安里鵬，汪 宏，安永日

（1.重慶交通大學土木建筑學院，重慶 400074;2.招商局重慶交通科研設(shè)計院有限公司，重慶 400067）

波形鋼腹板連續(xù)剛構(gòu)橋靜力特性分析

安里鵬1，汪 宏2，安永日2

（1.重慶交通大學土木建筑學院，重慶 400074;2.招商局重慶交通科研設(shè)計院有限公司，重慶 400067）

以主跨為160 m的波形鋼腹板和預(yù)應(yīng)力混凝土橋為研究對象，通過數(shù)據(jù)模擬分析，比較了2種結(jié)構(gòu)的預(yù)應(yīng)力效應(yīng)、溫度梯度、溫度變化、成橋狀態(tài)下的應(yīng)力分布和徐變收縮等影響。計算結(jié)果表明:與預(yù)應(yīng)力混凝土橋相比，波形鋼腹板橋的預(yù)應(yīng)力效率高，但徐變收縮導致的預(yù)應(yīng)力損失大，受溫度影響略小。

波形鋼腹板;連續(xù)剛構(gòu)橋;預(yù)應(yīng)力效應(yīng);靜力特性

波形鋼腹板箱梁是用波形鋼板代替混凝土腹板，與PC箱梁橋相比有以下優(yōu)點［1］:箱梁自重減輕10%～25%;波形鋼腹板的折縐效應(yīng)提高了預(yù)應(yīng)力的效率;體外索可調(diào)換;波形鋼腹板抗剪強度高;有效解決傳統(tǒng)PC箱梁橋腹板的開裂問題;造型美觀、施工方便，提高了施工速度等。我國在2005年1月建成國內(nèi)首座波形鋼腹板PC組合箱梁橋——淮安長征橋，截止2010年底，我國已建成13座，包括在建橋梁有22座。

各國學者對波形鋼腹板PC箱梁橋已進行了一系列的研究。國外對該類型橋梁的研究主要有:R.Luo，等［2］對波形鋼腹板的屈曲進行了系統(tǒng)研究;EL-Metwally，等對波形鋼腹板梁的抗彎性能進行了研究;Y.L.Mo，等［3］對波形鋼腹板梁的抗扭進行研究;C.L.Chan，等［4］對波形鋼腹板梁的極限承載能力進行了研究。

在國內(nèi)，王福敏，等［5］探討了波形鋼腹板承載能力及發(fā)生失穩(wěn)的規(guī)律;吳文清［6］提出了單箱單室波形鋼腹板組合箱梁有效寬度計算公式;李宏江［7］分析了這種結(jié)構(gòu)在偏心荷載作用下的扭轉(zhuǎn)性能及其計算方法，并提出此類梁的撓度計算方法;徐岳，等［8］對波形鋼腹板組合箱梁極限承載力進行了分析。王芳［9］推導了波形鋼腹板組合箱梁的長期預(yù)應(yīng)力筋損失和徐變變形計算公式。

目前，上述國內(nèi)對波形鋼腹板PC箱梁橋的研究多集中于主跨小于40 m的中小跨徑，對特大跨徑波形鋼腹板PC箱梁橋的研究相對較少。隨著國內(nèi)波形鋼腹板橋設(shè)計、施工技術(shù)的不斷成熟，波形鋼腹板橋梁逐步在向大跨徑方向發(fā)展，但其受力性能尚存在不明的地方。

因此，筆者以主跨為160 m的波形鋼腹板和預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋為研究對象，通過數(shù)據(jù)模擬，分析其受力特性。

1 有限元模型的建立

1.1 橋梁概況

建模橋梁跨徑為90 m+160 m+90 m的波形鋼腹板PC組合箱梁連續(xù)剛構(gòu)橋和PC連續(xù)剛構(gòu)橋，主墩均為雙肢薄壁墩。波形鋼腹板橋的墩高為60 m，PC橋的墩高為59.5 m。橋梁結(jié)構(gòu)主要尺寸見圖1。

