鋼混組合梁負(fù)彎矩區(qū)橋面板抗裂措施計算分析

李劍鸞

（安徽省交通規(guī)劃設(shè)計研究總院股份有限公司公路交通節(jié)能環(huán)保技術(shù)交通運輸行業(yè)研發(fā)中心，安徽 合肥 230088）

1 引言

近20年來，我國鋼混組合梁橋進(jìn)入了快速發(fā)展時期。隨著鋼混組合梁橋的廣泛使用，對該結(jié)構(gòu)形式的優(yōu)化和不利受力行為的研究也顯得更加重要和緊迫。鋼混組合梁橋是指將鋼梁與混凝土橋面板通過抗剪連接件連接成整體并共同受力的橋梁結(jié)構(gòu)形式，它不僅充分發(fā)揮混凝土受壓、鋼受拉的力學(xué)性能，而且結(jié)合了鋼結(jié)構(gòu)和混凝土結(jié)構(gòu)各自在施工、橋面鋪裝、耐久性和經(jīng)濟(jì)性等方面的優(yōu)點。

鋼混組合連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)形式通常在墩頂負(fù)彎矩區(qū)會造成橋面板受拉、鋼梁受壓的不利受力行為，影響結(jié)構(gòu)的適用性和耐久性。混凝土抗拉強度很小，對拉應(yīng)力非常敏感。在組合梁橋工程實踐中，配置預(yù)應(yīng)力鋼筋法、橋面板滯后鋪設(shè)法、支座頂升法、跨中壓重法等施工措施對減小組合連續(xù)梁橋墩頂橋面板拉應(yīng)力都有一定的效果。在我國已建成的典型組合梁橋中，上海長江大橋、港珠澳大橋和武漢二七長江大橋均采用橋面板滯后鋪設(shè)和支座頂升等來降低橋面板負(fù)彎矩區(qū)中的拉應(yīng)力，杭州九堡大橋和長沙福園路大橋采用橋面板滯后鋪設(shè)和體外預(yù)應(yīng)力法來降低負(fù)彎矩區(qū)中的拉應(yīng)力。

該文以城市立交橋中的一聯(lián)鋼混組合連續(xù)梁為例，采用大型有限元軟件ALGOR建立全橋三維有限元模型，計算并分析了兩種常用的橋面板抗裂施工措施及其適用性。

2 研究背景

一聯(lián)四跨雙車道鋼混組合連續(xù)梁，跨徑布置為4×25m，全長100m；橋面板采用C40鋼筋混凝土，鋼梁采用新型腹板內(nèi)傾式U形梁，墩頂鋼梁內(nèi)底板沿支座中心線左右各澆筑1m段混凝土；組合橋梁中心線處梁高1.5m，其中鋼梁高1.25m，混凝土橋面板厚0.25m，混凝土橋面板和鋼梁通過栓釘連接；橋面寬為10.5m。橋型縱向布置圖如圖1所示。

圖1 橋梁縱向布置（cm）

鋼梁采用Q345qC鋼材，內(nèi)傾式腹板厚16mm（墩頂部分長度增加至24mm），腹板加勁肋采用三道縱向板肋，板厚12mm，板寬150mm；鋼梁底板寬為4.08m，板厚為14mm（墩頂部分長度增加至20mm），底板加勁肋采用U肋，壁厚6mm，高260mm。鋼梁橫隔板標(biāo)準(zhǔn)間距為4.2m，外伸翼緣（板厚12mm）與鋼梁采用φ140mm壁厚18mm鋼管斜撐連接，并在局部增設(shè)加勁肋。組合梁橫斷面如圖2所示。

圖2 組合梁橫斷面（mm）

預(yù)制橋面板采用等截面板，由預(yù)制板、縱向濕接縫和橫向濕接縫三部分組成。預(yù)制板在現(xiàn)場吊裝擱置于鋼梁上，板塊間的縱向濕接縫和梁端間的橫向濕接縫在工地現(xiàn)場澆筑。標(biāo)準(zhǔn)梁段橋面板標(biāo)準(zhǔn)厚度為25cm。正彎矩區(qū)段采用C40混凝土板，墩頂負(fù)彎矩區(qū)采用聚乙烯醇（PVA）纖維增強混凝土板，現(xiàn)澆濕接縫采用C40微膨脹混凝土。

3 空間有限元的建立和計算荷載

運用大型有限元軟件Algor 2010建立全橋三維組合有限元模型。混凝土土橋面板采用實體單元模擬，鋼梁、橫隔板、外伸翼緣、斜撐鋼管和板肋等采用板殼單元模擬。建模中忽略混凝土板與鋼梁間的滑移，認(rèn)為剪力連接件可靠有效，采用混凝土板實體單元與鋼梁上緣板殼單元共節(jié)點方式、默認(rèn)粘合接觸模擬。所建全橋模型共有167957個單元，如圖3和圖4所示。

