四跨組合梁橋不同支座回落方式力學及經濟性能分析

李銘澤

（中國建筑第八工程局有限公司上海分公司，上海市 200433）

0　引言

鋼-混凝土組合結構具有良好的力學性能和施工性能，采用組合技術建造橋梁能夠產生很高的綜合經濟效益[1]。由于連續組合梁中支點區域承擔負彎矩，此處混凝土橋面板因承受較大拉應力而開裂，裂縫過大會影響結構承載能力和耐久性[2]。要保證連續組合梁在負彎矩區的橋面板不發生拉應力或裂縫及其限制裂縫寬度，給橋面板沿著橋梁縱向施加預應力是最有效的措施之一，對負彎矩橋面板施加預應力的方法大致有三類：配置預應力鋼筋法、支座回落法、加載配重法[3]。其中支座回落法因其施工便利、節省造價，在連續組合梁橋設計和施工中得到了廣泛的應用。

本文以一座4跨連續組合槽形梁橋為工程背景，比較分析了四種不同支座回落方式對鋼梁受力及鋼材用量的影響，以此來找尋一種最合理的支座回落方式，為組合梁橋的建設推廣提供一點參考。

1　工程概況

該橋是一座（32+45+45+32）m的城市高架槽形組合梁橋，如圖1所示。橋面板厚度為280 mm，中跨梁高2.2 m，邊支點梁高為1.6 m，邊跨梁高線性過渡。如圖2所示，橋梁寬度為39.3 m，由6片槽形組合梁組成，其中梁間距為6.7 m。中支點頂板厚42 mm，底板厚26 mm，腹板厚14 mm；跨中頂板厚20 mm，底板厚14 mm，腹板厚12 mm。

圖1　組合槽形梁橋總體布置（單位：m）

圖2　組合梁橫斷面布置（單位：mm）

2　計算模型及裂縫計算方法

本文參照文獻[4]所做的計算假定：

（1）混凝土與鋼頂板之間的剪力連接件完好，不會發生破壞，能夠有效傳遞剪力。

（2）混凝土與鋼筋之間的黏結完好，兩者之間不發生滑移[4]。利用大型有限元軟件MIDAS Civil分別建立邊梁未開裂模型和開裂模型，如圖3所示，并考慮荷載橫向分布、車道橫向折減、二期恒載、支座沉降、整體升降溫及梯度溫度等作用。

在進行中支點橋面板裂縫計算時，《公路鋼結構橋梁設計規范》（JTG D64—2015）[5]規定混凝土橋面板的裂縫寬度參照《公路鋼筋混凝土及預應力橋涵設計規范》（JTG D62—2004）（后文簡稱為《公預規》）。

圖3　連續組合梁計算模型

提取未開裂模型中支點橋面板在短期組合下的軸力和彎矩，如圖4和圖5所示，得到Fx=10 919.9 kN,My=-211.7 kN·m，則偏心距 e=My/Fx=0.02 m，為橋面板厚度的1/140。由于偏心距很小，這里將中支點橋面板視為軸心受拉構件。

圖4　未開裂模型在短期組合下的橋面板軸力分布（單位：kN）

圖5　未開裂模型在短期組合下的橋面板彎矩分布（單位：kN·m）

該橋處于Ⅰ類環境，《公預規》[6]給出的裂縫寬度限值為0.20 mm，同時《公預規》也對混凝土橋面板裂縫寬度計算給出了以下公式：

式中：對于帶肋鋼筋，鋼筋表面形狀系數C1取1.0；C2是作用長期效應影響系數，C2=1+0.5×長期內力/短期內力；C3是與構件受力特性有關的系數，根據上文結果，這里將中支點橋面板視為軸力受拉構件，即C3=1.2；d是鋼筋直徑；ρ是配筋率，按照ρ=（As+Ap）/[bh0+（bf-b）hf]進行計算；σss表示鋼筋應力，軸力受拉構件的計算公式為σss=Ns/As，其中Ns是短期組合下的軸力，As是鋼筋面積。

3　結果分析

3.1　中支點頂板厚變化對裂縫寬度的影響

表1　中支點頂板厚變化對中支點裂縫寬度影響表

分別將邊中支點、中中支點頂板厚設置成32 mm、32 mm和42 mm、46 mm，提取短期組合和長期組合下中支點混凝土橋面板的軸力，并進行配筋做裂縫寬度大小計算，結果見表1。

通過分析表1可以看出，此橋邊中支點的裂縫比中中支點的裂縫略大；兩種不同中支點頂板厚度計算結果接近，中支點頂板厚度變化對中支點橋面板裂縫寬度影響非常小，且當中支點頂板厚度減小時，可以適當減小中支點橋面板所受軸力；當橋面板縱向配筋從22@100 mm增加到25@100 mm時，裂縫寬度從約0.23 mm降低到0.18 mm，可見增加縱向鋼筋配筋率，可以顯著降低裂縫寬度。

3.2　不同支座回落方式對鋼梁受力的影響

組合梁橋面板施工常采用工廠預制橋面板現場拼裝的方法，直徑d=25 mm的縱筋不僅彎起困難，而且不能滿足在橋面板厚280 mm的情況下不小于5d彎曲直徑的要求。為滿足構造要求以及節省材料造價，這里給出了四種不同支座回落的方式，以求在配置22@100 mm的配筋下，能將裂縫寬度限制在0.20 mm。四種不同的支座回落方式如圖6所示。

