劉 晟

(長沙理工大學建筑與土木工程學院，湖南 長沙 410114)

0 引言

隨著交通量的日益增加、城市出行壓力增大、繁忙路口擁堵不堪，為緩解交通壓力并有效分流，修建立交橋是一個有效的解決方法。受跨越路線的需要以及建造場地的制約，立交橋一般具有曲率半徑小、跨越要求高、連續(xù)多跨的特點。另外，隨著社會的進步，除了滿足交通線上跨越障礙物的功能要求外，人們還對橋梁結構美觀性的要求越來越高。鋼—混凝土組合箱梁能很好地發(fā)揮混凝土的抗壓性能和鋼材的抗拉、抗剪性能，具有自重輕、截面輕巧美觀、跨越能力大的優(yōu)點。因而連續(xù)鋼－混凝土組合曲線箱梁橋在城市立交的設計中越來越多地受到設計師們的青睞［1－3］。

但是在外荷載作用下，連續(xù)鋼－混組合梁橋負彎矩區(qū)的混凝土橋面板處于受拉，而鋼梁處于受壓的不利受力狀態(tài)。在各種荷載的組合以及其它因素作用下，負彎矩區(qū)的混凝土板往往會因拉應力過大而開裂［4－6］，從而導致整個結構的剛度降低，承載能力下降，進而影響到結構的安全性、使用性以及耐久性。因此，在鋼－混組合橋梁的設計過程中，會使用一些方法對負彎矩區(qū)的混凝土板施加預壓應力，使得橋梁在成橋狀態(tài)下，具備一定的壓應力儲備，以防止橋梁在正常使用狀態(tài)下出現(xiàn)混凝土板開裂的現(xiàn)象［7－9］。

在直線鋼—混組合梁橋中常見的強迫位移法［10］是在安裝架設鋼梁完成之后，將中支點所有支座預抬相同位移，接著澆筑混凝土板，待其達到設計強度后，再將中支點下降到成橋的標高，這樣會在全橋范圍的混凝土板內產生預壓應力。該方法在直線鋼—混組合梁橋中已取得了較多的工程實踐經驗［7，11－15］。

但對于鋼—混組合曲線箱梁橋，尤其是小半徑此類橋梁，由于曲率半徑的影響以及可能出現(xiàn)的扭轉現(xiàn)象，使得這種方法的適用性可能與直橋有所不同。本文中筆者對強迫位移法用于鋼—混組合曲線箱梁橋進行了分析，研究了此方法所產生的預壓效應隨曲率半徑的變化趨勢以及在這種方法作用下結構的受力性能隨曲率半徑的變化趨勢，分析結果并總結規(guī)律，為鋼－混組合曲線箱梁橋負彎矩區(qū)預壓應力施加方案的設計提供參考。

1 工程概況

本文以某三跨連續(xù)鋼—混組合曲線箱梁橋為工程背景，跨徑為25 m。該橋采用單箱雙室的箱形截面，如圖1所示，梁高 1.6 m，頂板寬 9.3 m，底緣寬5.3 m。鋼梁的橫斷面為開口箱梁，鋼梁腹板厚16 mm，翼板厚16 mm，寬600 mm，翼板頂面設置剪力釘;箱梁底緣厚24 mm，根據(jù)結構受力需要，箱梁腹板、底緣鋼板設置縱橫向加勁肋。橋面板采用C50 鋼筋混凝土結構，板厚25 cm，橫坡設置為2%，橋面板內布置縱橫向受力鋼筋?；炷翗蛎姘逋ㄟ^剪力釘與鋼梁形成整體共同受力。

圖1 鋼混組合箱梁橫截面(單位:mm)

2 有限元模型

2.1 簡化及假定

影響結構性能的因素很多，為簡化計算模型，節(jié)約計算時間和存儲空間，并著重關注對結構性能影響較大的因素，因此在盡可能減小對結構影響的前提下進行了部分的簡化和假設，如下所述:①忽略了結構縱坡的影響;②偏保守地未考慮加勁肋的有利作用;③不考慮鋼梁與混凝土板之間的滑移，認為剪力連接鍵可靠有效;④未考慮混凝土板收縮徐變對預壓效果和結構受力性能的影響。

2.2 模型介紹

采用ANSYS 程序建立有限元模型，如圖2a 和圖2b 所示，其中鋼梁為shell63 的三維4 節(jié)點板單元，混凝土為solid185 的三維8 節(jié)點塊單元。

圖2 結構有限元模型

邊界條件:A1、A2 和A4 橋墩處的外側支座采用雙向支座，即只約束豎向的位移，內側支座采用單向支座，即約束徑向和豎向位移;A3 橋墩處的外側支座采用單向支座，即約束切向和豎向位移，內側支座采用固定支座，即約束切向、徑向和豎向的位移。在鋼梁與混凝土交界處單元共用節(jié)點。

