工字型鋼梁及ECO鋪裝在舊橋重建中的應用與研究

黃國雄

(福州市規劃設計研究院集團有限公司，福建 福州 350100)

0 前 言

近年來鋼結構在城市橋梁建設中得到越來越廣泛的應用，中小跨徑的城市高架、立交橋梁常用的有鋼箱梁和開口截面鋼梁。國內學者對鋼梁整體穩定、鋼橋疲勞破壞等進行了豐富的研究。如彭力[1]對工字梁整體穩定系數的取值進行了研究；劉江等[2]研究了上形截面鋼梁彎扭聯合作用下整體穩定性；陳峻等[3]從不同角度分析了鋼結構橋梁的抗疲勞設計。

由于舊橋改造重建工程具有特定的受限因素，本文結合福建省福州市二環路鶴林高架的危橋搶險重建項目，探索工字型開口截面鋼梁結構合理的設計方案，并實現快速化施工需求。通過結構構造參數設計優化、數值理論分析、現場成橋試驗等方面具體工作，驗證了設計結構方案的合理性，對今后舊橋改造類似工程的設計與建設提供借鑒作用。

1 工程概況

鶴林高架橋位于福州市東二環主線上，因建造時間較早，長期重載交通流量過大，根據檢測資料顯示上跨三八路交叉口的主橋已處于危險等級，同時橋下凈空不夠，對交叉口行車產生重大安全隱患。因此，將主跨該五孔橋梁進行搶險拆除重建，舊橋現狀如圖1。

圖1 舊橋現狀圖

該五跨橋梁的舊橋跨徑布置為15+(20+30+20)+15(m)，全橋處于半徑350 m的曲線上，兩個邊跨為異型整體現澆簡支空心板結構，中間三跨為T構加掛梁結構，掛孔采用空心板，梁高90 cm。橋梁寬度為17.5 m，雙向4車道，全橋均采用樁基礎。

本次改造的方案是對舊橋的5跨上部結構及主跨兩個T構橋墩進行拆除，保持跨徑及分孔線均不變，主墩利用舊橋承臺、樁基，新建鋼管混凝土墩；其余橋墩均利用現狀下部結構(矩形蓋梁柱式墩)。上部結構采用鋼梁結構。重建后橋梁效果如圖2。

圖2 重建后橋梁效果圖

2 結構設計方案的確定

2.1 邊界情況

拆除重建保持跨徑及分孔線不變，前后相接的道路標高和交界墩頂標高均不變，且地面交叉口地下管線復雜，道路標高無法下壓改造。同時受豎曲線線型指標影響，新建橋梁的上部結構梁高嚴格受限，梁高僅為90 cm。

2.2 結構斷面形式選取

本項目位于福州市二環路主線上，中斷交通的壓力非常大，對項目中斷交通的時間要求非常嚴格，需要盡量采用工廠化加工方案，減小現場鋼結構的焊接量。通過多方的討論發現在如此低梁高的情況下鋼箱梁內部加工焊接質量保證、現場縱橫向分段的處理與總體施工時間之間是很難都滿足的。因此考慮采用開口工字型截面鋼梁方案，但受梁高的限制，需對整體受力性能進行重點計算研究，本項目引進了新型的橋面鋪裝方案，取消了橋面混凝土現澆鋪裝層，將厚度更充分地提供給鋼梁結構。

鋼梁橋面采用正交異性板結構，鋼梁頂板縱肋、懸臂板縱肋采用T型加勁肋。橫截面采用9根主梁，底板采用開口式結構，底板寬度為600 mm。頂板厚度全橋統一采用20 mm,底板厚度跨中采用35 mm,支點處采用45 mm。

主墩利用舊橋承臺、樁基，將現狀T構及橋墩拆除，保留原墩柱的主筋，通過在承臺上方現澆50 cm鋼筋混凝土對主墩承臺進行加固處理，并新建4根鋼管混凝土墩，橫斷面見圖3。

圖3 工字型鋼梁主墩支點橫斷面圖(單位：cm)

2.3 橋面鋪裝方案

橋面鋪裝下層采用3 cm改性聚氨酯混凝土+面層采用4 cm SMA-13瀝青瑪蹄脂碎石混合料，防水粘結層采用改性聚氨酯防水粘結材料，上下層粘層采用HYE粘結材料。橋面鋪裝結構如圖4所示。

圖4 ECO橋面鋪裝結構圖

該新型橋面鋪裝與鋼橋面之間具有較好的層間結合力，優良的溫度穩定性能和抗疲勞開裂性能，并且無需養護時間，可以直接施工面層瀝青，尤其適用本項目的工期控制要求。

3 結構受力數值分析

3.1 上部空間桿系有限元模型

采用有限元軟件MIDAS Civil建立上部結構空間梁格計算模型，根據結構的受力特點橫向劃分為9片工字型縱梁，橫梁均只考慮其剛度，重量通過均布荷載模擬，分析得到最不利縱梁的應力和撓度。空間分析計算模型如圖5所示。

