單向接觸連接的疊合結構耦合受力性能分析

寇 偉

（山西省交通建設工程質量檢測中心（有限公司），山西 太原 030006）

隨著經濟的迅猛發展，現有公路中有相當一部分公路為寬路窄橋，導致交通日益擁堵，當交通量增加到一定數量時，需逐步提高公路橋梁的技術等級和標準來適應時代發展。目前大部分橋梁拓寬時均采用封閉交通的管制方式，然后逐孔吊裝或者架橋機安裝新橋主梁。而利用舊橋作為施工平臺頂推新梁的研究文獻不多，多數停留在經濟效益分析，沒有從結構安全性方面進行分析[1-5]。盧振偉等[6]介紹了利用封閉施工平臺進行橋梁防撞護欄維修施工，有效解決了鐵路行車不施工、施工不行車的限制。張銳昭等[7]介紹了利用空中棧橋，立體拆除鋼筋混凝土橋梁的工程實例。張紅軍等[8]深入研究了內河架空直立式碼頭水上施工平臺的有限元受力分析方法及監控預警技術。實際上，利用舊橋作為施工平臺頂推新梁的施工方法，舊混凝土橋作為新橋施工平臺不僅具有良好的經濟效益，還能有效地加快施工進度。在受力方式上屬于分析新舊結構在界面單向受壓約束連接條件下，二者所組成的疊合結構的耦合受力關系的問題[9-10]。本文在深入研究利用舊橋作為施工平臺頂推鋼箱梁施工方案的基礎上，結合某工程實例，對新橋頂推過程中舊橋的結構安全性進行探討，以確定鋼箱梁頂推施工時的合理布置位置，為今后類似工程提供參考。

1 工程背景

某公路現有一座6×20 m的預應力混凝土空心板橋，計劃在舊橋旁邊修建一座跨徑組合為（48+86+48）m的等高度連續鋼箱梁橋（新橋），在新橋施工過程中擬以舊橋作為施工平臺，首先在舊橋橋頭路基上按跨徑組合分三次拼裝好鋼箱梁，然后將拼裝好的鋼箱梁緩慢推移至舊橋橋面上，當鋼箱梁頂推到合適位置時，再用放置于橋頭的履帶吊將其吊運至指定位置處。

2 橋梁結構及材料參數

2.1 舊混凝土橋

舊橋空心板和混凝土橋面鋪裝采用C40混凝土，彈性模量Ec=3.3×104MPa。空心板預應力鋼筋采用 4×φj15.0（7φ5.0），彈性模量 Ep=1.9×105MPa，抗拉強度標準值fpk=1 500 MPa。

圖1 橫斷面布置圖（單位：cm）

2.2 鋼箱梁新橋

圖2 鋼箱梁頂推滑移示意圖

鋼箱梁總自重G=1 250 t，總長L=48+86+48=182 m，折合成均布線荷載為g=6.868 t/m，底面放置寬度b=5m，折合成均布面荷載為q=13.736kN/m2。

3 結構驗算

由于舊橋為6×20 m的簡支空心板橋，各跨受力性能完全相同，故只需對其中任意一跨進行驗算即可。

3.1 結構驗算模型

3.1.1 簡化模型

結構分析驗算采用通用有限元軟件及空間梁格法進行。建模分析過程中，空心板采用三維梁單元來模擬。舊橋結構共離散為606個節點，896個單元，鋼箱梁按均布荷載直接施加于橋面板上，如圖3所示。

圖3 簡化均布荷載示意圖

3.1.2 空間有限元模型

該模型是在3.1.1節模型的基礎上，增加鋼箱梁空間板殼單元法，鋼箱梁長度按實際頂推滑移進度逐步增加，鋼箱梁與空心板之間采用受壓連桿連接（連桿彈簧剛度取1×108kN/m），為了保持上層疊合結構的空間靜定，避免鋼箱梁部分形成空間機動體系，在鋼箱梁角點一個節點處設置水平和水平旋轉約束，約束剛度設置無窮小，僅僅是為了防止鋼箱梁部分機動，程序無法運行，不影響結構整體受力。單元離散圖如圖4所示。

圖4 空間有限元模型單元離散圖

3.2 作用荷載

a）原橋設計荷載為汽車-20級，沖擊系數μ=0.187 5，即 1+μ=1.187 5，驗算荷載為掛車 -100，并按相關規范進行布置。

b）簡化模型的鋼箱梁自重折合成均布面荷載為q=13.736 kN/m2，僅考慮其自重作用，同時為尋找鋼箱梁在舊橋上的合理布置位置，鋼箱梁在舊空心板橋上的布置方式按中載和偏載分別計算。

c）實際空間混合有限元模型，按照實際施工荷載施加。將擬頂推鋼箱梁結構用板殼單元模擬，鋼箱梁與空心板單元之間相鄰節點用受壓連桿連接，分別計算鋼箱梁頂推到 2 m、4 m、6 m、8 m、10 m、12 m、14 m、16 m、18 m、20 m等不同支撐位置時各片空心板的最不利受力狀態，為了安全起見，計算過程中不考慮墩臺頂支撐引起的鋼箱梁懸臂支撐效應。

