頂推施工中波形鋼腹板PC組合梁局部受力性能分析

陳　釩，高富龍，李　冰（.中電建路橋集團有限公司，北京市 00048；.中電建路橋集團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組合梁局部受力性能分析

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

波形鋼腹板PC組合梁采用頂推施工時，其箱梁底板要連續不斷在支墩上滑動，箱梁局部在頂推過程中的受力與成橋狀態有較大不同。為了明確組合箱梁波形鋼腹板在頂推施工中的局部受力性能，以國內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，采用板殼實體模型詳細模擬了混凝土頂底板與波形鋼腹板的真實結構，計算在頂推過程中組合箱梁的局部受力性能。比較了不同構造形式下的結構受力性能，為設計計算同類橋梁的局部結構提供了參考。

波形鋼腹板；頂推；局部受力性能；不同構造形式

0　引言

波形鋼腹板PC組合梁橋是一種在國外新興并迅速發展的新型組合橋，近年來，這種橋梁結構形式在我國也得到發展和應用。波形鋼腹板橋梁用約10 mm厚的鋼板取代了30～80 cm厚的混凝土腹板，使得其上部結構自重大大減輕。在特定情況下與同跨度的高強預應力混凝土橋相比，波形鋼腹板PC組合箱梁橋可節約成本15%～20%［1］，且能夠避免腹板混凝土開裂，相對于預應力混凝土箱梁是一種經濟、合理的組合結構形式［2］。

目前波形鋼腹板PC組合箱梁在國外的施工方法中有支架施工法、懸臂施工法和頂推施工法。而我國的波形鋼腹板PC組合箱梁施工目前大量采用支架施工法和懸臂施工法，而采用頂推施工法的工程較少。在一些特殊情況下，如需要跨越鐵路的橋梁，橋下不允許搭設支架進行現澆施工，波形鋼腹板PC箱梁橋也可以采用頂推法進行施工［3，4］。由于橋梁在成橋狀態與施工過程有較大的不同，使得橋梁在成橋運營情況下每個部位的受力與施工過程有較大不同，特別是在頂推施工過程中橋梁的結構狀態在連續變化，在橋梁的設計計算分析中需要充分考慮具體的施工過程對橋梁受力的影響。考慮頂推施工的波形鋼腹板PC組合箱梁橋其結構受力相對于其他常規施工方法的結構受力有其特殊之處，主要表現在：（1）在成橋狀態下僅有支座處的鋼腹板受到支座局部壓力和梁體剪力作用，通常在設計時把該部位的腹板做的比其他部位厚實一些。而在頂推法施工中組合箱梁的腹板每個部位均要承受支座局部壓力和梁體剪力作用，使得鋼腹板在設計薄弱位置容易發生局部失穩。（2）波形鋼腹板PC組合箱梁中波形鋼腹板的局部受力受到底板混凝土接觸面積的影響較大，頂推過程中滑道的面積與成橋時支座的面積相差較大，合理的滑道接觸面積對保障波形鋼腹板組合梁頂推過程中的混凝土局部受力和腹板的穩定具有重要作用。

目前未見有關波形鋼腹板組合箱梁頂推施工中局部受力性能分析的研究，開展這方面的研究對明確組合頂推時的結構安全度具有重要的理論意義和工程實用價值。本文對波形鋼腹板PC組合梁橋在頂推施工中的局部受力性能展開討論，以國內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ANSYS建立板殼實體單元模型詳細模擬了混凝土頂底板與波形鋼腹板的真實結構，計算在頂推過程中組合箱梁的局部受力性能。同時比較了不同支座尺寸下以及底板構造形式下的結構受力性能和穩定性能，得出了一些有意義的結論，可為同類橋梁的局部結構設計提供參考。

1　工程背景

本文分析的橋例是國內第一座采用整體式頂推法施工的五跨連續波形鋼腹板PC組合箱梁，縱橋向采用50 m等跨徑布置，橫橋向采用雙向六車道分兩幅設計。上部結構采用等高度波形鋼腹板混凝土箱梁結構，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。鋼翼緣板除導梁段翼緣鋼板厚20mm外，其余一般節段翼緣鋼板采用 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，主梁永久預應力采用體內、體外預應力混合配置方式。主梁頂、底板采用C60高強度混凝土，鋼腹板采用Q345qC鋼材。橋梁1/2幅橫斷面如圖1所示。