通過反復調試未開裂模型，為了能在中支點縱向配筋為22@100 mm條件下，將中支點混凝土裂縫限制在0.20 mm時的具體操作見表2。

在開裂模型中，選取數個鋼梁關鍵點：邊跨跨中上下緣、邊中支點上下緣、中跨跨中上下緣、中中支點上下緣。分析比較在基本組合下，回落方式對鋼梁應力的影響如圖7所示。

表2　不同支座回落方法的具體數值設置表

通過圖7中的數據對比分析，在不同支座回落方式下邊跨跨中鋼梁上緣應力在-180～-168 MPa，與支座無回落時的鋼梁應力-173 MPa差別不大，這是由于為了滿足寬厚比的構造要求，頂板厚為20 mm；對于邊跨跨中下緣，方法1和方法4的鋼梁應力達到了244 MPa，比無支座回落時的鋼梁應力211 MPa增加了33 MPa，而方法2的鋼梁應力只有193 MPa，相比無支座回落時的鋼梁應力減少了18 MPa；對于邊中支點上緣，方法2的鋼梁應力將達到265 MPa，比無支座回落增加了34 MPa，而方法1、3、4的鋼梁應力均比無支座回落時要小；對于邊中支點下緣，方法2的鋼梁應力將達到-260 MPa，比無支座回落增加了30 MPa，而方法1、3、4的鋼梁應力均比無支座回落時要小；對于中跨跨中上緣，由于因頂板寬度比的構造要求板厚達到20 mm，因此方法1～4的鋼梁上緣應力與無支座回落時的鋼梁應力差別不大；對于中跨跨中下緣，方法1～4的鋼梁下緣應力均比無支座回落時要大，其中方法3的鋼梁應力達到了272 MPa；對于中中支點上緣，方法1的鋼梁應力達到了291 MPa，方法3的鋼梁應力為300 MPa，遠遠大于無支座回落時的鋼梁應力240 MPa，而方法2、3的鋼梁應力要比無支座回落時要小；對于中中支點下緣，方法1的鋼梁應力達到了-283 MPa，方法4的鋼梁應力達到了-282 MPa，遠大于無支座回落時的鋼梁應力-236 MPa，而方法2、3的鋼梁應力要比無支座回落時要小。

3.3　不同支座回落方式對橋梁用鋼量的影響

為了能使不同支座回落方法下的鋼梁強度滿足規范要求，在開裂有限元模型中針對不同支座的回落方法進行了板厚調整工作，結果見表3。

表3　不同支座回落方式下的鋼梁板厚調整表　mm

方法1、4的中支點上緣應力達到近300 MPa，而邊中支點上緣應力僅為201 MPa，因此在板厚調整時，需要將板厚增加至68 mm和70 mm，而邊中支點上緣由于受力較小，僅需要配置28 mm和30 mm厚的板厚。顯然，方法1和方法4已然屬于是不合理的設計。

圖7　不同支座回落方式時鋼梁在基本組合下的應力（正值為拉應力，負值為壓應力）（單位：MPa）

圖8　不同支座回落方式下的鋼板用量指標、鋼筋用量指標、用鋼總量指標對比（單位：kg/m2）

方法1～4在中支點開裂區域橋面板配置22@100 mm的縱向鋼筋，無支座回落時在中支點區域橋面板配置25@100 mm的縱向鋼筋；方法1～4和無支座回落方法均在跨中區域橋面板配置12@100 mm的縱向鋼筋；在經過橋面板橫向計算之后，方法1～4和無支座回落配置了20@100mm的橫向鋼筋。

這里對四種支座回落方法和無支座回落的鋼板用量以及鋼筋用量進行了統計計算，得到了各種方法下鋼板、鋼筋用量指標，如圖8所示。

對比分析可知，方法1和方法3的鋼板用量指標約為208 kg/m2，比無支座回落的211.7 kg/m2減少3.7 kg/m2，而方法4的鋼板用量最大，達到了218.4 kg/m2。在鋼筋用量指標方面，由于方法1～4的支點縱向鋼筋直徑為22 mm，小于無支座回落的鋼筋直徑為25 mm，因此方法1～4的鋼筋用量與無支座回落時的用鋼總量差別不大。疊加鋼板用量指標和鋼筋用量指標，得到用鋼總量指標，其中方法4的用鋼總量最大，達到了320.1 kg/m2。而方法3的用鋼總量指標最低，為309.6 kg/m2，比支座無回落時降低了9.9 kg/m2。設鋼材價格為4 500元/t，該橋橋寬39.3 m，橋長154 m，當采用方法3時，鋼材材料成本可以降低 4 500×154×39.3×（319.5-309.6）/1 000≈27（萬元）。可見，通過合理的支座回落方法，可以降低橋梁工程造價。

4　結語

本文通過對一座（32+45+45+32）m的槽形組合梁橋進行四種支座回落方式的研究，對比分析了不同支座回落方式與無支座回落時的鋼梁受力以及材料用鋼量，得到了以下結論：

（1）中支點混凝土橋面板為偏心受拉構件，但是在短期組合下，偏心距僅為橋面板厚度的1/140，可以將中支點混凝土橋面板視為軸心受拉構件。

（2）中支點鋼梁頂板的板厚變化對中支點橋面板裂縫影響很小很小，且減小中支點頂板厚度可以略微減小中支點裂縫。

（3）先落邊中支座會使中中支點受力不利，先落中中支座會使邊中支點受力不利。

（4）支座回落與壓重相結合的施工工藝易引起支點受力不利，需謹慎使用。

（5）與無支座回落相比，三個支座同時回落不僅使中支點鋼梁上下緣應力減小，而且用鋼量也得到了減少，通過材料造價計算，方法3可以為該橋節約近27萬元的鋼材成本。但是三個支座同時下落，施工監控難度大，監控費用會有所增加。