謝 悅， 鄭凱鋒， 尤濤寧， 栗懷廣

(西南交通大學， 四川成都 610031)

波形腹板鋼板組合梁橋方案設(shè)計與優(yōu)化

謝 悅， 鄭凱鋒， 尤濤寧， 栗懷廣

(西南交通大學， 四川成都 610031)

某橋梁改建工程是省道232葉云線上的重點工程，也是某公司的波形腹板全國推廣試點工程，全橋的跨徑布置采取4×60 m的波形腹板支座外拼接的鋼混連續(xù)梁，單幅橋設(shè)4片波形鋼縱梁。在模型計算時發(fā)現(xiàn)，連續(xù)梁的負彎矩區(qū)集中在中支座兩邊很小的范圍，選擇在支座外約2 m處完成連續(xù)梁節(jié)段的拼接，縱向不設(shè)預應力，發(fā)揮鋼混結(jié)合梁和波形腹板的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢，全橋鋼混連接處設(shè)兩道縱向PBL剪力鍵。在MIDAS/CIVIL里進行鋼梁承載力驗算，采取不同的荷載組合和極限狀態(tài)進行受力分析。最后針對負彎矩區(qū)的混凝土頂板拉應力過大的問題進行探討，探索了不同的主梁梁高、不同主梁上翼緣厚度以及不同主梁上翼緣負彎矩區(qū)局部加寬對負彎矩區(qū)混凝土頂板開裂問題的影響。

波形腹板； 支座外拼接； PBL剪力鍵； 靜力驗算； 負彎矩區(qū)混凝土頂板開裂

某橋梁改建工程根據(jù)橋址地形、通航、技術(shù)和經(jīng)濟條件等因素，經(jīng)初步分析，擬定為跨徑布置為4×60 m、梁高為3.75 m、梁間距為3 m的波形腹板鋼板梁結(jié)合梁橋。本文結(jié)合該橋的工程實際條件，主要從結(jié)構(gòu)受力體系、施工過程和全橋運營階段靜力驗算對該橋方案進行分析，同時，探討負彎矩區(qū)混凝土橋面板受拉問題的改善。

1 設(shè)計方案

該橋采用波形腹板鋼板組合梁連續(xù)梁橋，位于直線上，跨徑布置為4×60 m，即4跨一聯(lián)。雙幅全寬24.5 m，單幅橋?qū)?2.25 m。單幅橋?qū)挷贾茫?.5 m(防撞護欄)+11.25 m(機動車道)+0.5 m(防撞護欄)=12.25 m。橋面橫坡2 %，行車道總寬22.5 m，雙向四車道，該橋標準橫斷面如圖1所示。

圖1 標準橫斷面(單位：cm)

單幅橋面板兩側(cè)懸臂各長1.625 m，主梁間距3 m，梁頂設(shè)2 %橫坡，懸臂端部橋面板厚度20 cm，主梁內(nèi)部橋面板厚度25 cm。鋼梁梁高3.5 m，高跨比為7/120。鋼梁上翼緣寬度為0.8 m，下翼緣寬度為0.8 m。鋼板梁采用等高設(shè)計，其翼緣板厚度、波形鋼腹板厚度變化形式如表1所示。

表1 截面尺寸匯總 mm

具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示。

該橋剪力連接件為剛性連接件PBL，連接件高度均為150 mm，開孔中心距上翼緣板80 mm。在支座附近5 m范圍內(nèi)，開孔鋼板孔徑55 mm，連接件順橋向間距100 mm，連接件厚度18 mm；在支座附近5 m范圍以外，開孔鋼板孔徑55 mm，連接件順橋向間距150 mm，連接件厚度14 mm。

橋面板橫向普通鋼筋按C16@120布置，上下緣對稱配筋，鋼筋重心距離邊緣距離為40 mm?？v向普通鋼筋在支座附近10 m范圍內(nèi)按C18@120布置，上下緣對稱配筋，鋼筋重心距離邊緣距離為60 mm；在10 m范圍以外按C16@150布置，上下緣對稱配筋，鋼筋重心距離邊緣距離為60 mm。

(a) 跨中截面

(b) 中支點截面

(c) 過渡截面

(d) 邊支點截面

2 支座外拼接方案

本橋利用架橋機從邊跨向中跨單向架設(shè)主梁，采用支座外拼接的施工方案。在模型計算時發(fā)現(xiàn)，連續(xù)梁的負彎矩區(qū)集中在中支座兩邊很小的范圍，因此選擇在每孔主梁支座外2 m處拼接，直至4跨連成一聯(lián)。支座外拼接施工方法的優(yōu)點是無需像簡支轉(zhuǎn)連續(xù)施工方案那樣支座轉(zhuǎn)換。