圖3 全橋有限元模型

圖4 鋼梁有限元模型

3.1 二期恒載

二期恒載主要考慮橋面鋪裝、護(hù)欄等附屬構(gòu)件的自重荷載。每側(cè)護(hù)欄共計4.5kN/m，瀝青鋪裝為194.5kN/m。

3.2 基礎(chǔ)變位

不均勻沉降取5mm，按最不利組合。有限元模型中采用支座強迫位移法模擬實現(xiàn)。

3.3 溫度作用

鋼梁和混凝土橋面板按整體升溫27°C，整體降溫-24°C施加。

溫度梯度按照《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》（JTG D60-2015）規(guī)定的模式施加。混凝土板梯度升溫16.4°C，鋼梁梯度升溫2.97°C；混凝土板梯度降溫8.2°C，鋼梁梯度降溫1.35°C。

3.4 汽車荷載

采用公路-I級荷載。空間有限元模型中按最不利影響線加載，如圖5所示。

圖5 各工況下汽車荷載影響線加載

4 皮爾格林步驟法鋪設(shè)橋面板的有限元計算模擬

在鋼梁上架設(shè)中，先鋪設(shè)邊跨跨中附近部分長度預(yù)制板并澆筑其與鋼梁連接的接縫混凝土，使兩者共同受力；再鋪設(shè)相鄰跨跨中附近部分長度預(yù)制板并澆筑其與鋼梁連接的接縫混凝土；再鋪設(shè)上述兩相鄰跨中間支點部分長度預(yù)制板并澆筑其與鋼梁連接的接縫混凝土；依此道理，先施工下一跨跨中附近部分長度橋面板，再鋪設(shè)下一個中間支點部分長度橋面板，此方法稱作皮爾格林步驟法（Pilgrim Step Method）。皮爾格林步驟法的實質(zhì)是中間支點附近的混凝土橋面板滯后施工，由此可以使中間支點附近的橋面板拉應(yīng)力有所減小，甚至可以降低配筋率，具有良好的經(jīng)濟(jì)性，但也會造成橋面板的施工不連續(xù)。

本組合連續(xù)梁橋采用皮爾格林步驟法施工鋪設(shè)橋面板，中間支座前后各4.2m的橋面板相對滯后鋪設(shè)，施工順序如圖6所示。在有限元數(shù)值模擬中，鋪設(shè)預(yù)制橋面板時，混凝土板與鋼梁上翼緣接觸面僅有豎向約束；澆筑濕接縫時，約束其三向自由度，第一階段先施加澆筑區(qū)混凝土濕重作用，第二階段則賦予其剛度。由分析結(jié)果可知，該施工過程模擬符合真實結(jié)構(gòu)施工過程和受力要求，反映施工工程中結(jié)構(gòu)剛度的變化。有限元模型如圖7所示。

圖6 皮爾格林步驟法施工橋面板順序

圖7 支點橋面板滯后施工法有限元模型

為比對支點橋面板滯后施工對組合連續(xù)梁橋負(fù)彎矩區(qū)橋面板拉應(yīng)力影響，分別計算了一次成橋狀態(tài)和支點橋面板滯后施工的成橋狀態(tài)下橋面板的應(yīng)力。兩種方法的橋面板應(yīng)力如表1所示，應(yīng)力云圖分別如圖8和圖9所示。

兩種施工方法橋面板拉應(yīng)力 表1

圖8 一次成橋橋面板應(yīng)力

圖9 支點橋面板滯后施工橋面板應(yīng)力

由表1可知，一次成橋施工2號支點和3號支點橋面板上緣分別產(chǎn)生拉應(yīng)力5.9MPa和4.4MPa；采用支點橋面板滯后施工，在二期恒載作用前，2號支點和3號支點橋面板上緣分別產(chǎn)生拉應(yīng)力0.1MPa和0.2MPa，一定程度上降低了負(fù)彎矩區(qū)橋面板的拉應(yīng)力水平，但是在二期恒載作用后仍然有拉應(yīng)力1.3MPa和1.0MPa。

5 支座升降法和皮爾格步驟法鋪設(shè)橋面板的有限元計算模擬

支座升降法是將鋼主梁在中間支座上預(yù)頂一定高度，待鋪設(shè)墩頂混凝土橋面板并與鋼主梁結(jié)合后，回落支座至設(shè)計高度，從而使負(fù)彎矩區(qū)混凝土板獲得一定的預(yù)壓應(yīng)力。

由于溫度、汽車等活荷載的作用，只考慮橋面板滯后結(jié)合還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠，負(fù)彎矩區(qū)橋面板還需儲備一定的壓應(yīng)力，使其部分或完全抵消永久荷載和活荷載作用下橋面板在負(fù)彎矩區(qū)產(chǎn)生的拉應(yīng)力。

經(jīng)方案綜合比較分析，該組合梁橋采用支座升降法以實現(xiàn)負(fù)彎矩區(qū)橋面板預(yù)壓應(yīng)力。在有限元數(shù)值模擬中，采用支座強迫位移法模擬支座的頂升與回落。由計算分析，施工中支座升降方案如表2所示。

