上海威寧路橋橫向受力分析

翟志軒

（上海市政工程設計研究總院(集團)有限公司，上海 200092）

1 項目概況與特點

上海威寧路橋位于上海市長寧區與普陀區交界處，全線南起天山路，北至云嶺東路，全線長約0.86 km。主線寬度27.1 m，斷面按四快二慢布置。威寧路橋跨越蘇州河，根據航道部門要求需一跨過河，同時需跨越蘇州河南岸地面道路長寧路。根據以上要求，威寧路橋主橋采用43 m＋57 m＋43 m預應力混凝土變截面連續箱梁結構。由于橋寬較寬，橫橋向分為兩幅箱梁分幅施工。為了充分利用規劃紅線內的道路寬度，兩幅箱梁間不設分隔帶,橋面板通過后澆帶連為一體。

考慮現場實際情況，該橋采用懸臂澆筑和滿堂支架現澆相結合的施工方法，即中跨和部分邊跨采用掛籃懸臂澆筑，部分邊跨采用滿堂支架現澆。橫橋向兩幅橋分別施工，主梁合龍落架后再施工結構中心線位置處1 m寬的橋面板后澆帶和橫梁后澆帶。

2 橋梁設計基本資料

（1）設計基準期：

橋梁的設計基準期為100 a。

（2）橋面寬度：

橋梁采用整體式斷面。主橋寬27.1 m。

（3）設計荷載：

汽車荷載：城－A級；人群荷載：按《城市橋梁設計荷載標準》計算取值。

（4）二期恒載：

7 cm鋼筋混凝土鋪裝，9 cm瀝青混凝土鋪裝，兩道機非分隔墩，兩道人行欄桿。

（5）溫度荷載：

整體升降溫按升溫+25℃，降溫-25℃計。橋面板局部升降溫按《公路橋涵設計通用規范》（JTGD60-2004）規定的梯度溫度效應計算。

（6）主要材料：

混凝土：主梁采用C50混凝土；

預應力鋼束：采用ΦS15.2高強度低松弛鋼絞線；

鋼筋：HRB335鋼筋。

3 結構設計

3.1 橋型布置

上部結構為43 m＋57 m＋43 m三跨變截面預應力混凝土連續梁，中支點梁高3.2 m，跨中及邊支點梁高1.6 m，斜腹板形式，梁底按二次拋物線布置。箱梁全寬27.1 m，箱頂布置雙向2%橫坡。橫斷面布置為雙單箱單室斷面，合龍落架后澆筑橋梁結構中心線處1 m寬橋面板后澆帶及橫梁后澆帶。立面布置見圖1所示。

圖1 主橋立面布置圖（單位：m）

3.2 構造尺寸

主梁中支點處梁高3.2 m，跨中及邊支點處梁高1.6 m，采用斜腹板雙單箱單室布置，腹板傾角25°，箱頂寬27.1 m，外側挑臂寬3.55 m，箱底寬4.48 m～6.06 m（中支點～跨中、邊支點），箱頂布置雙向2%橫坡，梁底曲線采用2次拋物線。

主梁頂板厚0.25 m，腹板厚0.45 m～0.75 m，底板厚0.25 m～0.7 m，底板厚度變化規律同梁高，中支點局部折線處理。中支點處支點橫梁厚1.8m，邊支點處支點橫梁厚1.2 m。除0＃塊外，設6個節段及中邊跨合龍段、邊跨現澆段，0＃節段長12 m，1～3＃節段長3.5 m，4～6＃節段長4.0 m，合龍段長2.0 m，采用掛籃懸臂澆筑工藝施工。主梁斷面見圖2、圖3所示。

圖2 主梁中支點斷面圖（單位：mm）

圖3 主梁跨中斷面圖（單位：mm）

3.3 預應力體系

主橋上部結構采用縱橫向預應力體系，包括縱向鋼束，橋面板橫向鋼束和端橫梁鋼束。

預應力鋼束的布置結合施工方法確定，縱向鋼束分批在主梁澆筑后進行張拉，橋面板橫向鋼束在兩幅主梁及橋面板后澆帶澆筑完成后進行張拉。端橫梁鋼束在兩幅主梁澆筑完成，后澆帶澆筑前進行張拉。縱橫向預應力均采用ΦS15.2高強度低松弛鋼絞線。

4 橫向受力分析

4.1 結構計算概況

結構橫向受力分析具體包括以下內容：

（1）持久狀況下的應力計算：

持久狀況下的應力計算基于《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG D62-2004）進行。按A類預應力構件結構要求，各項應力控制在規范允許值內。

（2）抗裂性計算：

對橋面板和橫梁的抗裂性進行計算，滿足公路橋涵規范的規定。

（3）強度計算：

對橋面板和橫梁在持久狀況下承載能力極限狀態進行計算，滿足公路橋涵規范的要求。

（4）撓度計算：

撓度計算在短期效應組合基礎上，以撓度長期增長系數的形式，計入荷載長期效應的影響，并扣除結構自重產生的長期撓度。

（5）單側偏載應力計算：

驗算兩幅橋間單側偏載時橋面板的受力，計算兩幅橋間橋面板的應力和位移。

4.2 橋面板橫向分析

橋面板澆筑分兩次進行。施工中首先隨主梁分別澆筑兩幅橋面，完成澆筑和縱向鋼束張拉后主梁落架，再澆筑結構中心線處的后澆帶。單個箱室內部寬度約5.5 m，兩幅主梁間橋面板寬度約為6 m，恒活載較大，因此橋面板中配置了橫向預應力，在后澆帶澆筑完成后張拉。計算中分別模擬了相應施工工況的有限元模型見圖4～圖6所示。