波形鋼腹板橋橋墩根部梁高9.5 m，跨中及邊墩處梁高4.5 m，梁截面頂板寬12 m，底板寬6.5 m，底板厚0.3～1.1 m，腹板厚12～24 mm。PC 橋橋墩根部梁高10 m，跨中及邊墩處梁高3.25 m，梁截面頂板寬12 m，底板寬 6.6 m，底板厚0.4～1.4 m，腹板的厚度為0.4～1.0 m。2結(jié)構(gòu)梁高及底板厚均按2次拋物線變化，橋梁橫截面主要尺寸及鋼腹板波形見圖2。

圖1 橋梁結(jié)構(gòu)主要尺寸（單位:cm）Fig.1 The main dimensions of bridge structure

圖2 截面主要尺寸（單位:cm）Fig.2 The main dimensions of cross-section

1.2 建模

利用MIDAS軟件共建立3個模型，模型1為波形鋼腹板PC組合箱梁連續(xù)剛構(gòu)橋模型（圖3），模型2為模型1中的波形鋼腹板用RC代替，頂?shù)装迮c預(yù)應(yīng)力布置與模型1相同。因模型2受力不能滿足設(shè)計要求，模型3為滿足受力要求的PC連續(xù)剛構(gòu)橋模型。

3模型均采用梁單元。波形鋼腹板結(jié)構(gòu)梁單元，采用波形鋼腹板形式截面或變截面建立。墩底約束全部位移和轉(zhuǎn)角，約束梁兩端y、z方向位移和Rx、Rz方向轉(zhuǎn)角。順橋向為x軸，橫橋向為y軸，豎向為 z軸。梁采用 C60混凝土，波形鋼板采用Q345C，預(yù)應(yīng)力束 fpk=1 860 MPa。

圖3 波形鋼腹板連續(xù)剛構(gòu)橋模型Fig.3 The model of continuous rigid frame bridge with corrugated steel webs

模型1和模型3梁部和全橋自重如表1，模型1梁部和全橋自重分別為模型3的81%、84%。模型1和模型3的跨中及橋墩根部梁截面模量如表2，模型1截面面積為模型3的0.51～0.76倍，模型1截面Iyy在跨中處為模型3的1.95倍，橋墩根部處為0.64 倍;模型1 截面 Izz為模型3 的0.46 ～0.72倍。

表1 梁部及整體結(jié)構(gòu)自重Tab.1 Self-weight of bridge structure /kN

2 計算結(jié)果及分析

2.1 預(yù)應(yīng)力效應(yīng)比較

預(yù)應(yīng)力索張拉力對梁產(chǎn)生的應(yīng)力分布如表3。在頂板，模型1應(yīng)力為模型2的1.20～1.46倍，均受壓。在底板，2模型在中跨和邊跨跨中均受壓，模型1應(yīng)力分別為模型2的1.24和1.29倍。在負彎矩區(qū)的頂板和正彎矩區(qū)的底板對波形鋼腹板有利。其主要原因為波形鋼腹板的折縐效應(yīng)，提高了預(yù)應(yīng)力效應(yīng)。

比較模型1和模型3，考察頂板應(yīng)力分布，模型1為模型3的0.94～1.47倍，均受壓。在底板，2模型在中跨和邊跨跨中均受壓，模型1應(yīng)力為模型3的1.15和1.86倍，其主要原因仍為波形鋼腹板的折縐效應(yīng)。模型3梁截面應(yīng)力值基本大于模型2，主要原因為模型3的預(yù)應(yīng)力鋼束布置與實際情況接近，數(shù)量較模型2多。

表2 截面主要特征值比較Tab.2 Comparison of main eigenvalue of cross-section

表3 初始張拉力引起的截面頂?shù)装逭龖?yīng)力比較Tab.3 Comparison of the direct stress on the top and bottom of the cross-section /MPa

