不同結合方式對預應力組合梁橋受力的影響

張龍偉，鄒迪升，陶仙玲，黃 超，胡 瓊

（1.臺州市交通勘察設計院有限公司，浙江 臺州 318000；2.同濟大學，上海市 200092；3.臺州高速公路建設指揮部，浙江 臺州 317000；4.杭州市市政工程集團有限公司，浙江 杭州 310006）

0 引 言

鋼混組合梁橋是一種通過剪力連接件將鋼主梁和混凝土橋面板結合成一體，共同承擔作用的梁式橋。該種結構形式充分發揮混凝土和鋼材的材料性能。隨著跨徑逐漸增加，當跨越路口和既有線路等中大跨徑橋梁時，連續鋼混組合梁比混凝土連續梁具有更優秀的跨越能力[1]。由于中支點附近的梁體承擔負彎矩，混凝土橋面板處于受拉狀態，鋼梁底板處于受壓狀態，必須重視負彎矩區鋼底板失穩和橋面板開裂問題。鋼底板可以通過設置加勁肋，或澆筑底板混凝土等措施避免失穩[2]，但是橋面板開裂造成結構剛度下降，嚴重影響橋梁的耐久性能[3]。因此提高負彎矩區混凝土橋面板的抗裂性成為連續鋼混組合梁橋亟待解決的技術難題。

目前國內外學者對連續組合梁負彎矩區開展了一系列研究，提出了如下改善負彎矩區受力狀態的基本思路。第一類是減少負彎矩區混凝土橋面板所受到的拉應力，典型方法有澆筑底板混凝土法、降低抗剪連接程度法[4]、改變澆筑次序法；第二類是增加負彎矩區混凝土橋面板內的預壓應力儲備，典型方法有調整支點法、壓重法和張拉預應力法[5]；第三類是提高混凝土材料自身的抗裂性能[6]，選用抗拉性能更好的纖維混凝土材料。工程實踐表明，張拉預應力法在中大跨徑連續組合梁中具有顯著的競爭優勢。

張拉預應力法根據鋼混結合時間和預應力張拉時間的先后順序分成先結合法和后結合法。目前應用最廣泛的常規方法是先結合法，首先將負彎矩區混凝土橋面板與鋼梁形成組合截面，然后再張拉預應力鋼束，由于組合截面協同受力，部分預壓應力也同時傳入鋼梁內。對于跨度較大的組合梁橋，鋼梁截面相對于組合截面剛度越大，混凝土橋面板獲得的預壓應力比例越低，鋼梁底板越受壓不利。后結合法是指采用隔離措施保證負彎矩區橋面板與鋼梁之間不連接，首先張拉預應力鋼束使得預壓應力全部傳入混凝土橋面板內，再通過群釘連接件將預應力混凝土橋面板與鋼梁組合，并承擔結構的后期受力[7]。當前國內外學者基于后結合預應力法開展了諸多理論研究和模型試驗[8]，研究表明后結合預應力組合梁混凝土預壓應力施加效率高，提高了混凝土橋面板的抗裂性能，具有較好的推廣使用價值和較大的應用發展空間。

目前后結合預應力混凝土組合梁這種新結構的工程實例很少，相關的研究還不夠充分，為此本文依據主跨70 m 的預應力組合梁具體工程，選取先結合組合梁和后結合組合梁兩種結構形式作對比分析，計算分析不同結合方式對預應力組合梁橋受力性能的影響。

1 后結合運用實例

1.1 背景工程介紹

本文背景工程為浙江省臺金高速公路東延臺州市區連接線工程的45 m+70 m+45 m 連續槽形鋼-混凝土組合梁橋，構造見圖1。為了提高負彎矩區混凝土橋面板在使用過程中的抗裂性能，本工程采用后結合預應力法增加橋面板的預壓應力儲備。本橋的曲率半徑為720 m，橫向由4 個箱室構成，主梁邊主跨段的梁高為2.6 m，在中支點變高至3.2 m，混凝土橋面板總寬26 m，厚度為240 mm，在現場分階段澆筑成型。

圖1 背景工程橋梁構造圖（單位：m）

本工程在正彎矩區段采用連續布置焊釘的傳統構造形式，只在負彎矩區段采用鋼套筒群釘連接件的特殊構造形式（見圖2、圖3），用于實現混凝土橋面板和鋼主梁的完全分離。直徑6 cm 的波紋鋼套筒套在直徑22 mm 的圓柱頭焊釘外作為混凝土澆筑的內模，防止負彎矩混凝土在澆筑過程中和焊釘根部連為一體。套筒群釘為4×5 布局，縱向群釘中心間距1 m，待預應力張拉完畢后，用高強砂漿填充鋼套筒，從而使得混凝土橋面板和鋼梁形成可靠的連接。