圖4 施工階段1有限元模型（分幅澆注主梁）

圖5 施工階段2有限元模型（澆注后澆帶）

圖6 施工階段3有限元模型（張拉橋面板橫向預應力）

在運營過程中橋面板跨中處后澆帶會承受正負彎矩的交替作用，上下翼緣都有可能受拉，根據計算情況對鋼束線形進行了調整優化，計算得到的短期效應組合上下緣正應力詳見圖7、圖8所示。由圖7、圖8可以看出，短期組合下橋面板上緣拉應力比較平均，橋面板下緣個別位置拉應力較大，這是由于橫向預應力管道為避讓縱向預應力管道使其位置偏上而產生的，拉應力均在《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG D62-2004）允許值范圍內。

圖7 橋面板短期效應組合上緣正應力圖（單位：MPa）

圖8 橋面板短期效應組合下緣正應力圖（單位：MPa）

橋面板橫向預應力布置見圖9所示，橋面板橫向鋼束采用ΦS15.2高強度低松弛鋼絞線，fpk=1860MPa，規格為ΦS15.2－4，縱向間距0.5 m。

圖9 橋面板橫向預應力布置圖（單位：mm）

由于兩幅橋的橋面板通過后澆帶相連，兩幅橋在不均勻活載作用下橋面板間會產生不均勻撓度，因此引起撓度差及橫橋向附加拉應力。在設計中，建立了空間板單元計算模型，按最不利加載工況進行加載，即一幅橋中跨滿布活載，另一幅橋兩側邊跨滿布活載。最不利活載加載布置見圖10所示。

圖10 不均勻荷載加載布置圖

計算結果表明，在不均勻荷載加載極端工況下,橋面板下緣最大拉應力發生在結構中心線處，為1.2 MPa，上緣最大拉應力發生在內側懸臂根部，為2.4 m，詳見圖11所示。橋面板豎向位移見圖12所示。

圖11 跨中橫向應力圖（單位：MPa）

圖12 跨中豎向位移示意圖（單位：mm）

將不對稱活載作用下的應力，與恒載、溫度等荷載產生的應力按規范進行組合，計算得到各控制截面短期組合和長期組合下的應力值，詳見表1所列。

表1 不對稱活載作用下應力計算結果表（單位：MPa）

從以上圖表可知，空間不均勻活載作用下橋面板滿足規范A類預應力混凝土構件要求。

4.3 中橫梁橫向分析

中橫梁位于中支點處，梁高3.2m，梁寬27.1m。中橫梁隨兩幅主梁分別澆筑，兩幅主梁澆筑完成后，再澆筑主梁間后澆帶連為一個整體。

如將中橫梁與相應橋面板相連，結構中心線處汽車荷載部分沿橋面板縱向傳至中橫梁，部分沿橫向傳至箱梁腹板，受力不明確，如果偏保守計算則會導致材料用量不必要的增加，因此設計中未將主梁間中橫梁與橋面板相連，以避免橋面活載傳遞至中橫梁，確保橫梁受力明確。中橫梁計算模型見圖13所示。

圖13 中橫梁計算模型

中橫梁梁高較高，截面慣矩較大，抗彎能力較好。為充分利用梁高，中橫梁按鋼筋混凝土構件進行設計，不配置預應力鋼束。根據受力情況上緣配置鋼筋Φ32@150，下緣配置鋼筋Φ16@150。

中橫梁計算結果見表2所列，由表2可知，中橫梁承載能力及裂縫寬度均滿足規范要求。

表2 中橫梁計算結果表

4.4 端橫梁橫向分析

端橫梁位于邊支點處，梁高1.6m，梁寬27.1m，在挑臂外緣設置牛腿，以滿足人行步道的搭接。端橫梁隨兩幅主梁分別澆筑，兩幅主梁澆筑完成后，再澆筑后澆帶連為一個整體。

端橫梁按預應力混凝土A類構件進行設計，根據受力需要配置ΦS15.2高強度低松弛鋼絞線，fpk=1860 MPa，規格為ΦS15.2－9，端橫梁預應力布置詳見圖14所示。

圖14 端橫梁預應力布置圖（單位：mm）

根據端橫梁構造及鋼束布置建立有限元分析模型見圖15，并將挑臂外緣搭接的人行步道作為荷載施加到模型挑臂處。

圖15 端橫梁計算模型

在運營過程中端橫梁中央后澆帶會承受正負彎矩的交替作用，根據計算情況對鋼束線形進行優化，計算得到的短期效應組合上下緣正應力詳見圖16、圖17所示。從圖16、圖17可以看出，短期組合端橫梁上緣均為壓應力，端橫梁下緣僅后澆帶處有0.2 MPa拉應力，均在規范允許值范圍內。

圖16 橋面板短期效應組合上緣正應力圖（單位：MPa）

圖17 橋面板短期效應組合下緣正應力圖（單位：MPa）

5 結語

威寧路橋限制條件較多，設計中需全面考慮各種影響因素。該橋橫橋向采用了左右分幅并通過后澆帶連為一體的結構形式。本文根據各類橫向構件的不同結構特點采用了有針對性的結構形式進行設計，分別進行橫向受力分析，目前該橋已經順利完工通車。本文總結了威寧路橋橫向受力分析的內容和關鍵點，為類似橋梁的設計提供了一定的經驗。

[1]E.C.漢勃利.橋梁上部構造性能[M].北京：人民交通出版社,1982.

[2]雷俊卿.橋梁懸臂施工與設計[M].北京：人民交通出版社,2000.

[3]JTG D62-2004,公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范[S].