支座外拼接施工方案如圖3所示。

圖3 支座外拼接示意

3 全橋靜力計算

利用MIDAS/CIVIL 2015建立全橋有限元梁單元模型，按整體成型對運營階段進行整體受力分析計算，全橋有限元梁單元模型如圖4所示。

圖4 全橋有限元模型

3.1 作用及作用效應組合

(1)結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)取1.1。

(2)一期恒載考慮包括橋面板、鋼主梁，混凝土容重取26 kN/m3，鋼容重取76.98 kN/m3，二期恒載考慮橋面鋪裝+防撞護欄，邊梁取17.41 kN/m，中梁取7.20 kN/m。

(3)汽車荷載取公路-Ⅰ級。

(4)收縮作用根據(jù)JTGT D64-01-2015《公路鋼混組合橋梁設(shè)計與施工規(guī)范》第7.1.3條考慮，無可靠資料，收縮作用可按照混凝土橋面板與鋼梁溫差15℃考慮。

(5)溫度作用考慮整體升溫39 ℃，整體降溫-15 ℃，豎向日照正溫差T1=14 ℃，T2=5.5 ℃，豎向日照負溫差T1=-7 ℃，T2=-2.75 ℃。

(6)地基及基礎(chǔ)不均勻沉降按10 mm考慮。

3.2 鋼主梁和橋面板承載力驗算

3.2.1 鋼梁抗彎驗算

根據(jù)JTG/T D64-01-2015《公路鋼混組合橋梁設(shè)計與施工規(guī)范》第7.2.1條規(guī)定，組合梁截面抗彎承載力應采用線彈性方法進行計算，計算時采用基本組合計算構(gòu)件持久狀況承載能力極限狀態(tài)主梁應力，該組合主梁內(nèi)力包絡如圖5～圖8所示。

圖5 基本組合邊梁彎矩包絡(單位：kN·m)

圖6 基本組合邊梁剪力包絡(單位：kN)

圖7 基本組合中梁彎矩包絡(單位：kN·m)

圖8 基本組合中梁剪力包絡(單位：kN)

經(jīng)計算可知，邊跨的內(nèi)力較中跨大，邊梁的內(nèi)力較中梁大，而兩者的截面形式相近，因此主要針對邊跨邊梁各個截面進行驗算。邊跨邊梁各個驗算截面位置的內(nèi)力設(shè)計值和應力設(shè)計值統(tǒng)計如表2所示。

3.2.2 波形腹板抗剪驗算

波形鋼腹板持久狀況承載能力極限狀態(tài)抗剪強度與剪切穩(wěn)定驗算應采用JTG/T D64-01-2015《公路鋼混組合橋梁設(shè)計與施工規(guī)范》規(guī)定的作用基本組合，波形鋼腹板持久狀況、短暫狀況正常使用極限狀態(tài)剪切應力驗算應采用作用的標準組合。

(1)波形鋼腹板承載能力極限狀態(tài)抗剪強度驗算。

根據(jù)DB 44/T 1393-2014《波形鋼腹板預應力混凝土組合箱梁橋設(shè)計與施工規(guī)程》第9.1.6條，波形鋼腹板的承載能力極限狀態(tài)抗剪驗算如表3所示，墩頂截面和過渡截面都能通過強度驗算，且有較大安全儲備。

表2 承載能力極限狀態(tài)組合梁抗彎驗算(拉正壓負)

表3 承載能力極限狀態(tài)波形腹板抗剪驗算 MPa

(2)波形鋼腹板正常使用極限狀態(tài)剪切應力驗算。

波形鋼腹板正常使用極限狀態(tài)剪切應力驗算如表4所示，墩頂截面和過渡截面的設(shè)計應力較小，安全儲備大。

表4 正常使用極限狀態(tài)波形腹板抗剪驗算 MPa

(3)波形鋼腹板屈曲穩(wěn)定。

波形鋼腹板的承載能力極限狀態(tài)組合屈曲驗算如表5所示，屈曲穩(wěn)定的強度設(shè)計值較抗剪強度設(shè)計值較小，但墩頂截面和過渡截面的設(shè)計應力都能通過強度驗算，且依然有較大安全儲備。

