大跨度斜拉橋輕型組合橋面方案設計與仿真分析

盛 捷

(廣東省交通規劃設計研究院股份有限公司 廣州 510507)

1 工程概況

某斜拉橋是一座大跨度正交異性板加勁鋼箱梁與PC箱梁混合結構半懸浮彈性體系斜拉橋，長906 m(其中鋼箱梁部分長718 m)，主跨518 m，主塔塔身高148 m，跨徑組成為：2×47 m(PC箱梁)+100 m(鋼箱梁)+518 m(鋼箱梁)+100 m(鋼箱梁)+2×47 m(PC箱梁)，見圖1，橋面總寬30.35 m。鋼箱梁節段間用螺栓連接，鋼箱梁標準段長12 m。鋼箱梁頂板厚12 mm，U形加勁肋間距600 mm，厚度8 mm，橫隔板間距3 m，橫隔梁間距6 m，屬于我國早期10余座大跨徑鋼箱梁橋的典型代表之一。

圖1 大橋立面圖(單位：m)

近年來，該斜拉橋的鋼橋面鋪裝表面出現嚴重車轍、推移，并伴隨諸多裂縫，局部出現坑槽、泛油等病害。雖然橋梁養護單位已對橋面進行局部維修，但維修后的路面效果不佳，病害無法得以根除，而且大部分維修路段再次出現病害，極大影響了車輛的正常運行。

為此，針對該斜拉橋橋面整體剛度不足、交通量大、重車及超載重車多、橋面縱坡大、鋼橋面溫度高等特點，設計采用鋼-STC輕型組合橋面方案對該斜拉橋鋼橋面進行維修加固。

2 方案設計

設計采用鋪裝方案：SMA+STC輕型組合橋面結構。橋面鋪裝設計總厚度80 mm，結構組成為35 mm瀝青混凝土(SMA)+45 mm超高韌性混凝土(STC)。

2.1 標準段STC設計

塔根范圍40 m梁段STC層為5.0 cm，其他梁段STC層為4.5 cm。

STC層橫橋向鋼筋位于上層，凈保護層厚度為15 mm，橫向間距受螺栓帶影響，采用50，30 mm 2種間距?？v橋向鋼筋位于下層，與橫向鋼筋形成緊密鋼筋網，縱向間距采用37.5 mm，縱、橫向鋼筋直徑為10 mm，均采用HRB400鋼筋，見圖2。

圖2 4.5 cm厚STC結構圖 (單位：mm)

剪力釘高度為35 mm，直徑為13 mm，橫向布置采用14，16 cm 2種間距，縱向布置為15 cm，剪力釘焊接處均避開原鋼箱梁縱、橫肋。

2.2 螺栓帶STC設計

由于螺栓帶為應力集中部位，在長期車輛荷載的反復作用下，部分螺栓會出現延遲斷裂。雖然高強度的STC鋪裝層能在一定程度降低螺栓帶的應力，減少螺栓延遲斷裂現象，但是無法完全避免。因此設計需充分考慮螺栓帶處STC層中鋼筋網的布置及斷裂螺栓的更換問題。

根據郭程、邵旭東[1]對橋面結構中螺栓連接帶的彎拉受力性能研究成果：采用當前設計方案，將STC層中部分縱向受拉鋼筋與拼接鋼板在螺栓連接帶兩側接頭區域局部焊接，可有效降低螺栓連接帶區域STC層最先開裂的風險。

大橋螺栓帶連接板厚度分12，16 mm 2種厚度。16 mm連接板位于塔根附近處梁段，該區域STC層厚度為50 mm，12 mm連接板區域STC層厚度為45 mm。橫向間距受螺栓帶影響，采用50，30 mm 2種間距。縱橋向鋼筋位于下層，縱向鋼筋間距為50，30 mm 2種，部分縱向鋼筋與連接板單面焊接，縱、橫向鋼筋直徑為10 mm，均采用HRB400鋼筋，見圖3。

圖3 螺栓帶STC結構圖 (單位：mm)

螺栓帶附近剪力釘進行加密，縱向間距由15 cm加密至8 cm。

2.3 縱橫向施工縫設計

不同時間澆筑銜接處會出現STC接縫，由于接縫處STC中的鋼纖維不連續，抗裂強度將被削弱，因此，需對接縫處做強化處理，設計采用S形加強鋼板，見圖4，S形加強鋼板設置在橋幅中心線處，厚度為10 mm，加強鋼板與鋼橋面面板通過角焊連接。

圖4 STC接縫處S形加強鋼板布置示意

3 計算方案

正交異性鋼橋面不僅作為橋面系直接承受車輪荷載的作用，還作為主梁的一部分參與主梁共同受力，其力學行為十分復雜。為便于分析，傳統的簡化分析方法是將正交異性鋼橋面的受力分為3個體系：主梁體系、橋面體系及蓋板體系。其中主梁體系考慮總體荷載效應，對應采用midas軟件進行全橋模型計算；橋面體系及蓋板體系考慮局部荷載效應，對應采用ANSYS進行節段模型計算。最終將3個體系計算所得應力疊加，即視為正交異性鋼橋面的最終設計計算應力。

