印尼雅加達高架簡支變連續小箱梁墩頂連接段受力特性分析

白午龍，盧永成

（上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市 200092）

0 引言

隨著我國“一帶一路”發展戰略的不斷推進，設計咨詢行業也隨之拓展到更多地區。在世界范圍內，很多國家在中小跨徑橋梁的上部結構形式選擇上與中國的設計習慣不盡相同，并形成了其自有的標準化體系[1]。本文以印尼雅加達收費公路項目為背景，研究印尼高架簡支變連續小箱梁墩頂連接段受力特性。通過對預應力混凝土連接段頂板鋼束、板厚、隔離段長度、變截面參數的優化分析，確定預應力混凝土連接段最佳構造方案。通過對鋼筋混凝土連接段隔離段長度、板厚參數的優化分析，確定鋼筋混凝土連接段最佳構造方案。

1 工程概況

本工程位于雅加達市區的北部東西向的收費公路通道，高架橋為三跨簡支變連續梁橋，為預制預應力混凝土小箱梁，采用現澆橋面板、橫隔板以及墩頂連接段，小箱梁全橋總體布置見圖1。小箱梁橋跨布置為：33.72 m+2.4 m+33.72 m+2.4 m+33.72 m，橋寬26 m，主梁為6片預制預應力混凝土小箱梁，小箱梁橫斷面布置見圖2。

圖2 小箱梁橫斷面布置圖（單位：mm）

2 預應力混凝土連接段構造方案

由于預應力混凝土連接段應力狀態較為不利，故對連接段長度、厚度以及配筋等構造進行優化設計，通過分析比較不同設計參數下連接段的受力情況，選擇出應力狀態較佳的連接段構造方案。

在原設計方案中，連接段頂板負彎矩短束為8束，板厚為25 cm，鋼筋混凝土鋪裝10 cm，但在計算中不考慮，并且負彎矩短束在連接段橫斷面上居中布置，其他與圖3相同。

（1）頂板鋼束及板厚參數分析

連接段板厚分別采用20 cm和30 cm，預應力鋼束布置分別采用8束和12束，并且對預應力短束布置位置進行一定的調整，分析比較連接段受力狀態。

圖3 預應力混凝土連接段構造及配束圖（單位：mm）

（2）隔離段長度參數分析

隔離段長度不同時，連接段的應力狀態也不相同，為獲得較佳的應力狀態，在（1）中選定預應力鋼束布置方式及合適板厚后，對不同隔離段長度的方案進行比較，隔離段長度B分別取750 mm、1 000 mm和1 250 mm，見圖4。

圖4 預應力混凝土連接段隔離段構造圖（單位：mm）

（3）連接段變截面參數分析

選取（2）中最優的方案，在預制梁與變截面根部采取變截面，變截面長度分別選取400 mm和800 mm，比較連接段的應力狀態改善情況，見圖5。

3 鋼筋混凝土連接段構造方案

對于鋼筋混凝土連接段構造，給出了三種方案，三種方案的隔離段長度有所不同，每個方案下包含三個子方案，子方案的板厚又各不相同。即圖6中H、B取值不同。根據相應的橋梁規范規定，比較連接段在成橋初期和成橋后期工況下截面最大彎矩，確定最優構造措施。鋼筋混凝土連接段隔離長度及板厚見表1。

圖5 預應力混凝土連接段變截面構造圖（單位：mm）

圖6 鋼筋混凝土連接段構造形式（單位：mm）

表1 鋼筋混凝土連接段隔離長度及板厚

4 計算說明

4.1 模型概況

基于上述計算要求，采用空間結構有限元分析軟件Midas Civil 2015進行建模分析，全橋采用空間梁單元模擬。計算模型見圖7、圖8。

圖7 小箱梁梁單元模型

圖8 墩頂連接段模型

4.2 荷載工況及組合

參照印尼橋梁設計規范[2]及相關設計資料，荷載作用單項工況見表2。橋梁上部結構設計采用2種極限狀態設計，即使用極限狀態（SLS）和承載能力極限狀態（ULS）。使用極限狀態（SLS）用來驗算使用荷載，在其作用下進行應力等效應的驗算。承載能力極限狀態（ULS）用來驗算極限荷載，在其作用下進行立柱、承臺、梁等構件的極限設計。

為方便表述，將考察的各種作用荷載組合列出如下：

工況一：成橋初期永久作用：結構自重+預加力+混凝土收縮徐變作用；

工況二：成橋后期永久作用：結構自重+預加力+10年混凝土收縮徐變作用；

工況三：成橋初期標準組合：成橋初期永久作用+汽車荷載作用；

工況四：成橋后期標準組合：成橋后期永久作用+汽車荷載作用。

工況五：成橋后期永久作用+汽車荷載作用+基礎沉降作用+降溫（初期）。

工況六：成橋后期永久作用+汽車荷載作用+基礎沉降作用+降溫（后期）。

荷載作用單項工況見表2。

表2 荷載作用單項工況

5 受力特性參數分析

5.1 預應力混凝土連接段

5.1.1 預應力短束及位置的影響

方案一：即為原方案，頂板負彎矩短束為8束，連接段板厚25 cm，不計鋼筋混凝土鋪裝的作用，且負彎矩短束在連接段橫斷面上居中布置。

方案二：頂板負彎矩鋼束為8束，橫斷面上布置位置在豎直方向上距預制梁頂板上緣5 cm，不再居中布置，平面布置如圖3所示；連接段板厚為25 cm，其中鋪裝層為10 cm，計算時連接段鋪裝層只計入5 cm，且各向兩邊延伸125 cm，這樣連接段在計算時取30 cm，計入了混凝土鋪裝的影響，并且對負彎矩短束進行了一定的優化，更加符合實際情況。