2.2 收縮徐變引起的預(yù)應(yīng)力損失比較

收縮徐變引起的預(yù)應(yīng)力損失如表4。預(yù)應(yīng)力鋼束分別取了頂、底板截面中最長、最短及中等長度鋼束。

比較模型1和模型2，模型1的預(yù)應(yīng)力損失是模型2的1.15～1.71倍。比較模型1和模型3，模型1的預(yù)應(yīng)力損失是模型3的0.95～2.01倍。波形鋼腹板結(jié)構(gòu)預(yù)應(yīng)力損失比PC結(jié)構(gòu)大的主要原因為，波形鋼腹板結(jié)構(gòu)預(yù)應(yīng)力初始張拉力對混凝土產(chǎn)生的應(yīng)力比PC結(jié)構(gòu)大，引起結(jié)構(gòu)的收縮徐變較PC結(jié)構(gòu)大。

表4 收縮徐變引起的預(yù)應(yīng)力損失比較Tab.4 Comparison of prestress loss caused by shrinkage and creep /MPa

2.3 成橋狀態(tài)時截面應(yīng)力比較

結(jié)構(gòu)實際工作狀態(tài)即成橋狀態(tài)梁正應(yīng)力分布如表5。比較模型1和模型2，模型1壓應(yīng)力為模型2的1.04～2.43倍，比較模型1和模型3，模型1壓應(yīng)力是模型3的0.93～7.65倍，在負彎矩區(qū)的頂板和正彎矩區(qū)的底板對波形鋼腹板結(jié)構(gòu)有利。其主要原因為波形鋼腹板結(jié)構(gòu)的截面面積較PC結(jié)構(gòu)小和波形鋼腹板的折縐效應(yīng)影響。

表5 成橋狀態(tài)截面頂、底板正應(yīng)力比較Tab.5 Comparison of direct stress on the top and bottom of the cross－section under the finished bridge state /MPa

2.4 溫度梯度和溫度變化時應(yīng)力比較

溫度梯度及溫度變化效應(yīng)對截面頂部產(chǎn)生的應(yīng)力分布如表6。在溫度梯度工況下，模型1為模型3的89% ～95%，對波形鋼腹板結(jié)構(gòu)有利，正溫差產(chǎn)生壓應(yīng)力，最大值為4.8 MPa，負溫差產(chǎn)生拉應(yīng)力，最大值為2.4 MPa。主要原因為正溫差引起梁的上撓轉(zhuǎn)角效應(yīng)，導致上緣受壓，反溫差效應(yīng)正好與之相反。

溫度變化對模型1和模型3上緣影響很小，產(chǎn)生的最大壓應(yīng)力為 0.1 MPa，最大拉應(yīng)力為0.3 MPa，且模型1上緣應(yīng)力與模型3基本相等。

表6 截面頂板在溫度梯度和溫度變化工況下應(yīng)力比較Tab.6 Comparison of stress on the top of the cross-section under the temperature gradient and temperature changing/MPa

2.5 結(jié)構(gòu)驗算

對模型1和模型3進行正常使用極限狀態(tài)下驗算，結(jié)果如表7，模型1和模型3均滿足設(shè)計要求。

表7 模型驗算Tab.7 Model checking /MPa

3 結(jié)論

根據(jù)對波形鋼腹板結(jié)構(gòu)和PC結(jié)構(gòu)的預(yù)應(yīng)力效應(yīng)、溫度梯度、溫度變化、成橋狀態(tài)下的應(yīng)力分布和徐變收縮等影響的比較分析，得到以下結(jié)論:

1）在預(yù)應(yīng)力鋼束布置及頂?shù)装褰孛嫦嗤臈l件下，波形鋼腹板預(yù)應(yīng)力效應(yīng)可比 PC結(jié)構(gòu)大20%～46%，充分發(fā)揮了波形鋼腹板的折縐效應(yīng)。

2）收縮徐變引起的波形鋼腹板結(jié)構(gòu)預(yù)應(yīng)力損失為PC結(jié)構(gòu)的0.95～2.01倍，基本對波形鋼腹板結(jié)構(gòu)不利。對此，可適當增加波形鋼腹板結(jié)構(gòu)的預(yù)應(yīng)力鋼束來減少預(yù)應(yīng)力損失對結(jié)構(gòu)的影響。