表5 承載能力極限狀態(tài)波形腹板穩(wěn)定驗算 MPa

3.3 連接件承載力驗算

連接件應進行承載能力極限狀態(tài)抗剪強度計算和正常使用極限狀態(tài)下的抗滑移和應力驗算。其中承載能力極限狀態(tài)抗剪強度計算應采用作用的基本組合，正常使用極限狀態(tài)計算應采用作用的標準組合。

3.3.1 連接件構(gòu)造要求

根據(jù)JTG D64-2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》第11.5.2條，本橋開孔鋼板橫向間距為50 cm，大于開孔鋼板高度15 cm的3倍45 cm；開孔鋼板厚度為16 mm，滿足不宜小于12 mm的要求；貫穿鋼筋直徑取25 mm，大于12 mm的規(guī)范要求；開孔板連接件的相鄰兩孔中心間距為200 mm,大于174 mm的規(guī)范要求。

3.3.2 結(jié)合面縱橋向水平剪力計算

根據(jù)JTG D64-2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》第11.4.3條，鋼與混凝土結(jié)合面上縱橋向水平剪力應按未開裂分析方法進行，因為第一個中支座是全橋剪應力最大截面處，所以驗算時選取該截面處為計算截面，剪力設(shè)計值參考規(guī)范第11.4.3條取值，單位長度縱橋向水平剪力應按式(1)計算：

(1)

式中：Vd為組合梁截面的豎向剪力設(shè)計值；S為混凝土板對組合梁截面中和軸的面積矩；Iun為組合梁的未開裂截面慣性矩。

計算可得承載能力極限狀態(tài)荷載組合下的鋼與混凝土結(jié)合面上單位長度縱橋向水平剪力為706 kN/m，正常使用極限狀態(tài)荷載組合下的鋼與混凝土結(jié)合面上單位長度縱橋向水平剪力為537 kN/m。

3.3.3 連接件抗剪強度

根據(jù)JTG D64-2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》第11.4.5條，開孔板連接件的單孔抗剪承載力應按式(2)計算：

(2)

式中：dp為開孔鋼板的圓孔直徑為50 mm；ds為貫穿鋼筋直徑為25 mm；fcd為混凝土抗壓強度設(shè)計值為22.4 MPa；fsd為貫穿鋼筋抗拉強度設(shè)計值為330 MPa。計算可得開孔板連接件的單孔抗剪承載力為306 kN。

3.3.4 連接件設(shè)計要求

根據(jù)JTG D64-2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》第11.4.2條，在承載能力極限狀態(tài)下，連接件應按式(3)進行抗剪驗算：

γ0Vld≤Vsu

(3)

在正常使用極限狀態(tài)下，連接件抗剪驗算應滿足式(4)要求：

Vr≤0.75Vsu

(4)

式中：Vsu為單個連接件的抗剪承載力，由3.3.3計算可知該值為306 kN；Vld為承載能力極限狀態(tài)下單個連接件承擔的剪力設(shè)計值，由3.3.2計算可知該值為706 kN；Vr為正常使用極限狀態(tài)下單個連接件承擔的剪力設(shè)計值，由3.3.2計算可知該值為537 kN。

開孔鋼板的圓孔順橋向間距200 mm，在1 m范圍內(nèi)雙排PBL鍵共有10個孔。承載能力極限狀態(tài)下抗剪驗算：

(5)

滿足規(guī)范要求。

正常使用極限狀態(tài)下抗剪驗算：

(6)

滿足規(guī)范要求。

3.4 組合梁裂縫驗算

3.4.1 最大裂縫寬度取值

根據(jù)JTG/T D64-01-2015《公路鋼混組合橋梁設(shè)計與施工規(guī)范》第7.5.1條，組合梁負彎矩區(qū)混凝土板在正常使用極限狀態(tài)下最大裂縫寬度應按現(xiàn)行JTG D62-2012《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》的相關(guān)規(guī)定計算。

本組合梁橋面板屬鋼筋混凝土構(gòu)件，環(huán)境等級為Ⅱ類環(huán)境，其計算的最大裂縫寬度不應超過0.20 mm。

墩頂位置橋面板正常使用短期組合下的混凝土拉應力約為4.6 MPa，遠大于C50混凝土的抗拉強度，因此計算中考慮墩頂附近截面開裂。

3.4.2 裂縫寬度驗算

按普通鋼筋混凝土構(gòu)件抗裂設(shè)計，根據(jù)JTG D62-2012《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》第6.4.3條，取墩頂截面負彎矩區(qū)混凝土受拉的最不利位置，縱向受拉鋼筋的應力按頻遇組合效應計算的組合梁截面算得為206.3 MPa，進一步算得該截面處最大的裂縫寬度為0.173 mm，小于規(guī)范要求的0.2 mm，能通過驗算。

