單箱多室波形鋼腹板組合梁斜拉橋抗彎特性研究

顧 萍 裴輝騰 魯 凡 王 兵

（1.同濟大學，上海200092；2.上海城建市政工程（集團）有限公司，上海200065）

0 引 言

波形鋼腹板組合梁早期的研究是從波形鋼腹板 型 鋼 梁 開 始 ，美 國 Mohamed Elgaaly［1-2］、C.L.Chan［3］、Johnson R P［4］、Metwally［5］、Ezzeldin 等［6］學者于20 世紀90 年代以及21 世紀初，通過模型試驗的實效荷載、理論分析和有限元分析研究了波形鋼腹板組合梁的抗彎特性。國內對于這種新型組合結構的研究與應用較晚，學者吳文清［7-9］、李立峰［10-11］、徐岳［12］、李宏江等［13］結合模型試驗、理論分析以及有限元模擬等方法，對其抗彎特性、剪力滯效應以及影響因素進行了一定的研究。但是上述研究主要針對連續梁橋和連續剛構橋的單箱單室截面，本文以單箱多室波形鋼腹板PC組合箱梁多塔斜拉橋實橋施工為例，通過邊塔主梁施工過程精細模型的有限元計算，結合實橋施工監測數據，研究施工過程中單箱多室波形鋼腹板PC組合箱梁斜拉橋抗彎特性以及剪力滯效應。

2 工程概況

某跨江六塔單索面波形鋼腹板PC 組合箱梁斜拉橋，跨度為（79+5×150+79）m，見圖1。斜拉橋結構為塔梁固結、梁墩分離，主梁采用單箱五室的雙層結構，梁高4.7 m，上層寬36.8 m 布置雙向8車道，下層在主梁底板兩例懸挑7.02 m 布置人非通道，主梁頂板厚26 cm，底板厚25 cm，見圖2。標準斷面波形鋼腹板采用厚18 mm 的1600 型板，支點附近加厚至22 mm。主梁預應力鋼束采用精軋螺紋鋼筋、體內預應力鋼絞線。主梁在順橋向劃分為10個節段，分別為塔梁結合段（0#）、標準節段（1#～9#）、合龍段（10#），1#～9#節段施工采用懸臂澆筑法。每個標準節段分為鋼結構吊裝、斜拉索張拉、混凝土澆筑、預應力張拉和掛籃前移5個施工階段。

圖1 主橋總體布置圖Fig.1 Elevation view of main bridge

圖2 主梁標準橫斷面Fig.2 Standard cross section of main girder

3 有限元模型

圖3 為采用Midas Civil 軟件建立的邊塔主梁施工過程精細模型，混凝土頂、底板及波形鋼腹板、鋼橫梁、輔助鋼橫梁、鋼蓋板均采用板單元模擬；主塔及0#塊墩頂橫梁采用梁單元模擬；斜拉索采用桁架單元模擬，并考慮索的垂度效應。預應力鋼束布置于虛擬梁單元上，主塔底部固結，斜拉索與主塔、主梁分別采用剛臂及彈性連接。模型節點數共計90 763個，單元共計142 878個。其中只受拉單元（斜拉索）共計18 個，空間梁單元共計44 856個，板單元共計98 004個。

圖3 邊塔主梁施工過程精細模型Fig.3 Refined model of construction process of side tower girder

4 施工過程主梁應力監測

圖4 所示為本文研究所選擇的應力觀測截面，六個主塔各取一個1#節段上靠近0#節段位置為應力觀測截面。圖5 所示為各測試斷面應力測點布置圖，應力測試元件采用弦式傳感器，主梁混凝土頂底板為埋入式傳感器，鋼腹板上為表貼式傳感器。在節段鋼結構吊裝、斜拉索張拉、混凝土頂板澆筑、底板澆筑、預應力張拉等關鍵工況下對所有測點進行了全數監測。

圖4 主梁應力測試斷面布置圖Fig.4 Stress test section layout of main girder

圖5 主梁應力測點布置圖Fig.5 Stress measurement point arrangement of main beam

5 計算與實測結果分析

5.1 施工過程主梁應力變化分析

表1-表3 分別為17#主塔5#節段混凝土底板澆筑、頂板澆筑時底板、頂板、腹板的應力變化情況。

表1 17#主塔5#節段底板澆筑后底板應力計算與實測值對比Table 1 Comparison of calculation and measured values of bottom plate stress after casted in section 5 of 17#main tower MPa

表2 17#主塔5#節段頂板澆筑后頂板應力計算與實測值對比表Table 2 Comparison of calculation and measured values of top plate stress after casted in section 5 of 17#main tower MPa

表3 17#主塔5#節段頂板澆筑后腹板應力測點測量記錄表Table 3 Measurement record of web stress points after top plate casted in section 5 of 17#main tower MPa

由表 1-表 3 可見：17#主塔 5#節段底、頂板澆筑引起的測點位置應力變化實測值與計算值基本吻合，而波形鋼腹板上剪應力計算值較實測值偏大。這是由于計算時假設主梁剪力全部鋼腹板承擔，且偏安全的不計入嵌入混凝土頂、底板部分鋼板對抗剪承載力的貢獻。

