鋼混組合連續箱梁橋負彎矩區設計研究

馬國綱，劉 彬，童景盛，蒲北辰，龐 偉

（中國市政工程西北設計研究院有限公司，甘肅 蘭州 730030）

0 引言

相比混凝土梁橋，鋼混組合梁橋具有輕質、高強、節能、環保、抗震性能佳與全壽命周期優異等特點[1]，鋼混組合箱梁橋因其自重輕、剛度大、抗扭能力強的特點，在鋼混組合梁式橋中占有重要的一席之地，尤其是在市政橋梁工程領域應用非常廣泛。在鋼混組合梁式橋的工程實踐中，負彎矩區設計一直是其設計的難點，因為在正彎矩區域，混凝土橋面板受壓、鋼梁受拉，混凝土、鋼材兩種材料的材性優勢得到充分發揮，而在負彎矩區域則恰恰相反，混凝土橋面板受拉、鋼梁受壓，混凝土抗拉強度低而導致橋面板開裂的問題非常突出。為有效解決鋼混組合梁橋負彎矩區橋面板的抗裂問題，工程師和學者們進行了一些工程設計創新和科學研究。

工程設計方面，鋼混組合箱梁橋國外的工程應用案例有：委內瑞拉圭亞那卡羅尼河結合梁橋、德國A94 公路Neu?tting 橋、西班牙圣蒂門特奧高架橋等，其中德國A94 公路Neu?tting 橋跨徑布置為95 m+154 m+95 m=344 m，支點、跨中斷面梁高分別為6.8 m、3.3 m，主梁采用槽型開口鋼梁+ 現澆混凝土板形式，此橋的設計特點在于中支點鋼梁下翼緣設置了混凝土底板，形成了雙重組合結構，起到減小橋面板裂縫的作用。國內鋼混組合箱梁橋典型工程案例有上海長江大橋[2]、港珠澳大橋[3]、杭州九堡大橋[4]、銀川濱河黃河大橋等，其中上海長江大橋跨徑布置為90 m+5×105 m+85 m=700 m，主跨達105 m，梁高為5 m，主梁采用槽型開口鋼梁+預制混凝土板形式，在負彎矩區首次采用容許開裂、控制裂縫寬度的設計思路[5，6]，并通過支點升降法對橋面板施加預應力，是對組合梁橋負彎矩區設計方法的大膽嘗試。

科學研究方面，Su 等進行了2 跨連續組合鋼箱梁的負彎矩區縮尺模型試驗[7]，對負彎矩區采用后結合預應力混凝土橋面板、現澆鋼筋混凝土橋面板進行力學性能對比，研究結果表明：負彎矩區采用兩種形式橋面板的極限承載力非常接近，但采用后結合預應力混凝土橋面板對提高開裂彎矩作用顯著，其開裂彎矩是現澆鋼筋混凝土橋面板的3.2 倍。Xu 等進行了雙重組合作用下連續組合鋼箱梁負彎矩區試驗研究[8]，研究表明：負彎矩區采用雙重組合作用后，開裂荷載明顯降低、裂縫開展明顯延遲，截面抗彎承載力提高達26%。彭元誠等以大寧河特大橋為工程背景[9]，為研究組合梁負彎矩區受力特性進行了焊釘和開孔板兩種剪力鍵類型的1∶2 大比例模型試驗研究，研究結果表明：采用不同連接件的試驗梁具有相近的極限荷載，開孔板連接件有助于提高結構剛度，但焊釘連接件的延性更好。劉沐宇以港珠澳大橋組合連續箱梁為研究背景[10]，進行了2 跨8.5 m 的鋼混組合連續箱梁模型試驗研究，試驗結果表明：正常運營和150%運營荷載下，集束式剪力釘和混凝上橋面板連接良好，整個結構仍然在彈性工作階段，表明結構強度儲備較高。樊健生等研究了體外預應力對鋼混連續組合梁的受力性能的試驗研究[11]，研究成果表明：折線布筋的體外預應力組合梁開裂荷載增大，裂縫間距和裂縫寬度明顯減小，且相同荷載下的結構剛度增大。

總的來說，以往對鋼混組合箱梁橋的工程設計大多基于單箱單室的等截面大箱梁，缺乏對市政橋梁領域單箱多室鋼混組合箱梁橋的工程實踐，且科學研究也多著眼于采用后結合預應力混凝土橋面板的組合梁橋負彎矩區的受力性能。本文以臨汾市濱河西路與彩虹橋、景觀大道立交橋項目為工程背景，對單箱多室鋼混組合箱梁橋負彎矩區設計展開研究，針對負彎矩區主流設計方法、頂升設計參數、頂升施工線型控制等一系列問題進行闡述，旨在為國內同類鋼混組合橋梁負彎矩區設計提供參考，助推組合結構橋梁發展。