3.2 應力計算

根據計算結果顯示，極限狀態下各跨鋼梁的最大正應力、剪應力分別如圖6～7所示。

圖6 最不利縱梁頂底緣正應力包絡圖

圖7 最不利縱梁剪應力包絡圖

由圖8可知，最大正應力為185 MPa，最大剪應力為73.4 MPa，滿足規范要求。

3.3 擾度計算

極限狀態下鋼梁的應力如圖8所示。

圖8 最不利縱梁撓度包絡圖

由圖8可知，鋼梁最大撓度為40.1 mm小于L/500，即60 mm,滿足規范要求。

3.4 疲勞計算

疲勞Ⅰ荷載作用下最不利縱梁應力如圖9～10所示。

圖9 疲勞荷載下最不利縱梁頂板應力包絡圖

圖10 疲勞荷載下最不利縱梁底板應力包絡圖

由圖可知，鋼梁最不利應力幅值為40.6 MPa，出現在主跨跨中下緣。根據《公路鋼結構橋梁設計規范》(JTG D64—2015)[4]第5.5.4 條進行驗算，底板疲勞驗算的最不利構造細節是橫隔板與底板焊接處，疲勞細節類似的，常幅疲勞極限ΔσD=59 MPa。根據式(5.5.4-1)，驗算情況40.6 MPa<59/1.35=43.7 MPa，滿足要求。

4 結構設計主要參數敏感性分析

為研究該鋼橋參數設計的合理性，選取橫梁間距和橫梁剛度進行參數分析，得到不同的橫梁間距和橫梁剛度對鋼橋受力的影響。

4.1 橫梁間距影響

本橋小橫梁標準間距選取1、2、3 m分別進行分析，結果如圖11～12所示。

圖11 不同橫梁間距下頂底緣應力包絡圖

圖12 不同橫梁間距下撓度包絡圖

由圖11～12可知，橫梁間距為1 m和2 m對鋼橋的應力、撓度幾乎沒影響，而橫梁間距為3 m時，比橫梁間距為2 m時，正應力增大了約18.3%，撓度增大了約21.2%。結果表明橫梁間距2 m以下時，橫梁間距減小對主梁受力的影響不大，會增加造價及現場焊接施工工作量，而橫梁間距加大，會對主梁應力、撓度有較大影響，最終橫梁間距采用2 m。

4.2 橫梁剛度影響

小橫梁標準壁厚選取12、16、20 mm分別進行分析，結果如圖13～14所示。

圖13 不同橫梁剛度下頂底緣應力包絡圖

圖14 不同橫梁剛度下撓度包絡圖

由圖13～14所示，橫梁壁厚16 mm和20 mm對鋼橋的應力、撓度幾乎沒影響，而當橫梁壁厚為12 mm時，相比橫梁壁厚為16 mm時，正應力增大了約9.6%，撓度增大了約11.7%。結果表明橫梁壁厚超過16 mm時，橫梁壁厚的加大，對主梁受力的影響不大，增加造價對結構貢獻不大。而橫梁壁厚的減小，主梁應力、撓度均會明顯增大。因此，本項目最終橫梁壁厚采用16 mm。

5 現場靜載試驗

靜載試驗采用汽車加載方式，采用5個加載工況，加載內容及試驗荷載效率具體情況如表1所示。

表1 加載內容及試驗荷載效率

撓度測試結果表明：在三個工況試驗荷載作用下，所測主梁撓度校驗系數分別為0.66～0.92、0.49～0.80、0.47～0.70，均滿足校驗系數小于1.0的要求；主梁最大相對殘余變形分別為0.94%、1.03%、1.10%，小于規定限值20%的要求。

應變測試結果表明：在五個工況試驗荷載作用下，所測主梁應變校驗系數分別為0.58～0.91、0.54～0.64、0.57～0.74、0.50～0.63、0.50～0.65，均滿足校驗系數小于1.0的要求；主梁最大相對殘余應變分別為0、2.12%、0、1.37%、0，小于規定限值20%的要求。

6 動載試驗

在各跨的L/4、L/2、3L/4截面對應的橋面上，放置脈動測點傳感器。采用環境隨機振動法測定橋跨結構由于橋址處風荷載、地脈動等隨機荷載激振而引起的橋梁結構微幅振動響應，以分析橋跨結構的自振特性。

橋梁實測豎向一階自振頻率為4.40 Hz，大于有限元理論分析得到的豎向一階自振頻率3.47 Hz，表明橋梁實際成橋整體性能良好。

7 結論與建議

本文以福州市二環路鶴林高架改造工程為工程背景，通過分析工字型開口截面鋼梁的設計參數對結構受力性能的影響，并通過與成橋的試驗數據驗證對比，結論如下。

1)工字型開口截面鋼梁在梁高受限的舊橋改造中利用是合理適用的。

2)橫向連接體系的剛度對橋梁整體受力有重要影響，但并非完全成線性關系，需通過精細分析計算，綜合結構受力、造價和施工情況合理選擇。

3)結合運營情況表明聚氨酯混凝土鋼橋面鋪裝在舊橋改造中的利用是可行的，對工期控制是較有利的，可以為類似項目提供借鑒意義。

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