圖2 鋼套筒群釘構造

圖3 負彎矩區橋面板

負彎矩區混凝土橋面板在滿足計算和構造的條件下，分兩批次張拉預應力鋼束，預應力鋼束的錨固構造見圖4。第一批次的預應力鋼束用扁錨錨固在負彎矩區橋面板厚度范圍內，第二批次的預應力鋼束用圓錨錨固在混凝土板下方突出的齒塊上。預應力鋼束張拉控制應力為1 339 MPa。

圖4 預應力鋼束錨固位置

1.2 施工過程介紹

組合結構橋梁的恒載內力與施工過程密切相關，為了降低負彎矩區混凝土橋面板由恒載產生的拉應力，背景工程采用改變澆筑次序法現澆混凝土橋面板，本座后結合預應力組合梁的施工過程可分成如下若干道工序，工序示意見圖5。

圖5 后結合預應力組合梁橋施工過程示意圖

（1）用鋼管支架搭設槽型鋼主梁，焊接完成后將鋼主梁一次落架。

（2）在槽型鋼箱中搭設正彎矩區段的橋面板底模，然后澆筑正彎矩區的橋面板混凝土，以及負彎矩區鋼主梁底部的雙結合混凝土。

（3）在槽型鋼箱中搭設負彎矩區段的橋面板底模，在鋼筋網中穿預應力鋼束，并用鋼套筒套住群釘中的每個焊釘，然后澆筑負彎矩區的橋面板混凝土。

（4）分兩批次張拉負彎矩區橋面板內的預應力鋼束。

（5）澆筑鋼套筒內的高強砂漿并形成組合結構，澆筑張拉端的后澆段橋面板混凝土，形成完整的橋梁結構。

2 有限元模型

用ANSYS 建立背景工程的全橋板殼實體有限元模型，其中混凝土橋面板采用SOLID185 實體單元，內置的鋼筋用實體單元彌散的加強層模擬；鋼主梁的受力板件采用SHELL181 板殼單元，加勁肋板件用Beam188 梁單元模擬，并約束在相應的板殼節點上；預應力鋼束采用只受軸力的LINK180 桿單元，且每一個預應力鋼束的節點都與最近的混凝土節點自由度耦合，以保證預應力鋼束和相鄰的混凝土變形協調；焊釘連接件采用COMBIN14 彈簧單元，賦予三個方向的彈性系數（kx、ky和kz）以模擬鋼混之間的滑移。有限元模型見圖6，模型的材料特性見表1。

圖6 背景工程半橋板殼實體有限元模型示意圖

表1 材料特性

3 有限元計算結果

本模型需計算不同結合方式的組合梁在張拉預應力鋼束時，正、負彎矩區混凝土橋面板和鋼主梁的應力變化。對于后結合預應力組合梁，用生死單元鈍化負彎矩區的彈簧單元和后澆段的混凝土；對于先結合預應力組合梁，只需鈍化后澆段的混凝土并激活所有彈簧單元，保證負彎矩區混凝土橋面板和鋼主梁形成可靠的連接。

3.1 后結合預應力法

圖7 為后結合預應力組合梁橋1/4 混凝土橋面板在預應力張拉后的應力云圖，從中可以看出正彎矩區混凝土內基本沒有應力，負彎矩區混凝土的最大預壓應力達到13.5 MPa，中支點附近的平均預壓應力為11.41 MPa?；炷恋念A壓應力在張拉端附近應力集中，呈現出橫向從邊護欄向中軸線遞增的分布規律，以中支點截面為例，邊護欄混凝土的預壓應力為10.48 MPa，是中軸線處混凝土的87%。

圖7 后結合組合梁橋混凝土板應力云圖（1/4 橋，單位：MP a）

圖8 為后結合預應力組合梁橋1/4 鋼主梁在預應力張拉后的應力云圖，整體鋼主梁產生的應力較小，只有負彎矩區鋼頂板受摩擦力的作用產生不到6 MPa 的預壓應力，鋼主梁在各個方向上沒有變形。計算結果表明后結合構造能能夠將全部預壓應力僅施加到負彎矩區混凝土橋面板內，對橋梁的其他部分的構件沒有影響，最大程度的提升了預應力張拉效率，可提高橋面板的抗裂性能。

圖8 后結合組合梁橋鋼板應力云圖（1/4 橋，單位：MP a）

3.2 先結合預應力法

圖9 為先結合預應力組合梁橋1/4 混凝土橋面板在預應力張拉后的應力云圖，從中可以看出正彎矩區的混凝土受到了1.1 MPa 的拉應力，但是中支點的平均預壓應力只有8.56 MPa，是后結合預應力法的75%，負彎矩區混凝土的最大預壓應力僅為10.3 MPa。由于橋面板和鋼主梁在張拉預應力時已經形成了可靠的連接，混凝土內的預壓應力通過連接件傳遞到鋼梁頂板，進而使得全橋產生了預應力的主次效應。