3.1 全橋整體計算

整體計算選用midas Civil 2012，采用三維空間有限元模型計算，不考慮施工過程，僅考慮成橋狀態。全橋共計2 887個節點， 2 604個單元，見圖5。

圖5 全橋有限元模型

主要計算結果如下。

1) 鋼主梁應力。運營狀態下STC組合橋面鋼箱梁的應力分布見圖6。由圖6可見，鋼箱梁中的最大壓應力約為141.3 MPa，最大拉應力為111.3 MPa。

圖6 鋼箱梁最大應力(單位：MPa)

2) STC層應力?；钶d作用下組合橋面STC層的應力分布見圖7。由圖7可見，STC層的最大壓應力約為6.96 MPa，最大拉應力為4.88 MPa，此即主梁體系計算所得應力。

圖7 活載下STC層最大應力(單位：MPa)

采用輕型組合橋面，鋼主梁及活載下STC層應力均滿足設計要求，與原鋪裝方案相比，輕型組合橋面幾乎不會對大橋的整體受力產生影響。

3.2 梁段局部計算

1) 模型基本信息。采用ANSYS軟件建立節段模型進行計算，該模型縱向取12 m標準梁段(4跨橫隔板長度)。同時，為降低計算規模，橫橋向采用了半幅箱梁結構，模型中未考慮風嘴等次要部分。模型見圖8。

圖8 節段有限元模型

有限元模型中鋼箱梁均采用板殼單元SHELL63單元模擬，STC采用實體單元SOLID45單元模擬。具體材料參數見表1。

表1 計算模型基本信息

模型的邊界條件為：在節段梁端面處，約束鋼箱梁的縱向平動自由度和繞豎軸與橫軸的轉動自由度，以近似反映該箱梁為橋跨內的梁段；在道路中心線截面采用橫向對稱約束；在有拉索位置的斜腹板端部約束其豎向平動自由度，以近似反映拉索的約束作用。

2) 主要應力關注點。由于鋼橋面板應力分布的局部性較強，縱橫向影響線較短，故計算時可忽略多車效應[2-3]。同時，由于標準車的中、后軸軸距較大(相距7 m)，故可忽略中、后車軸之間的疊加效應，而只采用標準車的后軸進行加載，單輪重為70 kN，車輪著地面積為200 mm×600 mm

(縱橋向×橫橋向)，局部加載時沖擊系數取為1.3。計算中將重點關注以下應力點，參考相關文獻計算方法[4-5]：

①STC層拉應力，包括橫橋向拉應力和縱橋向拉應力，如圖9～圖12所示，圖中STC-1～STC-4均為關注位置。

圖9 縱隔板頂面-橫梁中間位置

圖10 U肋頂面-橫梁中間 圖11 U肋頂面-橫梁斷面 圖12 橫隔板頂面

②鋼橋面結構局部應力，包括正交異性鋼橋面中主要構件及構造細節處應力。如圖13～圖15所示，其中，OSD-1為鋼面板非焊接位置；OSD-2為鋼面板與U肋焊接處附近的鋼面板位置；OSD-3為鋼面板與U肋焊接處附近的U肋位置；OSD-4為U肋與橫隔板焊接處附近的U肋位置；OSD-5為U肋與橫隔板焊接處附近的橫隔板位置；OSD-6為橫隔板弧形缺口處；OSD-7為U肋底部對接焊縫處。

圖13 鋼箱梁縱向跨中 圖14 鋼箱梁縱向立面 圖15 鋼箱梁橫隔板斷面

3) 主要計算結果

①STC層拉應力見表2。

表2 STC層拉應力結果匯總表 MPa

計算結果表明，STC層的最大拉應力為9.06 MPa，出現在縱橋向。與主梁體系STC層拉應力4.88 MPa疊加，STC層頂面縱橋向最大設計計算應力為13.94 MPa，小于名義開裂應力26.7 MPa[6]，滿足設計要求。

②鋼橋面結構局部應力。采用STC組合橋面后，鋼橋面結構局部應力較原鋪裝方案均有一定程度降低，如表3所示，對原鋼橋面受力改善顯著。

表3 應力降幅結果匯總表

4 結語

該橋鋼橋面施工于2016年8-11月進行，施工過程順利。目前大橋的橋面系運營狀態良好。

由該實例可知：

1) 與原鋪裝方案相比，輕型組合橋面幾乎不會對大橋的整體受力產生影響，方案具有可施工性，施工過程順利。

2) 在不利荷載組合下，STC層頂面中最大拉應力為13.94 MPa，遠小于名義開裂應力26.7 MPa，完全滿足設計要求。

3) 輕型組合橋面對原鋼橋面受力改善顯著，局部構造細節最大降幅達84.6%，有利于延長鋼橋面使用壽命，滿足結構使用要求。