1 工程概況

臨汾市濱河西路與彩虹橋、景觀大道立交橋項目位于山西省臨汾市，是臨汾市為了保障濱河東西路暢通，最大限度的發揮其交通功能，從而引導臨汾市城市建設健康發展的交通立體化改造項目。方案設計時考慮到鋼混組合箱梁橋自重輕、結構高度小、抗扭剛度大及全壽命周期優異等優勢，該橋上部結構最終確定采用鋼混組合箱梁橋方案，橋梁總里程達2587.5 m，其中濱河西路高架橋雙向6 車道設計，橋梁寬度24.0 m，第三聯變截面連續梁40 m+60 m+40 m=140 m（A 型梁）和第四聯等截面連續梁5×35 m=175 m（B 型梁）為高架橋典型橋跨布置。

三跨變截面連續梁（40 m+60 m+40 m=140 m）支點、跨中梁高分別為3.09 m、1.84 m，高跨比分別為1/19.4、1/32.6，五跨等截面連續梁（5×35 m=175 m）梁高為1.75 m，高跨比為1/20。其中鋼梁縱向采用單箱四室開口槽型斷面（見圖1），鋼梁橫向采用腹板豎肋+ 頂底板橫肋的橫隔板結構形式，鋼梁上覆預制混凝土橋面板，橋面板厚度為35 cm（見圖2）。

圖1 典型橫斷面布置（單位：mm）

圖2 現場施工照片

2 組合箱梁橋負彎矩區設計方法

負彎矩區設計一直是連續鋼混組合箱梁橋的設計難點，現行的負彎矩區主流設計思路主要分為以下兩種：預應力混凝土A 類構件設計- 允許橋面板出現一定限值的拉應力，但傳統待橋面板和鋼梁結合后再通過張拉預應力鋼束施加預壓應力的方法，會將很大一部分預壓應力施加到鋼梁上，從而促成了后結合預應力施加方法的出現——即先對橋面板進行預應力張拉，再將其與鋼梁進行組合[12]，橋面板預應力導入效率大為提高；普通鋼筋混凝土構件設計- 容許橋面板開裂，但通過密集配筋控制其裂縫寬度。對于大跨鋼混組合箱梁橋負彎矩區橋面板而言，由于負彎矩數值較大，實現預應力混凝土A 類構件的設計思路非常困難，構造簡單、施工便捷的普通鋼筋混凝土構件的設計思路成為必然選擇。本次臨汾市濱河西路與彩虹橋、景觀大道立交橋項目鋼混組合梁負彎矩區采用橋面板密集配筋配合支點頂升工藝的設計方法，通過支點頂升向橋面板施加預壓應力，成功實現了負彎矩區橋面板普通鋼筋混凝土構件的設計思路（見圖3）。

圖3 設計方法樹狀圖

3 頂升工藝設計參數研究

橋面板施工工序、支點頂升順序、橋面板存放齡期是基于頂升工藝組合箱梁橋負彎矩區設計方法的重要設計參數，這些關鍵參數與結構的施工力學性能、成橋力學性能密切相關。本節以典型橋跨5×35 m=175 m（A 型梁）和40 m+60 m+40 m=140 m（B型梁）為研究對象，研究上述參數對橋面板及鋼梁應力分布的影響規律。數值分析采用大型有限元通用軟件MIDAS CIVIL，建立全橋桿系模型，A 型梁、B型梁有限元模型見圖4、圖5。

圖4 A 型梁有限元模型

圖5 B 型梁有限元模型

（1）橋面板施工工序

鋼混組合結構橋梁在形成組合結構的過程中，不同的橋面板施工工序對結構內力分布、施工效率及工程造價都將產生影響。為對比不同橋面板施工工序對結構整體受力的影響，現選取兩種橋面板施工工序來進行討論。