支座升降法施工方案 表2

該橋采用橋面板滯后鋪設(shè)與支座升降結(jié)合的施工措施，結(jié)合圖6，橋面板施工步驟如下：

①先鋪設(shè)1號段與3號段橋面板并澆筑相應(yīng)濕接縫使之與鋼梁結(jié)合，后頂升2號支座，待鋪設(shè)2號段橋面板并與鋼梁結(jié)合后，再回落2號支座；

②鋪設(shè)5號段橋面板并使之與鋼梁結(jié)合，后頂升3號支座，待鋪設(shè)4號段橋面板并與鋼梁結(jié)合后，回落3號支座；

③鋪設(shè)7號段橋面板并使之與鋼梁結(jié)合，后頂升4號支座，待鋪設(shè)6號段橋面板并與鋼梁結(jié)合后，回落4號支座。

考慮到活荷載對橋面板應(yīng)力水平的影響，該組合梁橋采用支點橋面板滯后施工與支座升降結(jié)合的施工措施，以實現(xiàn)支點橋面板儲備預(yù)壓應(yīng)力的目的。由數(shù)值分析計算，采取支座升降措施前后橋面板與鋼梁應(yīng)力對比見表3。

有無支座頂升措施橋面板與鋼梁計算應(yīng)力 表3

由表3可看出，采取上述支座頂升措施，能給2號支點處和3號支點處的橋面板上緣分別帶來6.6MPa和6.2MPa的預(yù)壓應(yīng)力，而跨中截面增加的壓應(yīng)力較少，從而證明支點升降法對于負(fù)彎矩區(qū)橋面板施加預(yù)應(yīng)力是有效的，對于其他部位造成的影響甚小。

由表3可看出采用支點升降措施后，鋼梁頂升前后應(yīng)力變化較大。鋼梁邊跨跨中截面施加頂升措施后上翼緣壓應(yīng)力幾乎無變化，底板拉應(yīng)力增加34%；2號支點處鋼梁腹板上翼緣拉應(yīng)力增加126%，底板壓應(yīng)力減少10%；中跨跨中截面鋼梁上翼緣和底板的壓應(yīng)力和拉應(yīng)力分別增加15%和138%；3號支點處鋼梁腹板上翼緣拉應(yīng)力增加了126%，底板壓應(yīng)力則變幅較小。由圖10可看出鋼梁上翼緣拉應(yīng)力增幅較高區(qū)段位于支點處左右各4.2m范圍內(nèi)。

圖10 支座升降后成橋狀態(tài)下鋼梁應(yīng)力

由計算結(jié)果分析可知，該組合梁橋采用支座升降施工措施，能很好地實現(xiàn)負(fù)彎矩區(qū)混凝土橋面板儲備壓應(yīng)力；負(fù)彎矩區(qū)鋼梁底板減小了壓應(yīng)力峰值，上翼緣的拉應(yīng)力有所增加。

6 運營階段橋面板計算分析

短期效應(yīng)組合作用下（1.0永久作用+0.7汽車荷載+1.0均勻升溫+0.8梯度降溫）（其中汽車荷載不考慮沖擊系數(shù)），2號支點橋面板最不利應(yīng)力為-2.4MPa（壓應(yīng)力）；3號支點橋面板最不利應(yīng)力為-1.8MPa（壓應(yīng)力）。

標(biāo)準(zhǔn)組合作用下（1.0永久作用+1.0汽車荷載+1.0均勻升溫+1.0梯度降溫），邊跨跨中處橋面板最不利壓應(yīng)力為10.5MPa，2號支點橋面板上緣壓應(yīng)力為0.3MPa；中跨跨中處橋面板最不利壓應(yīng)力為10.5MPa，3號支點橋面板上緣壓應(yīng)力為0.7MPa。

7 結(jié)論

該文通過對一座鋼混組合連續(xù)梁的施工過程進(jìn)行有限元仿真計算，分析研究增強負(fù)彎矩區(qū)橋面板抗裂的不同措施。

①采用支點橋面板滯后施工方法，滯后施工的橋面板荷載在先期施工并凝固的橋面板產(chǎn)生的應(yīng)力變化較小，滯后施工的橋面板本身應(yīng)力水平較低。

②支座頂升法施工措施能給負(fù)彎矩區(qū)橋面板產(chǎn)生較大預(yù)壓應(yīng)力，而對其他部位影響甚小；負(fù)彎矩區(qū)鋼梁底板減小了壓應(yīng)力峰值，上翼緣的拉應(yīng)力有所增加。

③把支點橋面板滯后施工方法和支座頂升方法相結(jié)合，能夠較好地解決鋼混組合梁負(fù)彎矩區(qū)橋面板的拉應(yīng)力問題，施工便捷，成本相對較低。

④建立全橋三維有限元模型，利用數(shù)值計算方法模擬計算鋼混組合連續(xù)梁橋的各施工措施對負(fù)彎矩區(qū)橋面板應(yīng)力的影響，為該類橋梁的設(shè)計和施工提供參考和借鑒。