顧 萍 裴輝騰 魯 凡 王 兵

（1.同濟大學(xué)，上海200092；2.上海城建市政工程（集團）有限公司，上海200065）

0 引 言

波形鋼腹板組合梁早期的研究是從波形鋼腹板 型 鋼 梁 開 始 ，美 國 Mohamed Elgaaly［1-2］、C.L.Chan［3］、Johnson R P［4］、Metwally［5］、Ezzeldin 等［6］學(xué)者于20 世紀90 年代以及21 世紀初，通過模型試驗的實效荷載、理論分析和有限元分析研究了波形鋼腹板組合梁的抗彎特性。國內(nèi)對于這種新型組合結(jié)構(gòu)的研究與應(yīng)用較晚，學(xué)者吳文清［7-9］、李立峰［10-11］、徐岳［12］、李宏江等［13］結(jié)合模型試驗、理論分析以及有限元模擬等方法，對其抗彎特性、剪力滯效應(yīng)以及影響因素進行了一定的研究。但是上述研究主要針對連續(xù)梁橋和連續(xù)剛構(gòu)橋的單箱單室截面，本文以單箱多室波形鋼腹板PC組合箱梁多塔斜拉橋?qū)崢蚴┕槔?，通過邊塔主梁施工過程精細模型的有限元計算，結(jié)合實橋施工監(jiān)測數(shù)據(jù)，研究施工過程中單箱多室波形鋼腹板PC組合箱梁斜拉橋抗彎特性以及剪力滯效應(yīng)。

2 工程概況

某跨江六塔單索面波形鋼腹板PC 組合箱梁斜拉橋，跨度為（79+5×150+79）m，見圖1。斜拉橋結(jié)構(gòu)為塔梁固結(jié)、梁墩分離，主梁采用單箱五室的雙層結(jié)構(gòu)，梁高4.7 m，上層寬36.8 m 布置雙向8車道，下層在主梁底板兩例懸挑7.02 m 布置人非通道，主梁頂板厚26 cm，底板厚25 cm，見圖2。標準斷面波形鋼腹板采用厚18 mm 的1600 型板，支點附近加厚至22 mm。主梁預(yù)應(yīng)力鋼束采用精軋螺紋鋼筋、體內(nèi)預(yù)應(yīng)力鋼絞線。主梁在順橋向劃分為10個節(jié)段，分別為塔梁結(jié)合段（0#）、標準節(jié)段（1#～9#）、合龍段（10#），1#～9#節(jié)段施工采用懸臂澆筑法。每個標準節(jié)段分為鋼結(jié)構(gòu)吊裝、斜拉索張拉、混凝土澆筑、預(yù)應(yīng)力張拉和掛籃前移5個施工階段。

圖1 主橋總體布置圖Fig.1 Elevation view of main bridge

圖2 主梁標準橫斷面Fig.2 Standard cross section of main girder

3 有限元模型

圖3 為采用Midas Civil 軟件建立的邊塔主梁施工過程精細模型，混凝土頂、底板及波形鋼腹板、鋼橫梁、輔助鋼橫梁、鋼蓋板均采用板單元模擬；主塔及0#塊墩頂橫梁采用梁單元模擬；斜拉索采用桁架單元模擬，并考慮索的垂度效應(yīng)。預(yù)應(yīng)力鋼束布置于虛擬梁單元上，主塔底部固結(jié)，斜拉索與主塔、主梁分別采用剛臂及彈性連接。模型節(jié)點數(shù)共計90 763個，單元共計142 878個。其中只受拉單元（斜拉索）共計18 個，空間梁單元共計44 856個，板單元共計98 004個。

圖3 邊塔主梁施工過程精細模型Fig.3 Refined model of construction process of side tower girder

4 施工過程主梁應(yīng)力監(jiān)測

圖4 所示為本文研究所選擇的應(yīng)力觀測截面，六個主塔各取一個1#節(jié)段上靠近0#節(jié)段位置為應(yīng)力觀測截面。圖5 所示為各測試斷面應(yīng)力測點布置圖，應(yīng)力測試元件采用弦式傳感器，主梁混凝土頂?shù)装鍨槁袢胧絺鞲衅?，鋼腹板上為表貼式傳感器。在節(jié)段鋼結(jié)構(gòu)吊裝、斜拉索張拉、混凝土頂板澆筑、底板澆筑、預(yù)應(yīng)力張拉等關(guān)鍵工況下對所有測點進行了全數(shù)監(jiān)測。

