大跨預應力混凝土變截面斜交連續梁橋設計

陳輝

（上海市政工程設計研究總院(集團)有限公司，上海市 200092）

1 工程概況

南河大橋為眉山市環天府新區快速通道工程中的一座大橋，工程連接青龍鎮工業大道與觀寺鎮三岔湖旅游環線。大橋所跨越之南河為規劃Ⅶ級航道，橋位處通航凈寬90 m，凈高4.5 m，最高通航水位440.77 m，設計洪水頻率為百年一遇。場地地震動峰值加速度為0.10g，地震基本烈度7度。

2 總體布置

主橋上部結構采用75 m+125 m+75變高度預應力混凝土連續箱梁，橋面總寬44.5 m。橫向分上下行雙幅布置。為滿足通航與行洪要求，主橋小樁號側邊墩和中墩需斜交布置，其中Pm09中墩采用斜交正做錯墩布置，Pm08邊墩采用斜交布置，斜交角度12°。錯墩后左幅橋跨徑布置為76.35 m+126 m+75 m，右幅橋跨徑布置為73.65 m+124 m+75。圖1為南河大橋主橋立面布置（以左幅為例）。

圖1 南河大橋主橋立面布置圖（單位：m）

3 主梁構造

主梁中支點梁高7.5 m（高跨比1/16.7），邊支點和跨中梁高3.0 m（高跨比1/42），中跨跨中梁底平直段長2.0 m，邊跨端部梁底平直段長11.6～14.3 m，梁高沿順橋向按二次拋物線線形變化。主梁分上下行雙幅布置，單幅寬22.25 m。主梁截面為單箱雙室直腹板箱型截面，頂板寬22.09 m，底板寬14.29 m，頂板外側留0.15 m寬與防撞護欄一同澆筑。箱梁頂底板均設置2%單向橫坡。

箱梁頂板沿橫橋向變厚度：挑臂端部厚20 m，挑臂根部厚55 cm，箱室中部厚26 cm。底板厚度由跨中處的30 cm按二次拋物線變化至中支點根部的90 cm。腹板厚度由跨中處的40 cm按線性變化至中支點處的100 cm。箱梁頂板橫向挑臂長度3.9m。在支點處設置橫梁，其中中支點橫梁寬度為2.5 m，Pm11邊支點橫梁寬度1.5 m；Pm08邊支點由于斜交導致橫梁跨度增大，該橫梁寬度采用1.6 m。箱梁中跨跨中處設置橫隔板。結構材料采用C55混凝土，典型斷面見圖2。

箱梁采用懸臂澆筑施工，其中0#段長度為13 m，其他懸澆節段長3.0～4.0 m（單側懸臂共分為16個懸澆節段），合龍段長2.0 m，邊跨現澆段長10.6～12.3 m。

4 預應力布置

上部結構箱梁采用三向預應力體系。縱向、橫向預應力鋼束均采用高強度低松弛預應力鋼絞線（鋼絞線直徑15.24 mm，抗拉強度fpk=1 860 MPa）。箱梁頂、底板縱向鋼束采用12-15.2鋼絞線束，其中墩頂處頂板束共計96束，中跨跨中底板束共計68束.為保證在剪力滯效應影響下發揮最大作用，頂底板鋼束均布置于頂底板有效寬度范圍之內。腹板鋼束采用9-15.2鋼絞線束，每道腹板內橫向布置雙排，鋼束中心至腹板側邊緣維持12 cm間距，并通過橫彎錨固于腹板中心線處。腹板束共計90束。豎向預應力采用精軋螺紋鋼筋，抗拉強度fpk=785 MPa，布置于腹板內，在頂板上進行單端張拉，縱向標準間距0.5 m。為改善橋面板受力，箱梁頂板設置橫向預應力，采用3-15.2鋼絞線束，縱向標準間距0.5 m，采用兩端張拉。箱梁預應力鋼束斷面見圖3。

圖2 箱梁橫斷面布置圖（單位：cm）

圖3 縱向預應力鋼束斷面布置圖

5 縱向應力驗算

采用midas Civil（8.3.2）軟件對主梁進行縱向靜力分析，按全預應力構件計算。按照主梁懸臂施工順序，將計算模型劃分為57個施工階段，對施工、運營階段受力進行模擬計算。計算過程中考慮的荷載包括自重、預應力、施工臨時荷載（掛籃、壓重等）、汽車荷載、溫度荷載、支座不均勻沉降、收縮徐變（包括收縮徐變引起的預應力損失）等，并考慮了施工過程中體系轉換的影響。主梁有限元計算模型見圖4。