工序一：先澆筑跨中橋面板，后澆筑支點橋面板，此種方法也被稱為皮爾格法。

工序二：先澆筑支點橋面板，后澆筑跨中橋面板。

不同橋面板施工工序影響下成橋階段鋼梁與橋面板的各個位置最不利應力對比見表1。

表1 鋼梁及橋面板應力對比

對比計算結果可知橋面板施工工序對結構受力影響顯著，尤其是鋼梁頂緣應力和橋面板應力變化較大。對于A 型梁，鋼梁頂緣最大拉應力工序一較工序二增幅為133%，橋面板最大拉應力工序一較工序二降幅為68%；對于B 型梁鋼梁頂緣最大拉應力工序一較工序二增幅為74%，橋面板最大拉應力工序一較工序二降幅為60%。

鑒于以上分析，工序一（皮爾格法）雖然增加了中支點鋼梁頂緣拉應力，但此區域橋面板的拉應力得到有效減小，表明為降低鋼混組合連續梁中支點負彎矩區混凝土橋面板的受拉范圍和拉應力數值，應盡量使負彎矩區橋面板滯后施工，延緩其與鋼梁結合參與結構整體受力的時間。

（2）支點頂升順序

支點升降法是對負彎矩區橋面板施加預壓應力的有效手段之一，該方法在負彎矩區橋面板與鋼梁結合前，先頂升支點，待橋面板與鋼梁結合硬化后再回落到位，進而向橋面板施加預壓應力。為研究不同頂升順序對結構整體受力的影響，現對A 型梁、B 型梁各支點頂升先后順序進行討論。不同梁型對應頂升順序見表2。

表2 頂升工序列表

表3 列出了采用不同頂升工序時，鋼梁頂、底緣最大應力及橋面板應力。

表3 鋼梁及橋面板應力對比

對比計算結果可知，對于A 型梁，采用三種頂升工序對鋼梁的應力分布影響較小，對橋面板的應力分布影響較為顯著；頂升順序為工序一時內側中支點橋面板受拉，外側中支點橋面板受壓，此工序對中支點施加預壓應力的效果欠佳；工序二、工序三將中支點橋面板的受力狀態優化為全截面受壓，工序二對所有中支點橋面板施加的預壓應力呈均勻狀態，數值在3 MPa 左右，而工序三狀態下內側中支點橋面板施加的預壓應力要明顯高于外側中支點橋面板。對于B 型梁，采用兩種頂升工序對鋼梁、橋面板的應力分布均影響顯著；工序二狀態下鋼梁應力要明顯高于工序一，最不利應力位置出現在中支點頂緣，應力數值已超過鋼材屈服強度；工序一狀態下橋面板預壓應力呈均勻狀態，數值在6 MPa 左右，而工序二狀態下，滯后頂升處的中支點橋面板獲得了更大的預壓應力，對橋面板整體受力不利。

鑒于以上分析，頂升工序是影響鋼混組合梁內力分布的關鍵因素，橋面板預壓應力施加效果、鋼梁應力不超限是評價頂升工序的重要指標，顯然A 型梁最優頂升工序為先中墩、后邊墩，B 型梁最優頂升工序為同時頂升。

（3）橋面板存放齡期

容許橋面板開裂、限制裂縫寬度是鋼混組合梁橋負彎矩區的主流設計方法，混凝土齡期是影響負彎矩區組合梁橋面板軸向拉力及裂縫寬度的重要因素，本節將對混凝土齡期對成橋狀態橋面板軸向拉力（裂縫寬度）及鋼梁內力分布的影響展開討論。

a. 對橋面板軸向拉力及裂縫寬度的影響

分別考慮預制混凝土橋面板存放齡期為7 天（模擬現澆工藝）、1 個月、2 個月、3 個月、6 個月時，計算比對正常使用極限狀態頻遇組合下橋面板軸力及其對應的裂縫寬度，計算結果見表4（A 型梁）、表5（B 型梁）。

表4 A 型梁橋面板軸力及裂縫寬度

表5 B 型梁橋面板軸力及裂縫寬度

圖6、圖7 為A 型梁成橋狀態橋面板軸向拉力、裂縫寬度隨其存放齡期的關系曲線圖，結合表4 可知：隨著預制橋面板存放齡期的增大，橋面板的軸向拉力、裂縫寬度呈逐漸減小趨勢。

圖6 A 型梁橋面板軸向拉力隨齡期增大分布圖

圖7 A 型梁橋面板裂縫寬度隨齡期增大分布圖

圖8 為A 型梁橋面板軸向拉力、裂縫寬度增幅隨其存放齡期的關系曲線圖（參照樣本為齡期6 個月的橋面板軸向拉力、裂縫寬度），結合表4 可知：相較存放齡期為180 d 時，存放齡期為7 d、30 d、60 d及90 d 時橋面板裂縫寬度增幅分別達25.4%、16.7%、11.3%和7.6%。

