大跨徑連續鋼箱梁關鍵設計參數影響研究

劉 琴

(廣東省交通規劃設計研究院集團股份有限公司 廣州 510507)

大跨度連續鋼箱梁主梁具有自重輕、材料強度利用率高、結構跨越能力大等優點，可減少下部結構工程規模，提高結構的抗震性能，適用于各種橋位地質條件。鋼箱梁工廠制作與現場施工可同步進行，簡化施工環節、精度高、速度快，工程質量易于保證。目前，大跨度連續鋼箱梁橋已成為跨徑100～300 m非常有競爭力的橋型之一[1]。

1 工程概況

本項目跨越梅溪河，是連接汕頭東、西城區的重要通道[2]，主橋采用變截面連續鋼箱梁，跨徑布置為145 m+200 m+122 m，主橋采用左右分幅、上下雙層布置，單幅上層橋寬13 m，布置三車道，汽車荷載等級為公路-I級，設計行車速度60 km/h；下層布置觀光人行道，人行道寬度為4 m，橋型布置圖見圖1，標準橫斷面布置圖見圖2。橋位處地震動峰值加速度為0.2g，位于高烈度地震區，鋼橋結構較輕利于抗震，項目位于海邊，大節段鋼結構具有海運條件。

圖1 西堤大橋主橋橋型布置圖(尺寸單位：cm)

圖2 標準橫斷面布置圖(單位：cm)

2 結構設計

本橋鋼材采用Q345qD，鋼箱梁頂板采用正交異性鋼橋面板，厚度為16～30 mm，為方便U肋連接，不同厚度頂板對接時，頂板下緣保持齊平。底板板厚24～50 mm，不同厚度底板對接時，底板上緣對齊。腹板板厚16～30 mm，不同厚度腹板對接時，內側對齊。人行道在跨中等高段從底板橫肋對應伸出；梁高變高后，人行道頂面與橋面高度保持不變，人行道挑臂及人行道面板位于高腹板中間區域。

本橋橫隔板采用實腹式與V形撐2種隔板，2道實腹式隔板之間設2道V形隔板，隔板間距為3 m。為簡化構造，結合人行道的布設，全橋范圍在人行道面以上部分同類隔板保持一致尺寸。為避免中跨跨中受壓區頂板局部失穩，在2道橫隔板之間增加1道頂板橫肋，加勁肋支撐間距取1.5 m時，頂板加勁肋可滿足剛性加勁肋要求。中跨跨中頂板橫肋斷面構造見圖3，變高段V形隔板斷面見圖4。

圖3 中跨跨中頂板橫肋斷面構造

圖4 變高段V形隔板斷面

為提高正交異性鋼橋面板疲勞性能，在墩頂負彎矩區范圍內采用5 cm UHPC+4 cm厚高黏高彈瀝青混凝土，在其余范圍內采用5 cm LUHPC+4 cm厚高黏高彈瀝青混凝土。LUHPC相對于普通UHPC，具有密度輕、體積穩定性好、強度高，以及收縮小等特點[3]，有利于減輕跨中正彎矩區鋼梁應力。

鋼梁的施工通過在邊跨及中跨接近中支點區域搭設滑移支架，在中跨深水區域利用浮吊吊裝節段，通過滑移支架向邊跨滑移，施工期間應保留不小于60 m的通航寬度。

2.1 鋼箱梁設計荷載取值

一期恒載。鋼箱梁自重由程序自動考慮，橫隔板以集中荷載方式加載；下層人行道板重量以線荷載的方式加載。

二期恒載。5 cm UHPC橋面鋪裝+4 cm厚高黏高彈瀝青混凝土，鋼防撞護欄及人行道護欄。

整體升溫25 ℃，整體降溫-25 ℃。溫度梯度按BS5400加載。不均勻沉降按3 cm考慮，車道荷載按規范取值。

采用橋梁博士建立連續鋼箱梁整體模型，見圖5。

圖5 橋梁博士全橋有限元模型

2.2 鋼箱梁應力控制原則

鋼箱梁應力控制應按承載能力極限狀態進行驗算，整體結構分析僅能得到第一體系結構強度，正交異性鋼橋面板計算時須疊加第二、三體系分析。對于鋼箱梁還應考慮剪力滯效應及受壓板件局部穩定對頂、底板有效寬度的影響。

2.2.1頂板第二、三體系應力計算

本橋采用ANSYS通用有限元軟件，建立主橋跨中27 m最大正彎矩范圍內等高段模型，其中V撐采用BEAM 4單元，其余鋼結構部分采用SHELL181單元，模型中考慮STC鋪裝層的組合作用，計算模型見圖6。