圖1　橋梁斷面圖（單位：mm）

2　波形鋼腹板局部受力分析

在本橋例中，成橋狀態下位于支座處的鋼腹板厚度為20 mm，其他部位的鋼腹板厚度為16 mm。而在頂推法施工中組合箱梁的腹板每個部位均要承受支座局部壓力和梁體剪力作用，使得鋼腹板在設計薄弱的位置容易發生局部失穩。橋梁一跨特征斷面位置如圖2所示，斷面1、2、8、9處鋼腹板厚度為20 mm，斷面3～7處鋼腹板厚度為16 mm，斷面1、3、5、7、9處設置有混凝土橫隔板。因此斷面4、6為設計薄弱位置，鋼腹板最容易發生局部失穩。

根據頂推施工整體模型中各工況的計算結果，選取板厚16 mm波形鋼腹板空腹截面處于支墩位置且支反力最大時的工況進行局部受力分析。此工況下截面6處于YP5墩，該處支座反力最大，為12 153 kN。根據截面6所在位置，建立10 m ANSYS空間有限元節段實體模型［5］，研究頂推施工過程中組合箱梁橋波形鋼腹板局部受力性能及其局部穩定性能。根據整體模型計算結果，提取該工況下節段模型左右截面的內力值見表1。

表1　局部節段截面內力

局部節段受力復雜，處于支座局部壓力與梁體剪力彎矩的共同作用下。為了得到各類荷載作用下波形鋼腹板的應力分布規律及失穩形式，明確不同荷載對波形鋼腹板局部受力性能的影響，分以下三種荷載情況進行分析：（1）局部壓力作用；（2）剪力作用；（3）剪力和局部壓力共同作用。

局部模型單元及其屬性與整體模型一致，即混凝土頂底板單元采用Solid65單元，波形鋼腹板上下鋼翼緣板單元采用Shell43單元，在局部模型中忽略剪力連接件以及預應力的作用。建立10 m ANSYS有限元節段三維模型如圖3（a）所示。為真實考慮剪力和局部承壓的影響，在兩側滑道處1.5 m（順橋）×1.2 m（橫橋）范圍內建立支座單元，支座單元采用Link10模擬，設置為僅承受壓桿單元，如圖3（b）所示。

圖2　特征斷面位置（單位：mm）

圖3　ANSYS節段模型示意圖

2.1波形鋼腹板在局部壓力作用下的受力性能

為研究波形鋼腹板在局部壓力作用下的受力性能并分析其在頂推施工過程中的局部穩定性，約束局部模型滑道區域范圍頂板節點的三向位移，將支座反力12 153 kN用均布荷載的方式加載在混凝土底板滑道區域范圍內，單個滑道尺寸為1.5 m（順橋）×1.2 m（橫橋）。計算波形鋼腹板的應力和結構的第一階屈曲特征值并得到相應屈曲模態。

圖4　波形腹板在局部壓力作用下的應力及屈曲模態（單位：MPa）

圖5　波形腹板在剪力作用下的應力及屈曲模態（單位：MPa）

波形鋼腹板面內豎向正應力、面內剪應力、Mises應力和第一階屈曲模態如圖4所示。由圖可知，波形鋼腹板在局部壓力作用下主要受豎向壓應力作用，分布在支座處1.5 m（支座縱向尺寸）長的腹板內，支座外腹板壓應力水平較低。最大壓應力為146 MPa，出現在支座中心位置的腹板處，應力由此點向左右兩側和上方擴散逐漸減少；在支座上方長0.75 m、高約1/3腹板高度范圍的腹板內豎向正應力在130 MPa以內，在長1.2 m、高約2/3腹板高度范圍的腹板內豎向正應力在110 MPa，在支座邊緣壓應力擴散至腹板上緣范圍的豎向正應力在93 MPa以內。面內剪應力較小呈左右對稱分布，最大剪應力為11 MPa，出現在支座邊緣腹板的上下緣。Mises應力分布規律和豎向正應力類似，最大Mises應力為151 MPa。結構第一階屈曲穩定特征值為9.14，鋼腹板屈曲模態為支座處波形腹板的單個板件部分出現的局部屈曲。

2.2波形鋼腹板在剪力作用下的受力性能

將該節段兩端剪力-5 007 kN和-5 307 kN施加于局部模型上，計算波形鋼腹板的應力和結構的第一階屈曲特征值并得到相應屈曲模態。

波形鋼腹板面內豎向正應力、面內剪應力、Mises應力（第四強度理論等效應力）和第一階屈曲模態如圖5所示。由圖可知，波形鋼腹板在剪力作用下豎向正應力較小，最大豎向正應力僅30 MPa，出現在腹板中央上緣和腹板兩端下緣。面內剪應力近似呈左右對稱分布，右側剪應力稍大，沿高度方向均勻分布。最大面內剪應力為-48 MPa和45 MPa，出現在支座兩側腹板中央2.4 m長的整個板高內，并向左右側均勻擴散至4 m長的區域內剪應力達到-27 MPa和24 MPa。Mises應力分布規律和面內剪應力類似，最大Mises應力為86 MPa。結構第一階屈曲穩定特征值為24.90，鋼腹板屈曲模態為支座右側波形腹板在兩個波段的合成屈曲，是一種局部屈曲和總體屈曲相互影響、相互作用的復雜屈曲模式。