3 計算結果

在保持橋梁寬度及橫坡不變的條件下，本文研究了采用強迫位移法時(即在ANSYS 計算模型中，對A2 和A3 橋墩處的內、外側支座均施加10 cm 預抬升)，曲率半徑分別為 R =200 m、R =150 m、R =125 m、R=100 m、R=75 m、R =65 m、R =55 m、R =45 m、R=35 m、R =25 m 的鋼—混組合曲線箱梁橋所產生的預壓效果以及在此方法作用下結構受力性能隨曲率半徑的變化趨勢。限于篇幅，僅給出1/2結構的計算結果。

3.1 支座反力計算結果

圖3給出了支座反力隨曲率半徑的變化曲線。

從圖3a 和圖3b 中可見，A1 橋墩處內側支座在支座回落前、后都受壓，支座回落前的內側支座豎向反力值隨著曲率半徑的增大而增大，支座回落后的支座豎向反力值隨著曲率半徑的增大而減小，回落前的支座反力小于回落后。回落前后的反力差值較大，并且隨著曲率半徑的增大而減小。半徑為25 m 時最大，達到1 910 kN。A1 橋墩處外側支座在支落回落前、后都受壓，支座回落前的外側支座豎向反力值隨著曲率半徑的增大而減小，支座回落后的豎向反力值隨著曲率半徑的增大而增大?；芈淝昂蟮姆戳Σ钪惦S曲率半徑的增大而減小，半徑為25 m 時最大，達到 1 360 kN;半徑為 200 m 時，支反力差值接近于0。

從圖3c 和圖3d 中可見，在支座回落前，A2 橋墩處的內側支座在各種曲率半徑下都受壓。但在支座回落后，當曲率半徑R≤55 m 時，內側支座出現(xiàn)了受拉的情況，當曲率半徑＞55 m 時，內側支座受壓。內側支座回落前后的反力差值較大，并隨著曲率半徑的增大而減小，當曲率半徑為25 m 時最大，反力差值達到4 670 kN。A2 橋墩處的外側支座在支座回落前、后都受壓，支座回落前豎向反力值隨著曲率半徑的改變，其值變化不大;支座回落后，豎向反力值隨曲率半徑的增大而減小。回落前后的反力差值也較大，并隨著曲率半徑的增大而減小，當半徑為25 m 時最大，達到4 100 kN。

從支點回落前、后支座反力的差值可以看出，對中墩處內、外側支座施加相同的強迫位移會使得結構內、外側支座不均。

圖3 支座豎向反力隨曲率半徑變化曲線

3.2 應力計算結果

圖4和圖5分別給出了墩頂混凝土板頂緣預加正應力和鋼梁von Mises 應力隨曲率半徑變化的趨勢曲線。其中支座回落前、后鋼梁底緣的von Mises應力有一定的變化，但變化不大，如支座回落前鋼梁底緣的von Mises 應力的最大值為153 MPa(出現(xiàn)在曲率半徑等于25 m 時)。因而后續(xù)的鋼梁截面應力僅給出了支點回落后的計算結果，旨在反映成橋狀態(tài)下，鋼梁截面應力隨曲率半徑的變化規(guī)律。

圖4 A2 墩頂混凝土板頂緣預加正應力隨曲率半徑變化曲線

從圖4中可以看出，A2 墩頂混凝土板頂緣內腹板處的預加正應力隨著曲率半徑的增大而減小，而外腹板處的預加正應力隨著曲率半徑的增大而增大，中腹板處的預加正應力值隨著半徑的改變其值變化不大，并且隨著曲率半徑的增大，三者的大小趨于一致。

通過對相同曲率半徑的內、外腹板處混凝土的預加正應力進行對比分析可以發(fā)現(xiàn)，當曲率半徑較小(小于等于55 m)時，內、外腹板處混凝土的預加正應力值的大小差異較大，且隨著曲率半徑的減小，這種差別更為明顯。當曲率半徑為25 m 時，內腹板處混凝土的預加正應力值達到4.4 MPa，而外腹板處僅為 0.5 MPa。

對于小半徑鋼—混曲線箱梁橋而言，對中墩處內、外側支座施加相同的強迫位移會對混凝土板產生內、外側不一樣的預加效果。因此當曲率半徑較小時，外側混凝土板難以達到理想的預壓效果。

圖5 回落后，鋼梁截面von Mises 應力隨曲率半徑變化曲線

從圖5a 和圖5b 中可見，A2 橋墩處鋼梁底緣von Mises 應力隨著曲率半徑的增大而減小。A2 橋墩處鋼梁頂緣內腹板和中腹板的von Mises 應力隨著曲率半徑的增大而減小，而外腹板的von Mises 應力隨著曲率半徑的增大而略微增大，并且曲率半徑大于150 m 時，內、外腹板的von Mises 應力較為接近。曲率半徑對內腹板的應力影響較大(R 小于55 m 的范圍內)，而外腹板及中腹板的應力對曲率半徑的變化不甚敏感。