圖6 ANSYS模型示意圖

根據車輛加裝位置考慮以下2種工況。

工況一。車輪加載在橫肋上。

工況二。車輪加載加載在橫肋與橫肋之間。

2種工況計算結果對比見表1。

表1 跨中頂板二、三體系應力 MPa

由表1可知，二、三體系頂板縱向應力最大值為32.4 MPa，發生在荷載工況二作用下。

2.2.2連續鋼箱梁剪力滯效應計算

剪力滯后的現象會導致箱梁截面正應力分布不均勻，根據《公路鋼結構橋梁設計規范》，第5.1.8條，計算得到本橋中支點處頂板剪力滯折減系數為0.9，底板折減系數為0.914，過渡墩支點截面及跨中截面沒有剪力滯效應。

2.3 關鍵參數比選

大跨度連續鋼箱梁的結構設計需要重點關注結構的強度、剛度，以及鋼結構穩定性，本節對墩頂及跨中梁高、跨中等直段、鋼梁的配板、中支點底板鋼-混疊合段等關鍵參數進行了比選，保證結構設計安全、經濟。

2.3.1梁高比選

連續鋼箱梁結構設計時，在滿足結構強度、剛度要求的前提下，要求盡可能降低主梁高度。梁高的變化是改變截面抗彎慣性矩最有效的方法，為選取合適的梁高，本小節分別從結構應力及剛度方面對墩頂梁高、跨中梁高進行了比較。表2及表3對比分析了墩頂梁高從8.5～9.5 m、跨中梁高4.5～5.5 m結構的內力、應力及剛度變化情況。

表2 墩頂梁高變化比較結果

表3 跨中梁高變化比較結果

表2、表3表明：

1) 增加支點梁高對支點下緣應力有一定的改善，但效果不明顯，跨中梁高5 m，支點梁高由8.5 m加高到9.5 m，支點上緣應力改善6%，下緣應力改善7%，絕對值在20 MPa以內。當支點梁高為8.5 m時，跨中應力大于材料強度設計中270 MPa，支點梁高偏小。

2) 增加跨中梁高對改善跨中應力效果較明顯，對改善墩頂應力效果不明顯，支點梁高9 m，跨梁高由4.5 m加高到5.5 m，跨中上、下緣應力改善14%左右，絕對值在35 MPa以內，當跨中梁高為4.5 m時，跨中應力大于材料強度設計值270 MPa，跨中梁高偏小。

3) 增加跨中梁高對提高結構剛度效率最高，如支點9 m高，跨中梁高由4.5 m加高到5.5 m，剛度提高40%。

4) 各梁高方案剛度均小于規范容許值L/500=400，滿足規范要求。

綜合考慮結構剛度、下層觀光人行道通透性、舒適性，結合橋梁結構的經濟性，取跨中梁高為5 m，為主跨的1/40，墩頂梁高為9 m，為主跨的1/22.2。

2.3.2跨中等直段長度比選

本橋人行道在跨中等高段從底板橫肋對應伸出；梁高變高后，人行道頂面與橋面高度保持不變，人行道挑臂及人行道面板位于高腹板中間區域，腹板額外承受了一個面外彎矩，使得高腹板穩定更加不利。因此本橋設計時盡量減少高腹板范圍，增大跨中等高段長度，同時可降低用鋼量。另外人行道面以上全橋保持等高，可以規整人行道面以上的隔板構造，簡化制造難度。跨中等直段變化對結構應力及剛度影響見表4。

表4 跨中等直段變化對結構應力及剛度影響

由表4可知，隨著跨中等直段長度增大，鋼梁應力變化范圍為3%～5%；跨中撓度隨跨中等直段長度的增大而較明顯增大，最大增量為18%，但均小于規范容許值L/500=400。此外，本橋施工過程中需預留不小于60 m的通航寬度，通航寬度范圍內鋼梁擬采用大節段整體提升，其余段支架拼裝施工方案。故綜合考慮人行道的布設、隔板構件標準化、高腹板失穩及施工，跨中段直線段長度采用80 m。

2.3.3底板鋼-混結合段混凝土厚度分析

考慮減薄中支點鋼梁底板厚度，改善鋼梁受壓底板應力、提高底板及高腹板穩定性，在中支點負彎矩區范圍采用鋼梁底板與混凝土結合，使鋼梁與底板共同承擔荷載[5-6]。底板采用C50補償收縮混凝土，為研究底板混凝土厚度對鋼梁底板應力及結構剛度的影響，表5列出了中支點兩側各23.5 m范圍內混凝土厚度從50～150 cm，鋼梁應力及跨中撓度的變化。