圖4 主梁應(yīng)力測試斷面布置圖Fig.4 Stress test section layout of main girder

圖5 主梁應(yīng)力測點布置圖Fig.5 Stress measurement point arrangement of main beam

5 計算與實測結(jié)果分析

5.1 施工過程主梁應(yīng)力變化分析

表1-表3 分別為17#主塔5#節(jié)段混凝土底板澆筑、頂板澆筑時底板、頂板、腹板的應(yīng)力變化情況。

表1 17#主塔5#節(jié)段底板澆筑后底板應(yīng)力計算與實測值對比Table 1 Comparison of calculation and measured values of bottom plate stress after casted in section 5 of 17#main tower MPa

表2 17#主塔5#節(jié)段頂板澆筑后頂板應(yīng)力計算與實測值對比表Table 2 Comparison of calculation and measured values of top plate stress after casted in section 5 of 17#main tower MPa

表3 17#主塔5#節(jié)段頂板澆筑后腹板應(yīng)力測點測量記錄表Table 3 Measurement record of web stress points after top plate casted in section 5 of 17#main tower MPa

由表 1-表 3 可見：17#主塔 5#節(jié)段底、頂板澆筑引起的測點位置應(yīng)力變化實測值與計算值基本吻合，而波形鋼腹板上剪應(yīng)力計算值較實測值偏大。這是由于計算時假設(shè)主梁剪力全部鋼腹板承擔(dān)，且偏安全的不計入嵌入混凝土頂、底板部分鋼板對抗剪承載力的貢獻。

由主梁施工過程應(yīng)力監(jiān)測表4-表6 表明：各主墩頂板測點出現(xiàn)的最大拉應(yīng)力1.67 MPa，底板測點出現(xiàn)的最大壓應(yīng)力為20.47 MPa，均小于按《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》（JTG D62—2004）7.2.8 條規(guī)定的拉應(yīng)力容許值3.045 MPa、壓應(yīng)力容許值22.68 MPa 的限值；鋼腹板測點出現(xiàn)的最大剪應(yīng)力為30.42 MPa，遠小于Q345 鋼材的容許剪應(yīng)力值。實橋施工過程中主梁應(yīng)力滿足相關(guān)規(guī)范要求，均有較大應(yīng)力安全儲備。

表4 15#～20#主墩頂板測點所有工況出現(xiàn)的最大拉應(yīng)力Table 4 Maximum tensile stress of measured points in top plate in all conditions at 15#to 20#main pier MPa

表6 15#～20#主墩腹板測點所有工況下出現(xiàn)的最大剪應(yīng)力Table 6 The maximum shear stress in all conditions at the measuring point of the main pier web at 15#to 20#main pier MPa

5.2 波形鋼腹板抗彎性能

波形鋼板由于彎折成波形，在軸向受壓時呈現(xiàn)“褶皺”效應(yīng)，能較自由地發(fā)生變形，其縱向剛度相比于頂?shù)装搴苄?。圖6 所示為某施工節(jié)段截面選取示意圖。

圖6 施工節(jié)段截面示意圖Fig.6 Section diagram of construction section

表5 15#～20#主墩底板測點所有工況中出現(xiàn)的最大壓應(yīng)力Table 5 Maximum tensile stress of measured points in bottom plate in all conditions at 15#to 20#main pier MPa

本文選取1#節(jié)段3-3截面（鋼橫梁位置）、4-4截面（1#節(jié)段和0#節(jié)段相交處）鋼腹板作為研究對象，用圖3所示模型計算其在2#節(jié)段澆筑、C2拉索張拉兩個工況下的截面縱向正應(yīng)力。圖7、圖8分別為對應(yīng)截面縱向應(yīng)力圖，圖9 為C2 張拉時4-4截面三塊腹板及對應(yīng)的頂、底板混凝土的縱向應(yīng)變，圖中腹板1、腹板2、腹板3 分別為單箱多室箱梁外至內(nèi)第一、二、三塊腹板。