3.4.3 組合梁變形驗算

據(jù)JTG D64-2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》第4.2.3條，按結(jié)構(gòu)力學的方法并采用不計沖擊力的汽車車道荷載頻遇值，頻遇值系數(shù)為1.0，計算撓度值不超過L/500，L代表該橋的計算跨徑。經(jīng)計算，組合梁的中跨跨中豎向撓度值為21.9 mm，邊跨跨中豎向撓度值為27.7 mm。豎向撓度值為27.7 mm

4 橋面板受拉問題的改善

從驗算結(jié)果可知，在進行鋼主梁承載能力極限狀態(tài)驗算時，墩頂位置橋面板正常使用短期組合下的混凝土拉應力約為7.80 MPa，遠大于C50混凝土的抗拉強度，因此該墩頂附近截面混凝土開裂。因為本文組合梁全橋不設(shè)預應力，所以混凝土頂板局部開裂是允許的，且在進行混凝土頂板最大裂縫寬度驗算時，墩頂截面能通過設(shè)計。但是過高的混凝土頂板拉應力會帶來較大的裂縫寬度，影響行車舒適，也會降低結(jié)構(gòu)使用壽命，因此，適當?shù)亟档投枕敾炷另敯宓睦瓚κ呛侠淼摹?/p>

本文提出三種方案探討該問題：

方案一：增加主梁高度從3.5 m到3.8 m。

方案二：主梁上翼緣厚度從40 mm加厚到50 mm。

方案三：加寬墩頂截面處橫梁上翼緣的寬度，沿中軸每邊加寬2 m，支座處橫梁上翼緣合計共4 m。

三種方案的鋼梁承載能力極限狀態(tài)抗彎驗算的計算結(jié)果見表6。截面位置只提取了墩頂處截面，由表6可知，三種方案的截面最大負彎矩均小于表2中相同截面處的39 716 kN·m，且都能有效的降低墩頂截面的混凝土頂板拉應力。綜合來看，方案一會較大程度地增加鋼用量，方案二和方案三在鋼用量方面增加幅度相近，但方案三較方案二在降底混凝土拉應力上效率更高，因此在三種方案中優(yōu)先推薦使用方案三。

5 結(jié)束語

本文從結(jié)構(gòu)參數(shù)擬定、施工建材、全橋及局部受力驗算、負彎矩區(qū)局部優(yōu)化、方法和施工創(chuàng)新等方面綜合給出了某4×60 m的波形腹板鋼底板連續(xù)梁的方案設(shè)計和受力驗算，從受力驗算可知：

表6 不同方案鋼梁和混凝土板內(nèi)力與應力匯總

(1)由全橋運營階段靜力驗算可知，計算構(gòu)件持久狀況承載能力極限狀態(tài)采取基本組合驗算時，主梁上下翼緣縱向正應力和腹板豎向剪應力均未超過規(guī)范限值，整體應力水平較低，由于局部承壓，下翼緣和腹板在支座位置處應力較大，下翼緣正應力絕對值最大值254 MPa，小于規(guī)范限值275 MPa。

(2)由連接鍵承載力驗算可知，PBL剪力鍵的抗剪、抗角隅計算值和抗滑移計算值均較小，有著較高的安全富余度。

(3)由組合梁裂縫驗算可知，負彎矩區(qū)墩頂截面的混凝土頂板裂縫最大寬度0.17 mm，小于規(guī)范設(shè)計的0.2 mm，組合梁的邊跨跨中豎向撓度值為27.7 mm，均能滿足規(guī)范要求。

(4)墩頂位置橋面板正常使用短期組合下的混凝土拉應力約為4.60 MPa，大于C50混凝土的抗拉強度。本文對該部位進行局部優(yōu)化，通過增加主梁高度、增加主梁墩頂截面上翼緣厚度、局部加寬墩頂截面處橫梁上翼緣的寬度三種方案來進行優(yōu)化，計算發(fā)現(xiàn)，第三種方案在降低混凝土拉應力上效率更高，更值得推廣。

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[定稿日期]2017-08-14

謝悅(1993～)，男，工學碩士在讀，研究方向為現(xiàn)代橋式與橋梁。

鄭凱峰(1963～)，男，教授，研究方向為鋼橋與現(xiàn)代橋式橋梁。

U443.35

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