由主梁施工過程應力監測表4-表6 表明：各主墩頂板測點出現的最大拉應力1.67 MPa，底板測點出現的最大壓應力為20.47 MPa，均小于按《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG D62—2004）7.2.8 條規定的拉應力容許值3.045 MPa、壓應力容許值22.68 MPa 的限值；鋼腹板測點出現的最大剪應力為30.42 MPa，遠小于Q345 鋼材的容許剪應力值。實橋施工過程中主梁應力滿足相關規范要求，均有較大應力安全儲備。

表4 15#～20#主墩頂板測點所有工況出現的最大拉應力Table 4 Maximum tensile stress of measured points in top plate in all conditions at 15#to 20#main pier MPa

表6 15#～20#主墩腹板測點所有工況下出現的最大剪應力Table 6 The maximum shear stress in all conditions at the measuring point of the main pier web at 15#to 20#main pier MPa

5.2 波形鋼腹板抗彎性能

波形鋼板由于彎折成波形，在軸向受壓時呈現“褶皺”效應，能較自由地發生變形，其縱向剛度相比于頂底板很小。圖6 所示為某施工節段截面選取示意圖。

圖6 施工節段截面示意圖Fig.6 Section diagram of construction section

表5 15#～20#主墩底板測點所有工況中出現的最大壓應力Table 5 Maximum tensile stress of measured points in bottom plate in all conditions at 15#to 20#main pier MPa

本文選取1#節段3-3截面（鋼橫梁位置）、4-4截面（1#節段和0#節段相交處）鋼腹板作為研究對象，用圖3所示模型計算其在2#節段澆筑、C2拉索張拉兩個工況下的截面縱向正應力。圖7、圖8分別為對應截面縱向應力圖，圖9 為C2 張拉時4-4截面三塊腹板及對應的頂、底板混凝土的縱向應變，圖中腹板1、腹板2、腹板3 分別為單箱多室箱梁外至內第一、二、三塊腹板。

圖7 2#澆筑時1#節段鋼腹板縱向正應力Fig.7 Longitudinal normal stress of steel web in 1#segmental during 2#segmental being casting

圖8 2#張拉時1#節段鋼腹板縱向正應力Fig.8 Longitudinal normal stress of steel web in 1#segmental during 2#segmental being tensioning

圖9 C2張拉時4-4截面縱向正應變Fig.9 Longitudinal positive strain of section 4-4 during C2 being tensioning

由圖7、圖8可見：

（1）2#節段澆筑、C2 拉索張拉時，1#節段中波形鋼腹板縱向正應力較小，最大不超過6 MPa。節段澆筑階段產生的縱向正應力較斜拉索張拉時稍大。

（2）鋼橫梁對波形鋼腹板亦有一定約束作用，使得鋼橫梁附近的波形鋼腹板的縱向正應力較其他位置略大。

（3）C2張拉時1#節段頂板與底板的縱向變形約為40 με，而波形鋼腹板的變形與之相比較小，主要分布在0～2 με 區間變化，可忽略波形鋼腹板對組合箱梁抗彎承載力的貢獻。

5.3 剪力滯效應

圖10、圖 11 分別為 7#～9#節段澆筑及 C7～C9張拉時1#節段3-3 截面的剪力滯系數；圖12 為1#節段的3-3 截面上波形鋼腹板與頂底板相交的6個關注點在各工況下的剪力滯系數。本節中剪力滯系數用各點的縱向應力計算值除以平均值，其中縱向應力計算值為各工況的相對值，即兩個相鄰工況的差值，平均值為頂、底板的縱向應力計算均值。

圖11 1#節段3-3截面剪力滯系數（拉索張拉）Fig.11 Shear lag coefficient of section 3-3 of 1#segmental（cable tension）

由圖10-圖12可見：

圖10 1#節段3-3截面剪力滯系數（節段澆筑）Fig.10 Shear lag coefficient of section 3-3 of 1#segmental（segmental cast）

圖12 1#節段3-3截面各關注點的剪力滯系數Fig.12 Shear lag coefficients of critical steps in section 3-3 of 1#segmental

（1）主梁施工過程中頂板的縱向正應力沿橫橋向出現明顯的應力分布不均勻現象，剪力滯系數從0.2～1.4 之間變化，在箱室中部出現峰值，然后向兩側減小。

（2）底板的縱向正應力在整個截面上分布較為均勻，剪力滯系數主要在0.85～1.15范圍之內。

（3）腹板上各關注點的剪力滯系數變化規律基本相同，相鄰節段施工時變化較大，但隨著施工節段的加長其數值趨于穩定。

6 結 論

本文通過單箱多室超寬波形鋼腹板PC 組合斜拉橋單塔雙懸臂精細模型的計算和施工時現場測試，對單箱多室波形鋼腹板組合梁斜拉橋空間受力情況進行研究分析，得到以下結論：

（1）主梁施工過程中頂、底板混凝土的縱向正應力實測值與計算值基本吻合，主梁應力滿足相關規范要求，有較大安全儲備；

（2）波形鋼腹板PC 組合箱梁施工過程中波形鋼腹板縱向正應力較小，可忽略其對組合箱梁抗彎承載能力的貢獻；

（3）單箱五室波形鋼腹板PC 箱梁斜拉橋施工過程中頂、底板縱向正應力會出現明顯的橫橋向不均勻分布現象，頂板尤為嚴重。