圖8 A 型梁橋面板軸力和裂縫增幅

圖9、圖10 為B 型梁成橋狀態橋面板軸向拉力、裂縫寬度隨其存放齡期的關系曲線圖，結合表5 可知：隨著預制橋面板存放齡期的增大，橋面板的軸向拉力、裂縫寬度同樣呈逐漸減小趨勢。

圖9 B 型梁橋面板軸向拉力隨齡期增大分布圖

圖10 B 型梁橋面板裂縫寬度隨齡期增大分布圖

圖11 為B 型梁橋面板軸向拉力、裂縫寬度增幅隨其存放齡期的關系曲線圖（參照樣本為齡期6 個月的橋面板軸向拉力、裂縫寬度），結合表5 可知：相較存放齡期為180 d 時，存放齡期為7 d、30 d、60 d 及90 d 時橋面板裂縫寬度增幅分別達33.3%、21.9%、15.0%和10.1%。

圖11 B 型梁橋面板軸力和裂縫增幅

鑒于以上分析，混凝土收縮、徐變是影響負彎矩區橋面板所受軸向力大小和裂縫寬度的一個重要因素。相比現澆橋面板而言（存放齡期7 d），預制橋面板延緩了其與鋼梁的結合時間，進而減小了收縮、徐變對其產生的拉應力。

b. 對鋼梁應力分布的影響

同樣考慮預制混凝土橋面板存放齡期為7 d、1、2、3、6 個月時，計算比對正常使用極限狀態頻遇組合下鋼梁應力分布，計算結果見表6（A 型梁）、表7（B 型梁）。

表6 A 型梁鋼梁頂、底緣應力

表7 B 型梁鋼梁頂、底緣應力

由圖12、圖13 可知：鋼梁頂緣應力隨存放齡期增長而增大，鋼梁底緣應力隨存放齡期增大而減小，但影響幅度均較小。

圖12 A 型梁鋼梁應力分布圖

圖13 B 型梁鋼梁應力分布圖

綜上所述，皮爾格法、各中支點預壓應力均勻的頂升順序、預制橋面板的綜合應用才能降低負彎矩區橋面板拉應力、提高其抗裂性能，從而成功實現通過密集配筋配合頂升工藝的負彎矩區設計思路，連續鋼混組合箱梁橋優化施工工序圖見圖14（以B 型梁為例）。

圖14 優化施工工序圖（B 型梁）

4 施工全過程線型控制

基于頂升工藝的組合箱梁橋成橋線型控制至關重要，為了實現設計線型與施工線型的吻合，施工全過程對結構線型進行了實時監控。

圖15 列出了變截面連續梁40 m+60 m+40 m=140 m（B 型梁）的施工全過程設計線型與施工線型關系曲線圖（以架設跨中橋面板工況結構線型高程為基準高程），由圖15 可知頂升鋼梁工況、鋼梁回落工況施工線型與設計線型高程最大誤差分別為13 mm、12 mm，表明關鍵施工工況頂升鋼梁、鋼梁回落結構線型控制良好。

圖15 結構線型監控（B 型梁）

5 結語

本文以臨汾市濱河西路與彩虹橋、景觀大道立交橋項目為工程背景（見圖16），以解決連續組合箱梁橋負彎矩區橋面板開裂為設計目標，提出了基于頂升工藝的組合箱梁橋負彎矩區設計方法，并對橋面板施工工序、支點頂升順序及橋面板存放齡期進行了參數化分析，得到如下結論：

圖16 工程實景照片

（1）皮爾格法為橋面板優化施工工序，降低中支點橋面板拉應力幅度達60%以上。

（2）各支點橋面板預壓應力水平相當是評價支點頂升順序的重要指標，5 跨等截面組合箱梁橋（A型梁）、3 跨變截面組合箱梁橋（B 型梁）的優化頂升順序分別是先中墩后邊墩和兩墩同時頂升。

（3）相比現澆橋面板，存放齡期6 個月的預制橋面板可有效降低橋面板裂縫寬度，降幅達20%。

因此，臨汾市濱河西路與彩虹橋、景觀大道立交橋項目是采用基于頂升工藝的組合箱梁橋負彎矩區設計方法的一次成功工程嘗試，其設計思路、設計參數可為國內同類鋼混組合箱梁設計提供很好的借鑒意義和參考價值，從而推動鋼混組合箱梁橋在國內的工程應用。