不同施工措施改善大跨度組合梁負彎矩區受力的效果分析

張龍偉 鄒迪升 胡 瓊 王偉群 周法根

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

0 引言

鋼混組合梁橋由混凝土橋面板和鋼主梁協同受力，充分發揮兩種建筑材料各自的優勢［1］。隨著橋梁跨徑不斷增加，連續組合梁橋在降低梁高的同時提高了行車舒適性，比簡支組合梁橋具有更好的跨越能力和經濟效益［2］。然而連續組合梁的中支點附近承擔負彎矩，混凝土橋面板容易受拉開裂，尤其是當裂縫開展到一定程度后，雨水夾帶有害介質滲入橋面板內，導致混凝土內的鋼筋腐蝕［3］。因此在工程實踐中必須采取一些設計方法或施工措施為混凝土內提供預壓應力，從而改善連續組合梁負彎矩區的受力性能。

針對負彎矩區混凝土的開裂問題，國內外學者總結出兩種正常使用狀態下的設計準則，一種是不允許負彎矩區橋面板出現裂縫，另一種是容許橋面板開裂但嚴格控制裂縫寬度［4］。一般情況下，沿海地區為了防止鋼筋嚴重銹蝕選用第一種更嚴格的設計準則。降低負彎矩區橋面板內拉應力常見的施工措施有預加荷載法、中支點梁體頂升/回落法［5-6］、張拉預應力法［7］和降低抗剪連接程度法［8］等，其中中支點梁體頂升/回落法在中支點梁段附近產生反向彎矩，以此在混凝土中施加預壓應力。工程實踐表明，張拉預應力法在中大跨徑連續組合梁橋中具有顯著的競爭優勢，但是隨著主跨跨徑不斷增加，僅憑傳統的先結合預應力法已經難以滿足負彎矩區橋面板的設計準則。為了提高大跨度連續組合梁橋負彎矩區橋面板的預壓應力儲備，蘇慶田等學者提出了后結合預應力法［9］，首先采用隔離措施保證負彎矩區橋面板與鋼梁之間不連接，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。現有的理論和試驗研究表明后結合預應力組合梁具有混凝土預壓應力施加效率高、橋面板抗裂性能好等優點［10-11］，同時也可以配合中支點梁體頂升/回落法組合使用，使得橋面板達到全預應力狀態。

目前后結合預應力法和中支點梁體頂升/回落法組合使用的工程實例很少，有關實際工程中的運用效果研究不夠充分。為此本文依據主跨70 m的預應力組合梁具體工程，計算中支點梁體頂升/回落法和張拉預應力法對組合梁負彎矩區受力性能的影響，對比研究兩種方法的跨徑適用范圍。

1 背景工程介紹

1.1 橋梁結構形式

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+70+45）m 連續槽形鋼-混凝土組合梁橋，構造如圖1 所示。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，本工程組合使用后結合預應力法和中支點梁體頂升/回落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）Fig.1 Background bridge structure（Unite：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金屬波紋套筒群釘連接件的特殊構造形式（圖2和圖3），用于實現混凝土橋面板和鋼主梁的完全分離。直徑6 cm的金屬波紋套筒套在直徑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，用高強砂漿填充套筒內部，從而使得混凝土橋面板和鋼梁形成可靠的連接。

圖2 金屬波紋套筒群釘構造Fig.2 Group studs with metal corrugated sleeve

圖3 負彎矩區橋面板Fig.3 The concrete slab at negative moment zone

負彎矩區混凝土橋面板在滿足計算和構造的要求下，分兩批次張拉預應力鋼束：第一批次的預應力鋼束用扁錨錨固在負彎矩區橋面板兩端；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。鑒于直線束的預應力損失較少，張拉控制應力為1 339 MPa。

1.2 橋梁施工過程

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，背景工程首次組合使用后結合預應力法和中支點梁體頂升/回落法。本座后結合預應力組合梁的施工過程示意圖如圖4所示。

圖4 后結合預應力組合梁橋施工過程示意圖Fig.4 The construction stage of post-combined prestressing composite bridge

2 有限元模型

建立背景工程的Ansys 全橋板殼實體有限元模型，采用Solid185 實體單元模擬混凝土橋面板，通過實體單元彌散的加強層模擬內置的鋼筋；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Combine14 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。有限元模型如圖5所示，模型的材料特性如表1所示。

表1 材料特性Table 1 The material property in FEM model

圖5 半橋板殼實體有限元模型Fig.5 The solid-shell finite element model of the half bridge

3 有限元計算結果

3.1 計算內容

本模型需計算中支點梁體頂升/回落法與后結合預應力法在負彎矩區混凝土橋面板和鋼主梁上產生的應力變化。對于中支點梁體頂升/回落法，首先鈍化所有的混凝土和預應力單元，在中支點施加10 cm 向上的強迫位移，再激活全橋的全部單元，在中支點施加10 cm 向下的強迫位移，兩個狀態的差值體現出該施工方式對負彎矩區受力效果的影響。后結合預應力法與中支點梁體頂升/回落法互相獨立，只需計算在張拉預應力工況下，負彎矩區混凝土橋面板和鋼主梁的應力分布情況，用生死單元鈍化負彎矩區的彈簧單元和后澆段的混凝土。

