連續-剛構組合梁橋結構設計及關鍵技術

韓 鋒，楊 華

（1.山西省交通規劃勘察設計院有限公司，山西 太原 030032；2.山西工商學院，山西 太原 030006）

隨著公路橋梁建設的快速發展，預應力混凝土連續梁體系橋得到了大范圍推廣應用[1]。從六十年代開始，出現了一種新型的將“T”型剛構與連續梁結合起來的連續-剛構體系，又稱墩梁連固的連續梁體系[2]。連續-剛構組合體系梁橋兼顧了連續梁橋和連續剛構橋的優點，摒棄了各自的缺點，在結構受力、使用性能等方面都具有一定的優越性[3]。本文以晉蒙黃河大橋主跨152 m長聯大跨連續-剛構組合梁橋為例，介紹了大橋的總體布置及上下部結構設計要點，對大橋設計關鍵技術進行了總結。

1 工程概況

晉蒙黃河大橋及引線工程起于河曲縣樓子營鎮科村，與已建的神池至河曲高速公路順接，止于內蒙古自治區鄂爾多斯市準格爾旗沙溝子村東，與大飯鋪至龍口高速公路順接，路線全長4.865 km。設計速度80 km/h，路基寬度為32 m，按雙向六車道設計，橋梁設計荷載等級為公路-Ⅰ級。黃河河道內設計橋高為43～57 m，橋下凈空不受橋型結構控制。項目區基本地震動峰值加速度0.05g。

初步設計階段，對擬定方案從結構形式、施工難度、養護維護、抗震、抗風、工期、造價、橋梁美學效果等角度進行了同深度比較。主跨152 m連續-剛構組合梁橋因橋型成熟、質量及耐久性易于保證、建設成本及后期養護費用可控、等跨徑跨越河道、視覺效果好等優勢，作為初步設計推薦的橋型方案。

圖1 項目地理位置圖

2 結構設計

2.1 總體設計

橋梁全長2 133 m，兩側引橋采用30 m、50 m預應力混凝土連續T梁，主橋采用跨徑152 m連續-剛構組合體系。主橋分為兩聯，第一聯為83 m＋4×152 m＋83 m，第二聯為83 m+3×152 m+83 m。第一聯自小樁號至大樁號方向依次是：邊跨→連續-剛構跨→剛構跨→連續-剛構跨→連續跨→邊跨；第二聯為邊跨→連續-剛構跨→剛構跨→連續-剛構跨→邊跨。

2.2 結構設計參數

a）汽車荷載 單幅橋計算車道數為三車道，車道折減系數0.67，沖擊系數0.05，汽車偏載系數1.15。

b）溫度荷載 合龍溫度設定在10℃ ～15℃，有效溫差：整體升溫25℃，整體降溫40℃；豎向梯度溫度：正溫差T1=14℃，T2=5.5℃，負溫差T1=-7℃，T2=-2.75℃。

c）不均勻沉降 主墩20 mm，交界墩、分聯墩10 mm。

d）風荷載 百年一遇基本風速32.7 m/s，橋面處運營風速取值25 m/s，風速重現期系數0.84。

e）汽車制動力 按聯長滿布汽車荷載總重力的10%計算。

f）支座摩阻力 球型鋼支座摩擦系數0.05。

g）流水壓力 橋墩形狀系數取1.3，設計流速2.08 m/s。

h）冰壓力 迎冰面形狀系數0.77，冰溫系數2.0，冰的抗壓強度取450 kN/m2，冰厚0.5 m。

i）箱梁橫向計算 橋面板分別按框架和簡支板兩種模式進行計算，考慮了箱室內外±5℃溫差效應。

j）橫隔板計算 考慮支座更換工況。

圖2 主橋總體布置圖（單位：m）

圖3 第一聯結構計算模型

2.3 主橋上部結構設計

主梁采用單箱單室箱型截面，頂板寬15.55 m，底板寬8 m，跨中梁高3.4 m，支點梁高9.5 m，主梁根部至跨中梁高按1.7次拋物線漸變[4]。

圖4 主梁典型橫斷面（單位：mm）

懸澆梁段頂板厚32 cm，底板厚由跨中32 cm漸變至根部90 cm，腹板厚由跨中50 cm漸變至根部70 cm。零號塊根據受力需要，頂板加厚至50 cm，底板加厚至120 cm，腹板加厚至105 cm。

2.4 主橋下部結構設計

如圖2所示，P8、P19為主引橋交界墩，P14為主橋分聯墩，為進一步釋放溫度力，P9、P12、P13、P15、P18為設置鋼球支座的連續墩，P10、P11、P16、P17為與主梁固結的剛構墩。

主墩均采用等截面矩形空心墩形式。連續墩縱橋向寬5 m，橫橋向寬10 m；剛構墩縱橋向寬4 m，橫橋向寬8 m，最大墩高43.5 m。主橋連續墩設速度鎖定器，縱向地震荷載作用下所有主墩均參與地震力分配[4]。

P8、P14、P19采用分離式承臺，厚度3 m，其余連續-剛構墩采用整體式承臺，厚度5 m。采用D200的鉆孔灌注群樁基礎，最大樁長60 m，按摩擦樁設計。為防止黃河泥沙沖刷樁基，河道中主墩在樁頂15 m長度范圍設永久性鋼護筒，迎水面設置破冰體[4]。