從圖5c 和圖5d 可見，邊跨跨中鋼梁外腹板處頂、底緣的von Mises 應力都隨著曲率半徑的增大而減小，內腹板處頂、底緣的von Mises 應力都隨著曲率半徑的增大而增大，中腹板的von Mises 應力變化不大，隨著曲率半徑的增大，3 個位置的von Mises應力值將趨于一致。

從以上結構性能指標隨曲率半徑的變化趨勢來看，當曲率半徑小于55 m 時，結構性能指標隨曲率半徑變化曲線的斜率較大，說明在此范圍內曲率半徑對結構性能的影響較大。當曲率半徑大于55 m時，曲線的斜率趨于平緩，曲率半徑對結構性能的影響較小。

若對同一中橋墩處內、外側支座施加不同的強迫位移時，可以使支座不均勻受力的現(xiàn)象得到改善，但同時會使負彎矩區(qū)混凝土板的預壓效果減弱。具體的分析將在另文中討論。

4 建議與結論

本文針對鋼—混組合曲線箱梁橋，研究了對中墩處內、外側支座施加相同的強迫位移時所產生的預壓效應隨曲率半徑的變化趨勢以及在此作用下結構的受力性能隨曲率半徑的變化趨勢，得出以下結論及建議:

1)當曲率半徑較小時，對中墩處內、外側支座施加相同的強迫位移會使內、外側混凝土板所產生的預加效果差異較大，并且隨著曲率半徑的減小，這種差別越為明顯。因而對于小半徑鋼－混凝土曲線箱梁橋而言，如此施加強迫位移難以使負彎矩區(qū)外側混凝土板達到理想的預壓效果。

2)對于小半徑鋼－混組合曲線箱梁橋，對中墩處內、外側支座施加相同的強迫位移會使結構出現(xiàn)內側支座卸載，外側支座加載的情況，從而造成內、外側支座受力嚴重不均勻。

3)對中墩處內、外側支座施加相同的強迫位移會使結構產生較明顯的扭轉，導致內、外側鋼梁、混凝土板應力及內、外支座反力差異較大，因此在小半徑的鋼—混組合結構曲線箱梁橋中需謹慎使用。

［1］王 琛.城市道路立交方案設計［J］.公路工程，2011，36(2):83－86.

［2］高島春生.曲線梁橋［M］.張德禮譯.北京:中國建筑工業(yè)出版社，1979.

［3］朱聘儒.鋼－混凝土組合梁設計原理［M］.北京:中國建筑工業(yè)出版社，1989.

［4］Rambod Hadidi，S.M.，M.Ala Saadeghvaziri，M.Transverse Cracking of Concrete Bridge Decks:State-of-the-Art［J］.Journal of Bridge Engineering，2005，10(5):503 －510.

［5］Frosch，R.J.，Radabaugh，R.D.，and Blackman，D.T.Investigation of transverse deck cracking［Z］.Proc.，Structures Congress，ASCE，Reston ，Va.2002.

［6］劉文會，常廣利.鋼－混組合連續(xù)梁負彎矩區(qū)開裂彎矩的研究［J］.公路工程，2010，35(3):46 －48.

［7］候文崎，葉梅新.連續(xù)結合梁橋負彎矩區(qū)混凝土板裂縫寬度控制方法研究［J］.鐵道學報，2003，25(1):109 －112.

［8］聶建國，張眉河.鋼－混凝土組合梁負彎矩區(qū)混凝土裂縫的研究［J］.清華大學學報(自然科學版)，1997，37(6):95 －99.

［9］聶建國，樊健生.組合梁在負彎矩作用下的剛度分析［J］.工程力學，2002，8(4):33 －36.

［10］Roik K.，Haensel J.Design and constrction methods for composite girders in Eurlpe［J］.The design of steel bridges，London，Granada，1981:387 －408.

［11］李新平，陳宜健，陳 湖，等.連續(xù)曲梁中支點合理預偏心距的確定［J］.公路工程，2010，35(6):22 －25.

［12］鄧 爽，宋遠明，吳徐華，等.某大橋支座偏移的頂升平移處理［J］.公路工程，2013，38(1):143 －145.

［13］邢佶慧，陳愛國，楊慶山.連續(xù)鋼－混凝土結合梁橋負彎矩區(qū)處理方法研究［J］.哈爾濱工業(yè)大學學報，2007，39(6):976 －979.

［14］邢佶慧，陳愛國，楊慶山.連續(xù)結合梁橋負彎矩區(qū)處理方法的參數(shù)分析［J］.沈陽建筑大學學報(自然科學版)，2007，23(3):372 －376.

［15］孫 蓓.大跨鋼－ 混凝土組合曲線箱梁橋參數(shù)敏感性研究［D］.西安:西安建筑科技大學，2012.