圖4 主梁有限元計算模型

對全預應力混凝土構件，在作用短期效應組合下，混凝土正截面不出現拉應力；在作用標準值效應組合下，混凝土正截面的壓應力不大于0.5fck=17.75 MPa。本橋主要截面應力控制遵循以下原則：（1）對跨中截面，由于存在預應力錨固、錨塊剛度突變等情況，箱梁截面局部應力會大于桿系模型計算結果。根據以往經驗，跨中截面在作用短期效應組合下需保留2～3 MPa壓應力儲備；在作用標準值效應組合下壓應力應留有4 MPa左右富余空間，即最大壓應力按不大于13.75 MPa控制。（2）對中支點截面，由于不存在前述導致應力集中的情況，且計算時未考慮支點負彎矩削峰，因此應力以滿足規范要求為控制標準。

根據有限元模型計算結果，主梁關鍵截面應力驗算結果見表1。主梁應力計算結果符合預定的應力控制原則。

表1 主梁關鍵截面應力驗算結果

6 箱梁橫向框架驗算

箱梁為單箱雙室截面，箱梁橫向框架采用橋梁博士V3.5版進行計算。取跨中截面1.0 m寬箱梁結構建立框架模型，在每道腹板位置設豎向支撐，頂板、腹板和底板均采用梁單元模擬。計算荷載考慮恒載（框架自重及二期）、車輛荷載、體系升降溫、頂板梯度升降溫等，同時考慮箱室內外溫差效應（頂底板及邊腹板內外邊緣溫差按±5℃考慮）。計算模型見圖5。

圖5 箱梁橫向框架計算模型

箱梁頂板按A類預應力混凝土構件設計。根據頂板內力分布，基本組合下頂板挑臂根部負彎矩達到767 kN·m，而箱室范圍內的頂板正彎矩只有60 kN·m，因此頂板橫向預應力采用直線布置，鋼束中心距離頂板上緣9 cm。根據計算結果，頂板在短期效應組合下最大拉應力為0.91 MPa＜ftk=1.92 MPa，挑臂根部最大抗彎承載能力795kN·m＞767 kN·m，滿足規范要求。

箱梁腹板和底板按鋼筋混凝土構件設計。由于邊腹板內側和中腹板兩側在最不利工況下承載能力不足，在原有腹板箍筋基礎上，邊腹板內側和中腹板兩側各增設一根?16 mm豎向鋼筋。增設鋼筋后，腹板和底板截面承載力滿足要求，最大裂縫寬度0.17 mm，滿足規范要求。腹板增設鋼筋見圖6。

圖6 箱梁腹板增設鋼筋示意

7 梁端斜交相關問題處理

南河大橋Pm08邊墩采用斜交布置，斜交角12°。主梁懸澆段和邊跨合攏段均采用正交節段，Pm08墩側的邊跨現澆段端橫梁采用斜交布置。為驗證箱梁端部斜交導致的左右側腹板受力不均勻程度，設計過程中分別采用單梁模型和梁格模型進行計算。根據計算結果，當邊跨底板預應力束橫向對稱布置時，梁格模型銳角側和鈍角側腹板下緣短期效應組合最小壓應力分別為2.1 MPa和3.2 MPa，與單梁模型計算的截面下緣最小壓應力2.6 MPa僅相差0.5 MPa左右。可以認為，箱梁端部斜交12°對箱梁橫向受力不均勻性影響較小，邊跨底板預應力束橫向對稱布置可以滿足要求。

對于常規斜交梁橋，斜交支承處的反力分布不均勻，鈍角側的支反力會比正交梁橋大，而銳角側的支反力較小甚至出現負反力[3]。南河大橋Pm08墩橫向設置雙支座，支反力計算結果見表2。

表2 斜交梁端支反力匯總

從表2可知，在成橋狀態和標準組合下，單梁模型和梁格模型計算的銳角側支反力均大于鈍角側支反力。這是由于懸臂澆筑施工方法使得結構大部分自重反力集中在中支點，邊支點自重支反力只占中支點的1/10左右[2]（南河大橋成橋自重反力為邊支點9 163 kN，中支點94 300 kN）；雖然自重工況下梁端鈍角側支反力大于銳角側，但反力絕對值較小；在邊跨合攏段預應力鋼束的二次效應作用下，會使銳角側支反力增大、鈍角側支反力減小，且變化幅度相對較大（見表3）。因此，成橋狀態下銳角側支反力大于鈍角側支反力。這種異于常規斜交橋受力規律的現象需要在以后類似工程設計過程中引起注意。

表3 斜交梁端支反力分項計算結果

8 結語

本文通過對大跨徑預應力混凝土懸臂澆筑斜交連續梁橋的總體布置、主梁構造、預應力布置、箱梁縱橫向受力、斜交端部支反力分配等問題進行總結與探討，可以為后續同類型橋梁設計提供一定參考。