剛構-連續體系波形鋼腹板PC箱梁橋合龍順序研究

王 彬

（山西省交通規劃勘察設計院有限公司，山西 太原 030032）

波形鋼腹板PC（預應力混凝土）箱梁是20世紀80年代最先在法國出現的一種新的橋梁型式，其主要優點是結構自重輕，減少下部結構工程量；作為箱梁腹板的波形鋼板有不抵抗縱向軸力的特點，使預應力能夠有效施加于混凝土頂底板，極大提高預應力的作用效率，縮短施工工期[1]。剛構-連續體系組合梁橋是連續剛構與連續梁橋的結合體，具有行車舒適、減少大噸位支座的數量及下部結構工程規模、改善溫度及混凝土收縮徐變對橋墩及墩頂負彎矩的影響等優點[2-3]。正因為多跨剛構-連續組合體系的波形鋼腹板PC箱梁橋具有如此優越的結構受力和施工性能，所以在大跨徑的橋梁設計、施工及運營管理中具有較強競爭力。

該類型橋梁大多采用懸臂現澆（拼裝）施工方法，在施工過程中張拉合龍鋼束會對相鄰橋跨的內力分布產生影響，多跨橋梁采用不同的合龍順序可以得到不同的成橋內力狀態[4]。盡管目前已有很多文獻對剛構-連續組合體系PC箱梁橋的合龍順序作了一定的研究[5-7]，但對剛構-連續組合體系鋼腹板PC箱梁橋的合龍順序研究甚少，尤其考慮施工過程中整體溫度變化對合龍順序的影響更少。施工過程中，不同的施工狀態下整體溫差對橋梁，尤其是橋墩的影響最大，本文通過對運寶黃河大橋副橋合龍順序進行計算分析，探討該類橋型的合理施工順序的確定方法。

1 工程概況

山西運寶黃河大橋是連接山西呼北高速公路與河南三門峽至淅川高速公路晉豫省界的一座特大型橋梁，在山西省運城市柳灣村附近跨越黃河進入河南，運寶黃河大橋全長1 690 m，其中副橋全長906 m，采用跨徑為（48+9×90+48）m剛構-連續組合體系波形鋼腹板PC箱梁橋，橋型布置如圖1所示。單幅橋梁橫斷面采用單箱單室斷面，腹板采用波形鋼腹板，箱梁頂面寬15.5 m，底寬8.5 m，翼緣寬度為3.5 m；箱梁根部高度為5.5 m，跨中高度為2.7 m，梁高按1.8次拋物線變化；頂板厚度為0.32 m，在腹板梗腋處加厚至0.7 m；底板厚度由0.3 m漸變至0.8 m，底板厚度按1.8次拋物線變化；波形鋼腹板采用1600型，板厚分別為16 mm及14 mm。下部結構F4～F7主墩為固結墩，采用雙薄壁實體墩，F1～F3、F8～F10連續主墩及F11為過渡墩均采用等截面空心墩[8-9]。

運寶黃河大橋采用的技術參數：

a）公路等級 六車道高速公路；

b）設計行車速度 80 km/h；

c）汽車荷載等級 公路-Ⅰ級；

d）橋面凈寬 2×凈14.5 m；

e）設計洪水頻率 1/300；

f）設計水位 采用三門峽庫區防洪運用水位333.808 m；

g）地震動峰值加速度 0.182g。

圖1 運寶黃河大橋副橋橋型布置示意圖（單位：cm）

2 模型建立

為了研究合龍順序對多跨剛構-連續組合體系波形鋼腹板PC箱梁橋成橋受力狀態的影響，本文采用midas civil有限元分析軟件建立該橋整體桿系分析元模型，見圖2，其中橋墩及鋼腹板PC箱梁均以梁單元模擬，其中波形鋼腹板截面采用midas civil有限元軟件自帶的“鋼腹板箱梁”截面特性進行模型。全橋梁單元共計506個，其中主梁304個，混凝土標號采用C55，橋墩9個，雙薄壁剛構墩墩身采用C40，薄壁空心墩墩身采用C35。固結端采用剛臂模擬墩梁固結，墩梁間的支座采用彈性連接模擬，橋墩底均按照固結處理。

圖2 運寶黃河大橋副橋桿系單元模型示意圖

計算參數選擇：

a）結構自重 按實際材料容重的1.05倍計算。

b）二期恒載 防撞護欄+調平層+瀝青混凝土鋪裝層共計為96.05 kN/m。

c）施工過程掛籃、機具、人員等 本橋掛籃獨自設計，重量按照實際重量取為65 t/套。

d）預應力 采用strand 1860鋼絞線，松弛系數為0.3，管道摩擦系數為0.17，管道偏差系數為0.001 5（1/m），體內、外預應力錨下張拉控制應力分別為1 395 MPa和 1 116 MPa。

e）錨具 錨具變形，鋼筋回縮按6 mm（一端）計算。

f）不均勻沉降 墩底沉降值取5 mm。

溫度荷載、收縮徐變、風荷載及活載等均按照《公路橋涵設計通用規范》（JTG D60—2015）及《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG 3362—2018）取值。

3 計算分析

3.1 主跨剛度分布狀態

剛構-連續體系波形鋼腹板PC箱梁橋在活載作用下主梁的撓度和應力見圖3、圖4。在活載作用下，剛構跨跨中主梁的最大撓度為-29.7 mm（向下），跨中底板最大拉應力為3.5 MPa；而連續跨的主梁最大撓度為-41.8 mm（向下），跨中底板最大拉應力為5.0 MPa。可以看出連續跨的撓度是剛構跨的1.41倍，底板拉應力是剛構跨的1.43倍，說明成橋后固結墩對主梁轉動約束能力較大。

