呂貴賓，楊　林，宋　雪

（1.中電建路橋集團(tuán)有限公司，北京市 100048；2.中電建路橋集團(tuán)有限公司華中分公司，河南 鄭州 450000）

頂推施工中波形鋼腹板PC組合梁整體受力性能分析

呂貴賓1，楊林1，宋雪2

（1.中電建路橋集團(tuán)有限公司，北京市 100048；2.中電建路橋集團(tuán)有限公司華中分公司，河南 鄭州 450000）

波形鋼腹板PC組合梁在成橋狀態(tài)下的受力與頂推施工中的受力有較大的不同，為了明確箱梁頂推施工過程中受力性能，以國內(nèi)第一座采用整體式頂推施工的大跨度波形鋼腹板PC組合梁為例，采用板殼實(shí)體模型詳細(xì)計(jì)算了組合梁在頂推過程中各個(gè)部分構(gòu)件的受力特性。揭示了箱梁不同位置處截面上頂?shù)装寤炷恋膽?yīng)力變化規(guī)律、支墩反力變化情況和梁體的變形等，可供分析計(jì)算同類橋梁結(jié)構(gòu)受力參考。

波形鋼腹板；頂推；板殼實(shí)體模型；頂?shù)装寤炷?；?yīng)力變化規(guī)律

0　引言

波形鋼腹板組合梁橋具有自重較輕、受力明確等多項(xiàng)優(yōu)點(diǎn)[1]，已經(jīng)在世界各地相繼建設(shè)了大量此類型橋梁，相應(yīng)的施工方法也多種多樣，但采用頂推施工的實(shí)例較少。特別是在國內(nèi)，波形鋼腹板組合梁橋頂推施工的研究和應(yīng)用更為少見。相對于混凝土箱梁橋的頂推施工，頂推施工方法運(yùn)用于波形鋼腹板梁橋卻有著其獨(dú)特的優(yōu)勢[2]：（1）波形鋼腹板梁橋用約10 mm厚的鋼板取代了30～80 cm厚的混凝土腹板，使得上部結(jié)構(gòu)自重減輕20%～30%，從而使頂推力有所減小，并且橋墩與主梁之間的摩擦力減??；（2）傳統(tǒng)混凝土橋梁在運(yùn)用頂推方法施工時(shí)需制作鋼導(dǎo)梁，并且鋼導(dǎo)梁重復(fù)利用機(jī)會少，勢必會增加橋梁的建設(shè)成本，而采用波形鋼腹板自身作為頂推導(dǎo)梁的技術(shù)，將會為橋梁頂推施工技術(shù)節(jié)約成本開辟一條新途徑[3]。

組合箱梁的受力與施工方法密切相關(guān)，基于頂推施工方法成橋的波形鋼腹板PC組合箱梁橋其受力與其它施工方法成橋的有較大不同，目前還未見考慮頂推施工的波形鋼腹板PC組合箱梁橋整體受力性能分析成果。開展波形鋼腹板PC組合箱梁橋在頂推施工過程中的整體受力性能分析研究，對明確結(jié)構(gòu)的受力性能具有重要意義。本文以國內(nèi)第一座采用頂推施工的大跨度波形鋼腹板PC組合梁為例，采用板殼實(shí)體模型詳細(xì)計(jì)算了組合梁在頂推過程中各個(gè)部分構(gòu)件的受力特性，包括頂?shù)装寤炷梁弯摿焊拱宓膽?yīng)力分布情況、支墩反力變化情況和梁體的變形等，為了分析計(jì)算同類橋梁結(jié)構(gòu)受力提供了參考。

1　工程背景

本文分析的橋例是國內(nèi)一座采用頂推法施工的五跨連續(xù)波形鋼腹板PC組合箱梁，縱橋向采用50m等跨徑布置，橫橋向采用雙向六車道分兩幅設(shè)計(jì)。上部結(jié)構(gòu)采用等高度波形鋼腹板混凝土箱梁結(jié)構(gòu)，兩幅之間斷開。單幅截面采用單箱單室斜腹板截面，頂板寬度為12.75 m，底板寬度為6.0 m，腹板傾斜角度為75°。雙幅截面頂緣采用雙向2.0%橫坡，梁底水平布置，箱室中心線處梁高3.5 m，箱梁頂板懸臂長度 3.2 m，內(nèi)室寬度6.35 m，頂板懸臂端部厚0.2 m，根部厚0.55 m；頂板一般厚度均為0.3 m，底板一般厚度為0.25 m，支點(diǎn)橫梁處加厚至0.55 m。波形鋼腹板采用BCSW1600型，鋼板厚度采用t=16 mm和t=20 mm兩種。鋼翼緣板除導(dǎo)梁段翼緣鋼板厚20 mm外，其余一般節(jié)段翼緣鋼板采用16 mm，與混凝土頂板采用Twin-PBL方式連接，與混凝土底板采用栓釘連接，主梁永久預(yù)應(yīng)力采用體內(nèi)、體外預(yù)應(yīng)力混合配置方式。主梁頂、底板采用C60高強(qiáng)度混凝土，鋼腹板采用Q345qC鋼材。橋梁1/2幅橫斷面見圖1。