3）在成橋狀態(tài)，波形鋼腹板的壓應(yīng)力為PC結(jié)構(gòu)的0.93～7.65倍，在負彎矩區(qū)的頂板和正彎矩區(qū)的底板對波形鋼腹板結(jié)構(gòu)有利。

4）溫度梯度工況下，波形鋼腹板結(jié)構(gòu)應(yīng)力為PC結(jié)構(gòu)的89% ～95%，對波形鋼腹板有利。

5）溫度變化對兩結(jié)構(gòu)的影響微小。

（References）:

［1］ 徐君蘭，顧安邦.波形鋼腹板組合箱梁橋的結(jié)構(gòu)與受力分析［J］.重慶交通學院學報，2004，24（2）:1-4.

XU Jun-lan，GU An-bang.The analysis on structure and force in combined box-girder with corrugated steel webs［J］.Journal of Chongqing Jiaotong University，2004，24（2）:1-4.

［2］ Luo R，Edlund B.Shear capacity of plate girders with trapezoidally corrugated webs［J］.Thin-Walled Structures，1996，26（1）:19-44.

［3］ Mo.Y.L，JENG Chyuan-hwan，Chang Y S.Torsional behavior of prestressed concrete bBox-girder bridges with corrugated webs［J］.ACI Structural Journal，2000，97（6）:849-859.

［4］ Chan C L，Khalid Y A，Sahari B B，et al.Finite element aAnalysis of corrugated web beams under bending［J］.Journalof Constructional Steel Research，2002（58）:1391-1406.

［5］ 王福敏，周長曉，張長青.波形腹板箱梁鋼腹板穩(wěn)定試驗研究［J］.公路交通技術(shù)，2003，10（5）:53-56.

WANG Fu-min，ZHOU Chang-xiao，ZHANG Chang-qing.Stability experimental study of box-girder with corrugated steel webs［J］.Technology of Highway and Transport，2003，10（5）:53-56.

［6］ 吳文清.波形鋼腹板組合箱梁剪力滯效應(yīng)問題研究［D］.南京:

東南大學，2002.

［7］ 李宏江.波形鋼腹板箱梁扭轉(zhuǎn)與畸變的試驗研究與分析［D］.南京:東南大學，2003:1-100.

［8］ 徐岳，朱萬勇，楊岳，等.波形鋼腹板PC組合箱梁橋抗彎承載力計算［J］.長安大學學報，2005，3（2）:60-64.

XU Yue，ZHU Wan-yong，YANG Yue，et al，Calculation of ultimate moment capacity of prestressed concrete box-girder bridge with corrugated steel webs［J］.Journal of Chang'an University，2005，3（2）:60-64.

［9］ 王芳.波形鋼腹板組合箱梁力學性能試驗研究［D］.長沙:湖南大學，2007:65-74.

Static Analysis of Characteristic of Continuous Rigid Bridge with Corrugated Steel Webs

AN Li-peng1，WANG Hong2，AN Yong-ri2
（1.School of Civil Engineering ＆ Architecture，Chongqing Jiaotong University，Chongqing 400074，China;
2.China Merchants Chongqing Communications Research ＆ Design Institute Co.，Ltd.，Chongqing 400067，China）

The corrugated steel web structures with a span of 160 meters and prestressed concrete bridge were studied.By analyzing the simulation data，the prestressing effect，temperature gradient，temperature changing，stress distribution under the finished bridge status and shrinkage and creep of the structure between the two different structures were compare.According to the results，the corrugated steel webs bridge had higher efficiency of prestressing than prestressed concrete bridge;on the other hand，corrugated steel webs bridge’s prestress suffered more;the temperature exerted little influence on it.

corrugated steel webs;continuous rigid frame bridge;prestressing effect;static characteristic

U441.5

A

1674-0696（2011）05-0903-04

10.3969/j.issn.1674-0696.2011.05.004

2011-06-07;

2011-06-21

安里鵬（1987-），男，河南洛陽人，研究生，主要從事大跨徑橋梁設(shè)計理論方面的研究。E-mail:zzdxanlipeng@163.com。