2.3波形鋼腹板在剪力和局部壓力作用下的受力性能

將該節段左端剪力-5 007 kN、軸力16 812 kN、彎矩31 972 kN·m和右端剪力-5 307 kN、軸力-16 812 kN、彎矩33 598 kN·m施加于局部模型上，計算波形鋼腹板應力和結構的第一階屈曲特征值并得到相應屈曲模態。

波形鋼腹板面內豎向正應力、面內剪應力、Mises應力（第四強度理論等效應力）和第一階屈曲模態如圖6所示。由圖可知，波形鋼腹板在剪力和局部壓力作用下豎向壓應力集中分布在支座上方半圓區域內。最大豎向壓應力為136 MPa，出現在支座中心偏右0.2 m的小區域內，并以其為圓心向四周擴散；在半徑約0.8 m的半圓區域內壓應力擴散為74 MPa，在半徑約1.2 m的半圓區域內擴散為54 MPa。面內剪應力近似呈左右對稱分布，右側剪應力稍大，沿高度方向應力均勻分布。左右兩側的最大面內剪應力分別為-61 MPa和59 MPa，出現在支座兩側腹板中央0.4 m長的整個板高內，并向左右側擴散。除支座處腹板上緣半圓區域和腹板兩端外，大部分腹板的Mises應力大于83 MPa。最大Mises應力為125 MPa，出現在支座右邊緣處腹板下緣。剪力和局部壓力作用下波形腹板各類應力均小于鋼板的屈服應力。結構第一階屈曲穩定特征值為13.69，鋼腹板屈曲模態為支座處波形腹板一個波段部分出現的局部屈曲。

圖6　波形腹板在剪力和局部壓力作用下的應力及屈曲模態（單位：MPa）

圖7　不同支座尺寸波形腹板應力

3　波形鋼腹板局部受力的影響因素

3.1支承面積的影響

波形鋼腹板PC組合箱梁中波形鋼腹板的局部穩定承載力受到不同支承構件的接觸面積影響較大，為研究不同滑道支座尺寸對波形鋼腹板受力的影響，采用圖3所示的計算模型，考慮在剪力和局部壓力作用下，變化不同的滑道接觸面積。首先保持支座順橋向尺寸1.5 m不變，調整其橫橋向尺寸有0.8 m、1 m、1.2 m、1.4 m和1.6 m共五種；其次保持支座橫橋向尺寸1.2 m不變，調整其縱橋向尺寸有0.75 m、1 m、1.25 m、1.5 m、1.75 m、2 m和2.25 m共七種。

不同支承面積下波形鋼腹板的最大Mises應力如圖7所示。其中圖7（a）為支座順橋向尺寸1.5 m不變，不同橫向支座尺寸對波形腹板受力的結果；圖7（b）為支座橫橋向尺寸1.2 m不變，不同縱向支座尺寸對波形腹板受力的結果。由圖7可知，支座橫向尺寸的變化對波形鋼腹板受力的影響不大，增加支座的縱向尺寸可以顯著改善波形鋼腹板的受力，且隨著支座縱向尺寸的增加鋼腹板最大應力在減小，特別是在縱向尺寸小于1.5 m時降低程度更明顯。

采用上述ANSYS模型，計算不同支座尺寸下結構的屈曲特征值并得到相應屈曲模態，計算所得彈性屈曲特征值見表2。由表可知，更改支座橫向尺寸對波形鋼腹板局部失穩影響不大，腹板失穩第一階屈曲特征值均在13～14，而更改支座縱向尺寸對波形鋼腹板局部失穩影響較大，增加支座縱向長度可以明顯提高支座處波形鋼腹板的穩定性能。除屈曲穩定特征值不同外，不同支座尺寸下的第一階屈曲模態均為局部受壓處波形腹板的局部失穩。

3.2混凝土約束邊界的影響

波形鋼腹板PC組合箱梁中波形鋼腹板的局部穩定承載力受到混凝土約束邊界的影響，混凝土的約束與混凝土的結構形式有較大關系。這里考慮不同混凝土構造形式下波形鋼腹板的局部失穩形式和穩定承載力的研究［6，7］。