圖1　橋梁斷面圖(單位：mm)

2　頂推施工過程中整體受力性能

波形鋼腹板PC組合箱梁通過ANSYS板殼—實(shí)體模型進(jìn)行施工階段實(shí)橋模擬。全橋鋼結(jié)構(gòu)用shell43單元模擬；混凝土結(jié)構(gòu)用solid65單元模擬；預(yù)應(yīng)力鋼筋用link8單元模擬；鋼導(dǎo)梁水平撐等型鋼構(gòu)件采用beam189模擬[4]。建模時(shí)考慮結(jié)構(gòu)左右不對稱以及橋面橫坡。不考慮施工過程中上下翼緣板以及結(jié)合段剪力連接件的滑移作用，認(rèn)為鋼和混凝土完全連接，不考慮橋面板橫向預(yù)應(yīng)力作用。為綜合研究頂推施工過程中波形鋼腹板PC組合箱梁整體受力，以及考慮模型的大小，本文模擬組合梁頂推三跨至四跨的過程，有限元模型組合梁建四跨加上導(dǎo)梁跨，共五跨，全橋有限元模型見圖2。

圖2　全橋有限元模型

由于組合梁寬度相對橋梁跨度而言較大，剪力滯效應(yīng)使得組合梁頂板混凝土和底板混凝土的正應(yīng)力在橫橋向會分布不均勻。為分析頂?shù)装寤炷琳龖?yīng)力沿縱橋向分布，取圖3（a）中頂板上緣位置1～5為特征點(diǎn)，分別位于頂板上緣的邊緣、靠近腹板和中間等位置；取圖3（b）底板下緣位置1～3為特征點(diǎn)，分別位于底板下緣的靠近腹板和中間等位置。

圖3　計(jì)算特征位置(單位：mm)

將頂推三跨至四跨的過程細(xì)化成5個(gè)頂推工況，在后文圖表中用lc1～lc5表示，見圖4。其中工況2和工況3時(shí)梁段位置相同，工況2模擬導(dǎo)梁即將上墩前最大懸臂狀態(tài)，工況3模擬導(dǎo)梁上墩時(shí)狀態(tài)。圖4中根據(jù)成橋階段分段，即根據(jù)50 m一段分為導(dǎo)梁段和第一～第五跨，五個(gè)頂推工況分別模擬五個(gè)特征斷面分別處于支點(diǎn)位置、懸臂位置、跨中位置等不同狀態(tài)。

2.1混凝土頂板的應(yīng)力分布特點(diǎn)

圖4　頂推工況(單位：m)

根據(jù)各個(gè)標(biāo)準(zhǔn)跨頂推的5個(gè)工況劃分，分別計(jì)算頂推施工過程中組合梁的受力性能，考慮體內(nèi)體外預(yù)應(yīng)力以及臨時(shí)預(yù)應(yīng)力的作用，得到混凝土頂板的縱向正應(yīng)力結(jié)果見圖5。

圖5　頂推各工況混凝土底板應(yīng)力云圖（單位MPa）

由圖5可知，在頂推施工的5個(gè)工況中，不考慮建模引起的應(yīng)力集中，混凝土頂板的縱向正應(yīng)力在-18～0 MPa的范圍內(nèi)。墩頂支座截面頂板正應(yīng)力為-4～0 MPa，且由于剪力滯效應(yīng)的影響，正應(yīng)力大于-2 MPa的區(qū)域集中在頂板特征點(diǎn)2、4附近；跨中截面頂板正應(yīng)力為-10～-18 MPa，且橫向分布較均勻。工況2斷面9位置由于導(dǎo)梁處于最大懸臂狀態(tài)，在較大負(fù)彎矩作用下大部分區(qū)域出現(xiàn)拉應(yīng)力，而當(dāng)工況3導(dǎo)梁上墩以后，拉應(yīng)力區(qū)域大大減小。工況4坐標(biāo)位置175 m的截面由于處于頂板預(yù)應(yīng)力張拉端附近，存在明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，不考慮該處最大拉應(yīng)力。