方案三：頂板鋼束為12束，其他均同方案二。

預應力短束及位置的影響見圖9。由圖9可知，對于連接段，主要考慮負彎矩作用下板頂的拉應力作用，方案二與方案一相比，預應力鋼束上移能夠增大預加力正彎矩，使得板頂最大拉應力降低，但由于方案一計算時忽略了混凝土鋪裝增加連接段剛度的作用，所以其板頂最大拉應力為10.13 MPa，反而比方案二的11.42 MPa小，但實際上方案二的布置形式優于方案一。比較方案二和方案三，預應力鋼束增加時，板頂拉應力的確會有所下降，方案三板頂最大拉應力已經降到了7.54 MPa，因此采取12束預應力鋼束的設計方案較好。

5.1.2 板厚的影響

方案四：頂板負彎矩短束同樣為12束，并且在預制梁橫斷面豎直方向上距預制梁頂板上緣5 cm，連接段板厚為15 cm，鋼筋混凝土鋪裝層為10 cm，但計算時只計入5 cm，這樣連接段在計算時厚度取20 cm。板厚30 cm的方案即為方案三。

連接段板厚的影響見圖9。由圖9可知，減小板厚有利于降低板頂的拉應力，所以采用20 cm板厚的連接段方案優于采用30 cm板厚的方案。

5.1.3 隔離段長度的影響

方案五：頂板鋼束均為為12束，布置方式同方案四，連接段板厚為15 cm，鋼筋混凝土鋪裝層為10 cm，但計算時只計入5 cm，這樣連接段在計算時厚度取20 cm；連接段整體向預制梁方向各延伸75 cm，鋼筋混凝土鋪裝層向兩邊預制梁方向各伸長125 cm。

方案六：連接段整體向預制梁方向各延伸100 cm，其余同方案五。

方案七：連接段整體向預制梁方向各延伸125 cm，其余同方案五。

隔離段長度的影響見圖9。由圖9可知，設置隔離段可以減小連接段上緣拉應力，但連接段長度的增大并不能夠有效緩解連接段上緣拉應力過大的缺陷，即隔離段長度增大反而會使得連接段上緣拉應力增大。

圖9 預應力混凝土連接段最大應力（單位：MPa）

5.1.4 連接段端部采用變截面

由于連接段端部與預制梁結合部位一直是應力集中處，為緩解此處應力，可以在端部采用局部截面增大的方法，此時為避免截面突變，可以在預制梁與連接段采用變截面過度的方法。

方案八：頂板鋼束為12束，從預制梁橫截面上看，布置在距離預制梁頂板上緣5 cm處，連接段板厚為15 cm，鋼筋混凝土鋪裝層為10 cm，但計算時只計入5 cm，這樣連接段在計算時厚度取20 cm；連接段整體向預制梁方向各延伸50 cm，即隔離段為50 cm，且采用如圖5所示的變截面形式，變截面長度40 cm，鋼筋混凝土鋪裝層向兩邊預制梁方向各伸長125 cm。

方案九：變截面長度80 cm，其余同方案八。

連接段端部采用變截面的影響見圖9。由圖9可知，采用變截面時連接段頂部最大拉應力反而比不采用變截面時大，這是因為連接段局部剛度增大后分得的荷載更多，反而不利于其釋放負彎矩作用，承擔的負彎矩更大，而截面增大引起的應力減小反而不明顯，因此頂部的拉應力反而更加不利，因此這種優化思路在此處并不合適。

綜上可以看出，采用預應力混凝土連接段時，板頂拉應力一直顯得比較大，效果并不理想，因此，接下來采用鋼筋混凝土連接段設計方案。

5.2 鋼筋混凝土連接段

方案一：連接段隔離長度為0.5 m，包含三個子方案中，子方案中連接段板厚分別為20 cm、25 cm和30 cm。

方案二：連接段隔離長度為1 m，包含三個子方案中，子方案中連接段板厚分別為20 cm、25 cm和30 cm。

方案三：連接段隔離長度為1.25 m，包含三個子方案中，子方案中連接段板厚分別為20 cm、25 cm和30 cm。

不同方案鋼筋混凝土連接段最大彎矩見圖10。由圖10可知，隔離長度對連接段彎矩影響較小，隔離長度增加，成橋初期及成橋后期的最不利彎矩和名義彎矩略有減少。板厚對彎矩影響較大，板厚越小，連接段彎矩越小。因此適當減小板厚是優化鋼筋混凝土連接段受力特性的有效措施。

圖10 鋼筋混凝土連接段最大彎矩（單位：kN·m）

（2）對于預應力混凝土連接段，適當增加預應力鋼束數量可減小連接段板頂拉應力；減小板厚有利于降低板頂的拉應力；隔離段長度增大反而會使得連接段上緣拉應力增大；連接段端部采用變截面不利于連接段受力。

（3）對于鋼筋混凝土連接段，減小板厚是優化鋼筋混凝土連接段受力特性的有效措施；隔離長度對連接段彎矩影響較小。

6 結論

（1）印尼雅加達高架簡支變連續小箱梁墩頂連接段受力特性復雜，需要通過對墩頂連接段頂板鋼束、板厚、隔離段長度、變截面等參數的優化分析，確定最優構造方案。