圖5 主橋橋墩斷面（單位：mm）

3 關鍵技術研究

3.1 關鍵技術點一 連續墩墩頂設速度鎖定裝置

如圖6a所示，在連續-剛構組合體系下，圖6地震力主要由兩個剛構墩承擔，存在剛構墩截面尺寸較小，承載力不足以抵抗地震力，而連續墩的承載力沒有得到利用等問題。為了解決這些問題，在連續墩墩頂設速度鎖定裝置，地震來臨時，連續墩被鎖定，變為固定墩，參與地震力分配，如圖6b所示，各墩承擔彎矩較均勻[5]。

圖6 縱向地震力引起的結構彎矩圖

表1 速度鎖定器設置與否結構動力特性對比

連續墩剛度較大，分擔了較多的地震力，其承載力得以發揮；剛構墩承受彎矩得以減弱，橋梁安全儲備得到提高；通過在橋梁結構中設置減隔震裝置，改變結構的動力特性（固有周期、阻尼），減小了地震激勵，從而減小結構的地震反應。為了使地震作用合理分布，除最矮P18，其余連續墩均在墩頂中心處設置速度鎖定器。

3.2 關鍵技術點二 先剛構跨后連續跨合攏順序

對于多跨長聯的連續-剛構橋型，張拉底板鋼束時，二次效應會使相鄰孔跨底板產生拉應力，對此優先合攏底板壓應力儲備需求較小孔跨，后合攏需求較大孔跨，后者壓應力儲備大于前者，運營狀態下全橋底板應力達到較均勻水平[6]。優先合攏剛度較大的剛構跨，再合攏剛度較小的連續跨，主橋第一聯合攏順序為：第3跨→第2跨→第4跨→第1、6跨（邊跨）→第5跨；主橋第二聯合攏順序為：第3跨→第2跨→第4跨→第1、5跨（邊跨）。相比傳統的先邊跨后中跨的合攏順序，可以增大連續跨底板應力，減小剛構跨底板應力，應力水平趨于均勻[6-8]。

表2 不同合攏順序下跨中截面下緣壓應力 MPa

圖7 第一聯合攏工序示意

采用先合攏剛度較大的剛構跨，再合攏剛度較小的連續跨，對壓應力儲備較高要求的第4跨，成橋狀態下緣應力增加0.44 MPa，短期效應增加0.21 MPa；對壓應力儲備要求最小的第2跨，成橋狀態下緣應力減小1 MPa，短期效應減小0.87 MPa。

4 結構計算

4.1 上部主梁靜力計算

上部主梁靜力計算分析表明，結構承載能力均大于內力設計值，主梁抗彎、剪、扭承載力滿足規范值。

圖8 第一聯設計彎矩與正截面抗彎承載能力包絡圖

在短期組合下，正截面抗裂計算第一聯橋主梁上緣最大法向拉應力為-0.25 MPa，下緣最大法向拉應力為-1.02 MPa；第二聯橋主梁上緣最大法向拉應力為-0.22 MPa，下緣最大法向拉應力為-1.02 MPa，均不出現拉應力。斜截面抗裂中，第一聯橋主梁最大主拉應力為1.08 MPa，第二聯橋主梁最大主拉應力為1.01 MPa，均滿足現行規范要求。

彈性組合下，正截面壓應力計算第一聯橋主梁上緣最大法向壓應力為-17.08 MPa，下緣最大法向壓應力為-16.32 MPa；第二聯上緣最大法向壓應力為-16.80 MPa，下緣最大法向壓應力為-15.58 MPa，滿足現行規范要求。斜截面壓應力計算第一聯橋主梁的最大主壓應力為-17.08 MPa，第二聯橋主梁的最大主壓應力為-16.80 MPa。

4.2 穩定性計算

本橋為預應力連續-剛構組合體系，在橋墩和橋墩與主梁連接處存在差異。從可能出現的最不利荷載，考慮3種最不利荷載組合[9-10]。

a）工況1 處于最大懸臂澆筑階段，未出現大風。

b）工況2 最大懸臂狀態，邊跨未合攏，出現橫向大風。

c）工況3 最大懸臂狀態，邊跨未合攏，出現縱向大風。

表3 最大懸臂狀態穩定計算

計算結果表明，在最大懸臂狀態各工況的最小穩定安全系數相差很小，風荷載對穩定影響不顯著。這是由于橋墩高度較低，上部結構自重大，起控制穩定作用。

5 結語

通過研究，本文得出結論如下：

a）結合實際地形條件，晉蒙黃河大橋采用主跨152 m連續-剛構組合梁橋型等跨徑跨越黃河，采用成熟的懸臂法施工工藝；橋梁受力性能好，結構剛度大。隨著工程建設需求的多元化發展，受地形、跨度、凈空等因素制約，該橋型具有較大競爭優勢。

b）大跨、長聯連續-剛構組合梁橋，連續墩設置速度鎖定器可充分利用其剛度大的特點，分擔更多地震力，使其承載力得以發揮；從而減弱剛構墩承受彎矩，橋梁安全儲備得到提高。

c）大跨、長聯連續-剛構組合梁橋，張拉底板鋼束時，二次效應使相鄰孔跨底板產生拉應力，可優先合攏底板壓應力儲備需求較小孔跨，后合攏需求較大孔跨，從而運營狀態下全橋底板應力達到較均勻水平。