為分析頂推中混凝土頂板應(yīng)力沿縱向的分布規(guī)律，取拉應(yīng)力較大的特征點(diǎn)2繪制縱橋向應(yīng)力包絡(luò)圖見圖6，圖中同時(shí)繪出了成橋狀態(tài)特征點(diǎn)2的應(yīng)力分布曲線，其中坐標(biāo)系為以組合梁第五跨左端為原點(diǎn)，以縱橋向?yàn)閤軸的相對坐標(biāo)系，并跟隨者梁體頂推過程不斷右移。由圖6可知，組合梁不同截面在頂推過程中都要經(jīng)歷正負(fù)彎矩的頻繁交替，從而導(dǎo)致混凝土頂板應(yīng)力值也在上下包絡(luò)線之間不斷變化。在成橋狀態(tài)位于跨中附近的截面，其頂推過程中的應(yīng)力上限值高于成橋狀態(tài)應(yīng)力值，部分截面在頂推中頂板出現(xiàn)了拉應(yīng)力，最大可達(dá)3.32 MPa，而大部分截面頂推過程中的應(yīng)力下限值也低于成橋狀態(tài)。因此，除了成橋狀態(tài)位于支座位置的截面，大部分截面頂板的控制應(yīng)力出現(xiàn)在頂推中。

圖6　頂推中混凝土頂板應(yīng)力包絡(luò)圖

表1列出了頂推各工況支點(diǎn)處混凝土頂板的最大正應(yīng)力值。由表可知同一個(gè)墩頂截面頂板正應(yīng)力隨著不同工況而改變，同一個(gè)工況下不同墩頂截面頂板正應(yīng)力也各不相同。頂推過程中，混凝土頂板最大拉應(yīng)力為3.32 MPa，出現(xiàn)在工況1的YP6墩頂截面。

表1　頂推各工況支點(diǎn)處混凝土頂板應(yīng)力表　MPa

2.2混凝土底板的應(yīng)力分布特點(diǎn)

根據(jù)計(jì)算組合箱梁頂推的5個(gè)工況得到混凝土底板的縱向正應(yīng)力結(jié)果見圖7。

圖7　頂推各工況混凝土底板應(yīng)力云圖（單位MPa）

由圖7可知，在頂推施工的5個(gè)工況中，不考慮建模引起的應(yīng)力集中，混凝土底板的縱向正應(yīng)力在-18～0 MPa的范圍內(nèi)。墩頂支座截面底板壓應(yīng)力在-16～-18 MPa，跨中截面底板壓應(yīng)力在-4～0 MPa，且由于剪力滯效應(yīng)的影響，正應(yīng)力大于-2 MPa的區(qū)域集中在底板特征點(diǎn)2附近。工況2坐標(biāo)位置175m的截面由于導(dǎo)梁處于最大懸臂狀態(tài)，在較大負(fù)彎矩作用下大部分區(qū)域壓應(yīng)力大于18 MPa，而當(dāng)工況3導(dǎo)梁上墩以后，壓應(yīng)力大大減小。底板壓應(yīng)力在導(dǎo)梁段部（坐標(biāo)位置200～215 m）壓應(yīng)力約為-30～-10 MPa。

為分析頂推中混凝土底板應(yīng)力沿縱向的分布規(guī)律，取拉應(yīng)力較大的特征點(diǎn)2繪制縱橋向應(yīng)力包絡(luò)圖見圖8，圖中同時(shí)繪出了成橋狀態(tài)特征點(diǎn)2的應(yīng)力分布曲線。由圖8可知，混凝土頂板應(yīng)力值也在上下包絡(luò)線之間不斷變化。在成橋狀態(tài)位于支座附近的截面，其頂推過程中的應(yīng)力上限值高于成橋狀態(tài)應(yīng)力值，部分截面在頂推中頂板出現(xiàn)了拉應(yīng)力，最大可達(dá)1.94 MPa，而大部分截面頂推過程中的應(yīng)力下限值遠(yuǎn)低于成橋狀態(tài)。因此，除了成橋狀態(tài)位于跨中位置的截面，大部分截面頂板的控制應(yīng)力出現(xiàn)在頂推中。

圖8　頂推中混凝土底板應(yīng)力包絡(luò)圖

表2列出了頂推各工況跨中處混凝土底板的最大正應(yīng)力值。由表可知同一個(gè)跨中截面底板正應(yīng)力隨著不同工況而改變，同一個(gè)工況下不同跨中截面底板正應(yīng)力也各不相同。在頂推工況1時(shí)，第三跨跨中截面混凝土底板最大拉應(yīng)力為1.22 MPa。

表2　頂推各工況跨中處混凝土底板應(yīng)力表　MPa

2.3鋼腹板的應(yīng)力分布特點(diǎn)