3.3 結構驗算結果

3.3.1 彎矩效應驗算結果

不同工況下舊混凝土橋彎矩效應驗算結果如圖5和表1所示。

圖5 沿橋面中心線對稱布置頂推位移——空心板最大彎矩圖

表1 不同工況下彎矩效應驗算結果表 kN·m

由圖5和表1可以看出：

a）按照簡化均布荷載作用方式，鋼箱梁無論偏載還是中載工況，空心板內力均小于活載效應，但如果按空間有限元模擬，中載對稱運輸方式可以滿足設計要求，按偏載工況頂推引起的空心板內力效應大于活載效應，需要進行極限承載能力效應評估。

b）中載對稱布置條件下，簡化均布荷載模擬結果小于空間有限元模擬結果小于設計荷載；而偏載沿防撞護欄布置條件下，簡化均布荷載模擬結果小于設計荷載小于空間有限元模擬結果。而且兩種情況下采用簡化均布荷載方式的計算結果均小于空間有限元計算結果，表明簡單按均布荷載方式計算，結構結果遠小于按空間有限元模擬結果，對于偏載工況是偏于不安全的。主要是由于主梁單元的橫向影響線（或橫向分布系數）在遠離計算單元時是急劇變小的，因此采用空間有限元模擬時，上層結構自重荷載是可以直接加載接觸單元的峰值處的，而采用均布荷載時，上層結構自重荷載的大部分是加在非峰值處的。

c）由于鋼箱梁縱橋梁向剛度較大，其底板與下部空心板之間處于單向受壓的連接與分離的交替狀態，運輸過程中最不利荷載效應并不總是發生在跨中截面，同時由于鋼箱梁為空間結構，荷載并不是均布于結構橫橋向的影響線上，直接作用于腹板下緣的空心板內力明顯大于其他相鄰板塊，因此，按均布荷載計算時，無法考慮腹板下緣直接作用于空心板橫橋向影響線峰值時的工況，是偏于不安全的。

3.3.2 剪力效應驗算結果

不同工況下舊混凝土橋剪力效應驗算結果如表2所示。

圖6 沿橋面中心線對稱布置頂推位移——空心板最大剪力圖

表2 不同工況下剪力效應驗算結果表 kN

由圖6和表2可以看出：偏載沿防撞護欄工況下，簡化均布荷載作用下空心板的剪力效應和空間有限元模擬結果均大于邊板的設計活載效應，而中載對稱布置條件下，簡化均布荷載作用下空心板的剪力效應和空間有限元模擬結果均小于中板的設計活載效應，其他規律與主梁彎矩效應類似。

4 結論及建議

a）單向受壓連接的疊合結構，上下部結構在施工全過程中始終處于單向受壓的連接與分離的交替狀態，新舊疊合結構本身均具有剛度，在滑移過程中，同一時刻，二者接觸面不可能全部密貼，同一節點在移動的不同時刻也會呈現密貼—分離—再密貼—再分離…的交替狀態，這種邊界連接方式屬于非線性接觸問題，不能簡單套用傳統靜力結構影響線和荷載橫向分布系數理論進行計算。

b）直接作用于腹板下緣的空心板內力明顯大于其他相鄰板塊，簡單地按均布荷載計算時，無法考慮腹板下緣直接作用于空心板橫橋向影響線峰值時的工況，是偏于不安全的。

c）鑒于鋼箱在運輸過程中施工荷載在施工過程中存在動力放大效應等不確定性因素較多，建議頂推過程中采用沿橋梁中線，對稱布置。

d）由于該橋的橋面鋪裝為10 cm現筑混凝土+5 cm瀝青混凝土，同時鋼箱梁底板為24 mm整體鋼板，局部支點附近鋼箱梁底板鋼板厚度達32 mm，而且鋼箱梁每隔2 m距離均設置一道橫隔板。鋼箱梁橫橋向全寬范圍內可跨過4～5塊空心板及其鉸縫，并可直接作用于空心板腹板頂混凝土上緣。因此，鋼箱梁底板、橫隔板和空心板橋面鋪裝混凝土可同時跨過多片空心板的腹板和鉸縫，具有較強的荷載橫向分配能力，鋼箱梁荷載亦可直接通過空心板腹板傳遞至支座和下部結構，不存在局部較大集中荷載直接作用于空心板頂板中間和鉸縫一側的現象，可不進行橋面板局部強度檢算及鉸縫抗剪檢算。