圖7 2#澆筑時1#節(jié)段鋼腹板縱向正應(yīng)力Fig.7 Longitudinal normal stress of steel web in 1#segmental during 2#segmental being casting

圖8 2#張拉時1#節(jié)段鋼腹板縱向正應(yīng)力Fig.8 Longitudinal normal stress of steel web in 1#segmental during 2#segmental being tensioning

圖9 C2張拉時4-4截面縱向正應(yīng)變Fig.9 Longitudinal positive strain of section 4-4 during C2 being tensioning

由圖7、圖8可見：

（1）2#節(jié)段澆筑、C2 拉索張拉時，1#節(jié)段中波形鋼腹板縱向正應(yīng)力較小，最大不超過6 MPa。節(jié)段澆筑階段產(chǎn)生的縱向正應(yīng)力較斜拉索張拉時稍大。

（2）鋼橫梁對波形鋼腹板亦有一定約束作用，使得鋼橫梁附近的波形鋼腹板的縱向正應(yīng)力較其他位置略大。

（3）C2張拉時1#節(jié)段頂板與底板的縱向變形約為40 με，而波形鋼腹板的變形與之相比較小，主要分布在0～2 με 區(qū)間變化，可忽略波形鋼腹板對組合箱梁抗彎承載力的貢獻。

5.3 剪力滯效應(yīng)

圖10、圖 11 分別為 7#～9#節(jié)段澆筑及 C7～C9張拉時1#節(jié)段3-3 截面的剪力滯系數(shù)；圖12 為1#節(jié)段的3-3 截面上波形鋼腹板與頂?shù)装逑嘟坏?個關(guān)注點在各工況下的剪力滯系數(shù)。本節(jié)中剪力滯系數(shù)用各點的縱向應(yīng)力計算值除以平均值，其中縱向應(yīng)力計算值為各工況的相對值，即兩個相鄰工況的差值，平均值為頂、底板的縱向應(yīng)力計算均值。

圖11 1#節(jié)段3-3截面剪力滯系數(shù)（拉索張拉）Fig.11 Shear lag coefficient of section 3-3 of 1#segmental（cable tension）

由圖10-圖12可見：

圖10 1#節(jié)段3-3截面剪力滯系數(shù)（節(jié)段澆筑）Fig.10 Shear lag coefficient of section 3-3 of 1#segmental（segmental cast）

圖12 1#節(jié)段3-3截面各關(guān)注點的剪力滯系數(shù)Fig.12 Shear lag coefficients of critical steps in section 3-3 of 1#segmental

（1）主梁施工過程中頂板的縱向正應(yīng)力沿橫橋向出現(xiàn)明顯的應(yīng)力分布不均勻現(xiàn)象，剪力滯系數(shù)從0.2～1.4 之間變化，在箱室中部出現(xiàn)峰值，然后向兩側(cè)減小。

（2）底板的縱向正應(yīng)力在整個截面上分布較為均勻，剪力滯系數(shù)主要在0.85～1.15范圍之內(nèi)。

（3）腹板上各關(guān)注點的剪力滯系數(shù)變化規(guī)律基本相同，相鄰節(jié)段施工時變化較大，但隨著施工節(jié)段的加長其數(shù)值趨于穩(wěn)定。

6 結(jié) 論

本文通過單箱多室超寬波形鋼腹板PC 組合斜拉橋單塔雙懸臂精細模型的計算和施工時現(xiàn)場測試，對單箱多室波形鋼腹板組合梁斜拉橋空間受力情況進行研究分析，得到以下結(jié)論：

（1）主梁施工過程中頂、底板混凝土的縱向正應(yīng)力實測值與計算值基本吻合，主梁應(yīng)力滿足相關(guān)規(guī)范要求，有較大安全儲備；

（2）波形鋼腹板PC 組合箱梁施工過程中波形鋼腹板縱向正應(yīng)力較小，可忽略其對組合箱梁抗彎承載能力的貢獻；

（3）單箱五室波形鋼腹板PC 箱梁斜拉橋施工過程中頂、底板縱向正應(yīng)力會出現(xiàn)明顯的橫橋向不均勻分布現(xiàn)象，頂板尤為嚴重。