圖3 活載作用下主梁最大撓度

圖4 活載作用下主梁下緣最大拉應力

原設計合龍思路：對于多跨長聯的剛構-連續體系PC箱梁，當張拉某跨合龍束時，其鋼束二次效應會在相鄰橋跨的底板產生拉應力，利用結構這一特性，合龍順序可以考慮先合龍底板壓應力儲備需求小的橋跨，然后再合龍需求大的橋跨，后合龍的橋跨底板壓應力大于先合龍的橋跨，從而使運營階段的剛構-連續體系各跨底板應力較為均勻[2]。遵循這樣的原則，運寶黃河大橋副橋的合龍順序為：先合龍剛度較大的剛構跨，最后合龍剛度較小的連續跨。從圖3、圖4可以看出：連續跨第2、第4、第8、第10剛度相對較大；剛構跨第6跨相對較大。

3.2 原設計合龍順序

本橋施工方法為對稱懸臂拼裝，原設計全橋分4次合龍，根據參考文獻[3]及圖3、圖4，全橋合龍順序如圖5所示。合龍后主梁底板混凝土壓應力分布見圖6，短期組合下底板應力分布見圖7。

圖5 原設計合龍順序示意圖

圖6 （原設計）合龍后主梁下緣應力分布示意圖（單位：MPa）

由圖6、圖7可見，僅考慮成橋后整體溫度變化的影響時，剛構-連續體系波形鋼腹板組合梁無論合龍后還是成橋運營連續跨和剛構跨應力均較均勻，滿足設計規范要求。說明僅考慮成橋后整體溫度變化的影響時，根據各跨剛度的不同區分各跨的合龍順序是可行的，文獻[2]也適用于剛構-連續體系波形鋼腹板組合梁橋。

圖8 （原設計）均勻溫升橋墩底部拉應力分布

圖9 （原設計）均勻溫降橋墩底部壓應力分布

當考慮施工過程中整體溫度變化的影響時，在第四次合龍后，此時全橋剛度最大，合龍前后溫差對邊墩F1～F3（臨時固結狀態）的影響最大。墩F1～F5在第三次合龍后，考慮到橋位地處山西運城黃河河灘，晝夜溫差較大，本文考慮該橋整體溫差在5℃、10℃、15℃、20℃、25℃、30℃狀態下，墩低截面邊緣應力分布如圖8、圖9所示。

3.3 合龍順序的優化

基于原設計合龍方案無論在合龍后還是成橋運營連續跨和剛構跨應力均較均勻，滿足設計規范要求，故第一次和第二次合龍順序不變。考慮施工過程中均勻溫差對邊墩的影響，尤其是多跨、長聯、墩矮的結構體系，降低施工過程中橋梁的整體剛度是有效解決溫差對邊墩影響的有效途徑之一。

結合運寶黃河大橋副橋的結構特點，先合龍邊跨，然后釋放邊墩的臨時約束，降低邊跨剛度，全橋合龍順序優化方案見圖10所示。合龍后主梁底板壓應力分布見圖11，短期組合下主梁底板壓應力分布見圖12。

圖10 優化后合龍順序示意圖

圖11 （優化后）合龍后主梁下緣應力分布示意圖（單位：MPa）

圖12 （優化后）短期效應組合主梁下緣應力分布示意圖（單位：MPa）

當考慮施工過程中整體溫度變化的影響時，在第三次合龍后，此時全橋剛度變化最大，考慮該橋整體溫差在5℃、10℃、15℃、20℃、25℃、30℃狀態下，墩低截面邊緣應力分布如圖13、圖14所示。

圖13 （優化后）均勻溫升橋墩底部拉應力分布

圖14 （優化后）均勻溫降橋墩底部壓應力分布

3.4 兩種不同合龍順序的對比

從圖6與圖11，圖7與圖12對比可以看出兩種不同合龍順序下，當不考慮施工過程中整體升降溫溫差的影響時，合龍后主梁及成橋運營時主梁的應力狀態差別很小，連續跨及剛構跨跨中應力儲備基本一致，應力水平較均勻，整個主梁的底緣應力均達到了較好的水平，滿足規范要求。

從圖8與圖13，圖9與圖14對比可以看出考慮施工階段整體溫差變化的影響，優化后邊墩的溫度應力變化最顯著。溫差變化20℃時，F1墩由10.8 MPa降低到3.1 MPa，減少了71.3%；F2墩由8.6 MPa降低到 0.4 MPa，減少了 95.3%；F3墩由5.4 MPa降低到2.9 MPa，減少了46.3%。優化后的合龍順序在施工階段顯著降低溫度變化的影響，優先釋放連續墩的臨時約束降低組合梁對墩的約束能力。

4 結論

a）多跨剛構-連續組合體系波形鋼腹板PC箱梁各橋跨豎向剛度差異較大，在相同的荷載作用下，各跨的應力及撓度各不相同，可以通過優化合龍順序來調節主梁各跨應力狀態，使之滿足設計規范要求。

b）施工階段的整體溫差對多跨剛構-連續組合體系的波形鋼腹板PC箱梁橋的受力狀態，尤其是橋墩底部影響最大，對于該類型的橋梁合龍順序應該考慮施工階段整體溫差的影響。

c）考慮到施工階段整體溫差的影響，較為合理的合龍順序應該是：先合龍連續跨、剛構跨中剛度較大跨；再合龍連續跨；釋放連續跨墩臨時約束；然后全橋合龍。

d）針對不同橋型可以考慮多種合龍順序，對成橋和施工階段溫度變化引起的內力進行比較，以期達到更好的效果。