3.2 中支點頂升/回落法

圖6 為組合梁橋1/4 鋼主梁在中支點頂升10 cm 后的應力云圖，此時全橋只有鋼主梁承擔負彎矩，最大拉應力為23.51 MPa，出現于主跨中支點截面的鋼梁上翼緣。待混凝土橋面板澆筑完畢后將中支點回落至原先的設計高程，全橋由組合截面共同承擔反向產生的正彎矩。圖7 和圖8分別為組合梁橋1/4混凝土橋面板和鋼主梁在中支點回落后的應力增量云圖，從中可以看出中支點附近混凝土橋面板的平均預壓應力有1.25 MPa，且橫向分布較為均勻。混凝土最大預壓應力并沒有出現在理想的中支點位置處，而是出現在剛度薄弱的邊跨后澆段。從中支點回落后鋼梁的應力增量云圖中看出，邊跨后澆段的鋼底板達到了最大拉應力39.8 MPa，而中支點處的鋼梁應力很低。按照線彈性計算理論，在中支點截面混凝土產生6～8 MPa 的預應力，需要對梁體頂升48～64 cm，這對現場施工帶來較大的困難和風險。盡管理論計算結果表明，主梁回落在中支點處產生的反向彎矩最大，但是由于負彎矩區的梁段變高，中支點截面相對于跨中截面的剛度非常大，導致中支點處混凝土橋面板的預壓應力施加效率低下，對于大跨度連續組合梁橋，僅采用中支點頂升/回落法對負彎矩區橋面板受力性能的改善有限。

圖6 中支點頂升時1/4鋼板應力云圖（單位：MPa）Fig.6 Result of 1/4 steel girder after jacking-up（Unite：MPa）

圖7 中支點回落后1/4混凝土板應力云圖（單位：MPa）Fig.7 Result of 1/4 concrete deck after falling-down（Unite：MPa）

圖8 中支點回落后1/4鋼板應力增量云圖（單位：MPa）Fig.8 Result of 1/4 steel girder after falling-down（Unite：MPa）

3.3 后結合預應力法

圖9 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，是中支點頂升/回落法的9.2 倍。混凝土的預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10 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。計算結果表明后結合構造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，最大程度地提升了預應力張拉效率，可提高橋面板的抗裂性能。

4 不同施工措施的改善效果分析

為了更廣泛地比較不同施工措施在負彎矩區橋面板內產生的預壓應力效果，基于文獻［12］中優化的中大跨徑（主跨40 m 至120 m）后結合預應力連續槽型鋼箱組合梁橋進行簡化分析。建立各跨徑組合梁的Ansys 桿系有限元模型，分析為了使中支點處混凝土橋面板表面增加1 MPa 預壓應力，采用中支點頂升/回落法需要頂升的高度，以及采用張拉預應力法確定需要在橋面板單位寬度內布置預應力鋼束的數目。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傳統的先結合法和背景工程中的后結合法，本文對兩種張拉預應力法都進行了比較分析。

圖11 反映出橋面板單位預壓應力和中支點頂升高度之間的關系，背景工程的主跨跨徑為70 m，中支點頂升8 cm 才能在橋面板表面產生1 MPa的預壓應力。隨著主跨跨徑從40 m增大到120 m，中支點頂升高度從3.9 cm 增加到11.1 cm才會使得混凝土橋面板產生1 MPa 的壓應力。由于鋼梁自重較輕，若中支點頂升高度過大，則容易出現邊支點脫空的現象。頂升噸位隨著跨徑的增加也會大幅上升，中支點鋼梁底板需設計加勁肋構造防止出現鋼板局部塑性變形。從圖11 中看出，對于主跨60 m 以下的連續組合梁，產生單位預壓力采用中支點頂升/回落法需要較小的頂升量，具有較好的施工效率。

圖11 單位預壓應力所需的中支點頂升高度圖Fig.11 The displacement required jacking for unit compression stress

圖12 反映出不同張拉預應力方法下橋面板單位預壓應力和單位板寬預應力鋼束數目的關系，背景工程采用的后結合預應力法，單位板寬需布置1.24 束直徑15.24 mm 鋼絞線才能在橋面板表面產生1 MPa 的預壓應力，然而傳統的先結合預應力則需要布置1.65束才能達到后結合法相同的效果。后結合預應力法的鋼束數目受跨徑影響較小，僅取決于橋面板的構造形式，但先結合預應力法的鋼束數目隨著跨徑的增加而顯著增加。隨著主跨跨徑從40 m 增加至120 m，后結合法比先結合法節省了10%至51%的預應力鋼束。后結合預應力法將全部預壓應力施加于混凝土橋面板內，提高了預應力鋼束的使用效率，配置較少的預應力鋼束就能達到常規先結合預應力法相同的效果。

圖12 單位預壓應力所需的單位板寬預應力鋼束數目圖Fig.12 The number of tendons required per unit deck width for unite compression stress

綜上分析可知，后結合預應力法對負彎矩區受力性能的改善能力顯著大于先結合法和中支點頂升/回落法。對于60 m 至70 m 的大跨度預應力組合梁橋，可以將后結合預應力法和中支點頂升/回落法組合使用；對于70 m 以上的大跨度預應力組合梁橋，直接使用后結合預應力法會具有更好的性價比。

5 結論

本文依據背景工程的有限元模型，分別計算中支點梁體頂升/回落法和后結合預應力法對大跨度組合梁負彎矩區受力性能的改善效果，對比分析得到如下結論：

（1）背景工程中后結合預應力法產生的預壓應力為中支點頂升/回落法的9.2 倍，僅采用中支點頂升/回落法對負彎矩區橋面板受力性能的改善有限。

（2）中支點頂升/回落法的主邊跨受幾何約束作用產生次效應，鋼梁最大應力為39.8 MPa，出現在剛度薄弱的后澆段，而后結合預應力法對邊主跨梁段的受力性能基本沒有影響。

（3）60 m 以下大跨度組合梁橋組合運用中支點梁體頂升/回落法和后結合預應力法的效果更優，70 m 以上的組合梁橋直接采用后結合預應力法會具有更好的性價比。