為0，在YP3～YP6墩之間撓度變化規律相似，跨中處達到撓度最大值約15 mm，且各工況最大撓度近似相等。

圖12　頂推過程中組合梁撓度曲線

3　結　語

本文主要研究了波形鋼腹板PC組合梁在頂推施工中整體受力性能，分析了頂推過程中各個部分構件的受力特性以及橋墩支反力和組合梁撓度的變化規律，得到以下結論：

（1）在頂推施工過程中，不考慮建模引起的應力集中，波形鋼腹板PC組合箱梁混凝土頂底板的縱向正應力均在-18～0 MPa的范圍內，波形鋼腹板豎向剪應力均在-63～63 MPa范圍內。

（2）成橋狀態下全橋混凝土頂底板正應力分布和頂推施工中有較大不同，成橋狀態位于支座附近的截面，其頂板正應力值低于頂推過程中的應力上限值；成橋狀態位于跨中附近的截面，其頂板正應力值低于頂推過程中的應力上限值；成橋狀態大部分截面的鋼腹板剪應力值小于頂推過程中的剪應力。

（3）頂推中各墩支反力變化趨勢相同，即從導梁上墩開始支反力線性增加至最大值，經過小幅削減后趨于穩定值11 000～12 000 kN。頂推各工況中，YP3～YP6墩之間組合梁均撓度曲線為二次拋物線，跨中最大撓度均為15 mm左右。

[1]陳寶春,黃卿維.波形鋼腹板PC箱梁橋應用綜述[J].公路,2005(7): 45-53.

[2]劉雙意.頂推施工法在波形鋼腹板組合箱梁中的應用研究.碩士學位論文[D].湖南長沙:湖南大學,2014.

[3]李廣慧,張建勛.波形鋼腹板預應力混凝土箱梁橋頂推施工技術[J].施工技術,2010(7):118-120.

[4]王新敏.ANSYS工程結構數值分析[M].北京:人民交通出版社, 2007.

[5]張培炎.橋梁頂推施工過程受力分析及關鍵問題研究.碩士學位論文[D].四川成都:西南交通大學,2011.

TU312

A

1009-7716（2016）03-0099-04

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2016.03.029

2015-11-24

呂貴賓（1976-），男，黑龍江慶安人，高級工程師，從事路橋方向研究工作。