圖9 先結合組合梁橋混凝土板應力云圖（1/4 橋，單位：MP a）

圖10 為先結合預應力組合梁橋1/4 鋼主梁在預應力張拉后的應力云圖，鋼主梁出現較大的整體變形，中支點的贅余反力造成邊跨和中跨上拱并承擔負彎矩，使得鋼梁頂板受拉底板受壓。從圖中可以看出，鋼梁頂板的最大拉應力為63.4 MPa，位于剛度薄弱的后澆段，此處只有鋼梁截面承擔預應力產生的次效應，主跨跨中雖然也存在相同的效應，但是由于組合截面剛度較大，鋼梁和混凝土的應力相對較小。中支點負彎矩區的鋼頂板承擔橋面板傳遞的預壓應力，最大壓應力為52.6 MPa，預壓應力峰值出現在中支點截面附近。計算結果表明先結合構造將部分預壓應力從負彎矩區橋面板傳遞到鋼主梁內，對橋梁的其他構件產生了預應力主次效應，比后結合預應力法降低了預應力張拉效率。

圖10 先結合組合梁橋鋼板應力云圖（1/4 橋，單位：MP a）

3.3 不同結合方式的受力性能比較

為了更好的比較不同結合方式對預應力組合梁橋空間受力性能的影響，選擇背景工程的邊跨跨中截面、中間支點截面和主跨跨中截面這三個關鍵截面作為分析對象，并提取橋面板混凝土上表面縱向應力，應力提取點見圖11。圖12 為不同結合方式組合梁的混凝土表面應力橫向分布圖，選取曲線內側的兩個箱室進行分析。從圖中可以看出，在邊跨跨中和中跨跨中截面上，后結合預應力組合梁混凝土幾乎沒有應力，而先結合組合梁混凝土產生約0.5～1 MPa的拉應力，并且從邊護欄C1 到中軸線C9 逐漸遞增。對于中支點處的混凝土截面，兩種結合方式的橋面板預壓應力呈現出相同的橫向分布規律，雖然先結合橋面板的應力橫向分布更為均勻，但是獲得的預壓應力顯著低于后結合橋面板。

圖11 曲線內側箱室的混凝土應力提取點示意圖

圖12 混凝土表面應力橫向分布圖（單位：MP a）

為了研究中支點預壓應力的縱向分布規律，選擇橋面板的邊護欄C1 和中軸線C9，以中支點截面為中心，縱向向兩個張拉端延伸并提取相應位置處的預壓應力，兩種組合梁的混凝土上表面應力分布見圖13。從中可以看出，兩種結合方式的邊護欄處橋面板獲得的預壓應力縱向呈V 形分布，張拉端兩側的預壓應力都很小，只有在中支點截面兩側6 m 之內處于穩定狀態。中軸線處橋面板獲得的預壓應力在張拉端出現應力集中，在中支點截面兩側10 m 之內均勻分布。

圖13 負彎矩區混凝土表面應力縱向分布（單位：MP a）

表2 給出了關鍵截面上混凝土和鋼結構的應力。從表中可以看出，后結合預應力組合梁的鋼板應力遠小于先結合預應力組合梁，尤其是中支點鋼頂板的應力僅為先結合的6%，其余位置處的鋼板應力為先結合的5%～27%之間，說明后結合預應力技術對邊主跨梁段的受力性能影響非常小。后結合中支點處鋼梁頂板的壓應力比先結合減少46.74 MPa，鋼梁底板的拉應力比先結合減少4.84 MPa。先結合組合梁在張拉預應力時，鋼主梁受力最不利的位置位于后澆段，此處只有純鋼梁截面承擔預應力次效應。橋面板計算結果顯示，后結合組合梁與先結合組合梁相比，在中支點截面混凝土頂面壓應力前者比后者大2.84 MPa。后結合預應力橋面板比先結合獲得更多的預壓應力儲備，預壓應力提升比例為30%，提高了橋面板在正常使用過程的抗裂性能。

4 結 語

本文結合一具體工程建立組合梁空間板殼實體有限元模型，模擬不同結合方式的施工過程，分別計算不同結合方式的組合梁在張拉預應力時的受力性能，對比計算結果得到如下結論：

（1）后結合的負彎矩區橋面板獲得全部的預壓應力，比先結合多2.84 MPa 的預壓應力儲備，預壓應力提升比例為30%，提高了橋面板在正常使用過程的抗裂性能。

（2）先結合的負彎矩區鋼主梁承擔由剪力釘傳遞的預壓應力，預應力產生的主次效應遠高于后結合組合梁，其中鋼頂板的壓應力比后結合增加46.74 MPa，鋼底板的拉應力比后結合增加4.84 MPa。

（3）先結合預應力組合梁的主邊跨受預應力次效應出現上拱，鋼梁最大應力為63.4 MPa，出現在剛度薄弱的后澆段，而后結合預應力技術對邊主跨梁段的受力性能基本沒有影響。