表5 中支點位底板混凝土厚度變化比較結果

由表5可知，隨著中支點位底板混凝土厚度的增加：

1) 中支點位頂板應力呈增大趨勢。

2) 中支點位底板應力減小，底板混凝土厚度大于100 cm后，鋼箱梁底板應力降低速度減小。

3) 跨中頂底板應力無明顯變化。

4) 對結構剛度影響較小。

總體來說，中支點處底板疊合混凝土厚度在1.0 m以內時，對鋼箱梁底板應力改善較大，底板應力最多可減小31%；繼續增加混凝土厚度對鋼梁應力改善作用不大。

本橋最終采用中支點兩側各3.5 m范圍內混凝土厚度為1 m，中支點兩側各3.5～23.5 m范圍內混凝土厚度為0.4～1 m。在底板及底板縱肋、腹板上設置焊釘連接件，保證混凝土與鋼梁底板的連接性能。中支點底板鋼混疊合段示意見圖7。

圖7 中支點底板疊合段示意(單位：cm)

2.4 鋼梁應力

經比選計算，最終確定鋼主梁跨中梁高5 m，支點梁高9 m，跨中等直段為80 m，梁高變化段按二次拋物線變化。中支點兩側各23.5 m范圍內混凝土厚度為0.4～1 m。鋼梁設計時，考慮橋面UHPC混凝土參與結構受力，標準橫斷面布置見圖8。

圖8 標準橫斷面布置圖(單位：cm)

經計算，鋼箱梁基本組合作用下第一體系鋼梁應力見圖9、圖10，疊合二、三體系，剪力滯系數后鋼梁應力見表6。

圖9 基本組合下第一體系鋼梁上緣應力(單位：MPa)

圖10 基本組合下第一體系鋼梁下緣應力(單位：MPa)

表6 基本組合鋼箱梁應力 MPa

由表6可知，鋼梁應力均小于材料強度設計值270 MPa。

3 高腹板穩定技術研究

3.1 高腹板穩定設計

本橋主橋墩頂梁高9 m，腹板高厚比大，高腹板穩定性問題特別突出，為保證鋼梁腹板在剪力、彎矩和局部橫向集中力共同作用下不失穩，最有效的方法是在設置足夠橫向加勁肋的同時，需設置更多的縱向加勁肋[4-5]。當腹板加勁肋有足夠的剛度時，可認為腹板被橫、縱向加勁肋分成不同的區隔，對各區隔進行局部穩定驗算即可。

本橋橫隔板間距為3 m，在橫隔板之間增加1道腹板橫肋，腹板橫肋間距為1.5 m。受壓區腹板縱向加勁肋布置應根據計算結果進行優化調整。腹板加勁肋布置圖及橫隔板布置見圖11。

圖11 腹板加勁肋布置圖(單位：cm)

腹板橫向、縱向加勁肋剛度及各區格的局部穩定驗算主要參照GB 50017-2017 《鋼結構設計規范》進行驗算。

腹板加勁肋根據《規范》第6.3.6進行設置，橫向加勁肋剛度應滿足

縱向加勁肋剛度應滿足

根據計算，橫向加勁肋及縱向加勁肋的剛度均滿足規范要求。

腹板區格局部穩定根據規范第6.3.4條進行驗算

根據腹板所布置的縱肋，中支點負彎矩區區隔穩定系數最大值為0.761，滿足規范要求。

3.2 高腹板局部穩定驗算

采用midas Civil有限元軟件，建立主橋支點變高段模型(3×9=27 m)對墩頂支座位腹板局部穩定進行了分析,其1階失穩模態見圖12。

圖12 支點處腹板1階失穩模態

由圖12可知，腹板第1階失穩模態屈曲系數為13.5>4，滿足規范要求。

4 結語

本文通過對145 m+200 m+122 m大跨徑連續鋼箱梁的設計構造、參數比選以及關鍵技術展開研究，得出以下結論。

1) 增加跨中梁高對提高跨中鋼梁應力及結構剛度影響較明顯，結構設計時應綜合結構受力及經濟性合理選定梁高。

2) 在不影響結構剛度的前提下，可加大跨中等直段長度以減輕結構重量，同時簡化結構設計，方便鋼梁架設。

3) 中支點底板混凝土疊合可在一定程度上提高底板及高腹板穩定性，但同時也使鋼梁構造及施工過程更為復雜，其必要性值得探討。

4) 為提高鋼箱梁的抗彎剛度，最有效的方法是增加梁高，高腹板穩定問題是設計難度與重點，通過合理布置腹板橫肋與縱肋，提高區格內的臨界穩定應力可解決高腹板穩定問題。