為研究混凝土約束邊界條件對波形鋼腹板的局部失穩形式和穩定承載力的影響，提出三種不同的底板約束構造（見圖8）：構造一采用有馬蹄形混凝土底板構造尺寸；構造二中鋼下翼緣板保持15°傾斜，鋼腹板與構造一相同，混凝土底板去掉馬蹄形構造，鋼下翼緣板中心下底板厚度為250 mm；構造三將鋼下翼緣板改為水平，即波形鋼腹板與鋼下翼緣板斜交，混凝土底板厚250 mm。

不同構造波形鋼腹板豎向正應力及Mises應力如圖9所示。由圖可知，不同的底板約束構造對波形鋼腹板的穩定承載力有較大影響，比較承載能力結果由高至低排序為：構造一（有馬蹄形混凝土底板）、構造二（鋼下翼緣板傾斜的混凝土底板）、構造三（鋼下翼緣板水平的混凝土底板）。構造二、三波形鋼腹板Mises應力都在200 MPa以上，遠大于構造一的125 MPa。

表2　不同支座尺寸波形腹板屈曲特征值

圖8　不同底板構造（單位：mm）

不同構造混凝土底板主應力如圖10所示。由圖可知，不同的底板約束構造對底板主應力的分布有較大影響，構造一底板應力分布比較均勻，構造三應力分布有局部集中現象，構造二底板應力集中比較明顯。構造一、二和三情況下的底板主拉應力最大值分別為5 MPa、11 MPa和7 MPa。

構造一、二和三下的波形鋼腹板第一階屈曲特征值分別為13.69、9.30和8.93，失穩模態均為支座處腹板局部失穩，一階屈曲失穩模態相同，如圖11所示。

三種不同構造的混凝土底板總體的混凝土用量較為接近，但馬蹄形構造的混凝土底板不僅對波形鋼腹板的受力更加合理，結構更加穩定，對于混凝土底板本身也減小了主應力，且應力分布更加均勻。因此，帶馬蹄形的混凝土底板可以作為波形鋼腹板PC梁橋的標準化構造，根據具體情況擬定尺寸即可。

4　結語

本文主要研究了波形鋼腹板PC組合梁在頂推施工中局部受力性能，分析了不同支座尺寸下以及底板構造形式下的結構受力性能和穩定性能，得到以下結論：

（1）頂推施工時，當波形鋼腹板空腹截面處于支撐處且支反力最大時，結構局部受力最不利。波形鋼腹板在局部壓力、剪力以及剪力和局部壓力共同作用三種荷載情況下，采用16 mm板厚計算所得豎向正應力、面內剪應力和Mises應力均小于160 MPa，小于鋼板設計強度；各類荷載作用下的屈曲特征值均大于9，穩定承載力較高。

圖9　不同構造波形鋼腹板應力（單位：MPa）

圖10　不同構造混凝土底板主應力（單位：MPa）

（2）波形鋼腹板PC組合箱梁中波形鋼腹板的局部受力受支座橫向尺寸的變化影響不大但受支座縱向尺寸的變化影響較大，增加支座的縱向尺寸可以顯著改善波形鋼腹板的受力性能，并提高其穩定性能。

圖11　波形鋼腹板第一階屈曲模態

（3）不同的混凝土底板約束構造對波形鋼腹板和混凝土底板的受力分析表明，馬蹄形混凝土底板的受力性能明顯優于其他構造形式的混凝土底板。

［1］陳宜言.波形鋼腹板預應力混凝土梁橋設計與施工［M］.北京：人民交通出版社，2009.

［2］陳寶春，黃卿維.波形鋼腹板PC箱梁橋應用綜述 ［J］.公路，2005，7（7）:45-53.

［3］劉雙意.頂推施工法在波形鋼腹板組合箱梁中的應用研究 ［D］.長沙：湖南大學，2014.

［4］李廣慧，張建勛.波形鋼腹板預應力混凝土箱梁橋頂推施工技術［J］.施工技術，2010，07:118-120.

［5］王新敏.ANSYS工程結構數值分析［M］.北京：人民交通出版社，2007.

［6］郭彥林，張博浩.波浪腹板工形梁局部承壓承載力設計方法研究［J］.工業建筑，2012，42（7）:45-54.

［7］Kuchta K.Design of corrugated webs under patch load［J］.Journal of Advanced Steel Construction，2007，3（4）:737-751.

U445.462

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1009-7716（2016）06-0209-07

2016-03-02

陳釩（1972-），男，江西金溪人，碩士，教授級高工，從事道路交通與橋梁設計工作。