分別計(jì)算頂推施工工況1～5，得到各工況下波形鋼腹板面內(nèi)剪應(yīng)力云圖見圖9。圖10為波形鋼腹板靠近中間高度位置的面內(nèi)剪應(yīng)力包絡(luò)圖，圖中同時(shí)繪出了成橋狀態(tài)腹板的剪應(yīng)力分布曲線。由圖可知，剪應(yīng)力值基本在-60～60 MPa之間，剪應(yīng)力最大值出現(xiàn)在坐標(biāo)75 m、125 m和175 m附近。成橋狀態(tài)下剪應(yīng)力最大值為40 MPa，出現(xiàn)在支點(diǎn)截面附近腹板上。幾乎所有截面的剪應(yīng)力最大值出現(xiàn)在頂推施工中，必須考慮波形腹板在頂推中受剪力作用下的穩(wěn)定性。

圖9　頂推各工況波形鋼腹板應(yīng)力云圖（單位MPa）

圖10　頂推中波形鋼腹板應(yīng)力包絡(luò)圖

2.4支點(diǎn)反力變化規(guī)律

支點(diǎn)反力既是橋墩在頂推過程中所承受的主要荷載，也是橋墩上方各千斤頂頂推力控制的主要依據(jù)，同時(shí)還是波形鋼腹板PC組合梁頂推施工中確保其局部穩(wěn)定性的關(guān)鍵影響因素之一[5]。在頂推三跨至四跨過程中支點(diǎn)反力的變化趨勢見圖11。

圖11　頂推過程中各墩支反力變化趨勢圖

由圖11可知，各墩支反力變化較有規(guī)律，但各墩之間的變化趨勢有所不同：YP4在各工況下支座反力基本在12 000 kN左右；YP5支反力初始值為11 146 kN，在lc2有所下降，在lc3～lc5逐漸穩(wěn)定并增加至11 559 kN；YP6反力初始值為8 701 kN，在lc2迅速增加到最大值11 831 kN，之后稍有降低之勢，并逐漸趨于穩(wěn)定值11 627 kN；YP7在lc1～lc2由于導(dǎo)梁未上墩，支反力為0，lc3導(dǎo)梁上墩后反力為719 kN，并持續(xù)增加至5 230 kN。若繪制頂推全過程的支反力變化曲線，可知各墩支反力變化趨勢幾乎一致，即從導(dǎo)梁上墩開始支反力由0快速增加至最大值，經(jīng)小幅削減后趨于穩(wěn)定值11 000～12 000 kN。

2.5豎向撓度變化規(guī)律

為分析組合梁頂推過程中的剛度是否滿足要求，繪制各工況下?lián)隙惹€見圖12，組合梁在頂推過程中的撓度曲線為二次拋物線，各工況下組合梁在支點(diǎn)處以及預(yù)制平臺上撓度為0，在YP3～YP6墩之間撓度變化規(guī)律相似，跨中處達(dá)到撓度最大值約15 mm，且各工況最大撓度近似相等。

圖12　頂推過程中組合梁撓度曲線

3　結(jié)　語

本文主要研究了波形鋼腹板PC組合梁在頂推施工中整體受力性能，分析了頂推過程中各個(gè)部分構(gòu)件的受力特性以及橋墩支反力和組合梁撓度的變化規(guī)律，得到以下結(jié)論：

（1）在頂推施工過程中，不考慮建模引起的應(yīng)力集中，波形鋼腹板PC組合箱梁混凝土頂?shù)装宓目v向正應(yīng)力均在-18～0 MPa的范圍內(nèi)，波形鋼腹板豎向剪應(yīng)力均在-63～63 MPa范圍內(nèi)。

（2）成橋狀態(tài)下全橋混凝土頂?shù)装逭龖?yīng)力分布和頂推施工中有較大不同，成橋狀態(tài)位于支座附近的截面，其頂板正應(yīng)力值低于頂推過程中的應(yīng)力上限值；成橋狀態(tài)位于跨中附近的截面，其頂板正應(yīng)力值低于頂推過程中的應(yīng)力上限值；成橋狀態(tài)大部分截面的鋼腹板剪應(yīng)力值小于頂推過程中的剪應(yīng)力。

（3）頂推中各墩支反力變化趨勢相同，即從導(dǎo)梁上墩開始支反力線性增加至最大值，經(jīng)過小幅削減后趨于穩(wěn)定值11 000～12 000 kN。頂推各工況中，YP3～YP6墩之間組合梁均撓度曲線為二次拋物線，跨中最大撓度均為15 mm左右。

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TU312

A

1009-7716（2016）03-0099-04

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2016.03.029

2015-11-24

呂貴賓（1976-），男，黑龍江慶安人，高級工程師，從事路橋方向研究工作。