鋼混疊合梁獨塔斜拉橋施工過程受力性能研究

程 杰 （中鐵二十四局集團安徽工程有限公司，安徽 合肥 230023）

0 前言

鋼混疊合梁因其受力明確、剛度較大和自重較輕的特點成為斜拉橋常用的主梁形式之一，疊合梁斜拉橋和混合梁斜拉橋主梁均是采用不同材料組合而成，兩者的不同之處在于：疊合梁斜拉橋是主梁同一截面采用不同材料，而混合梁斜拉橋是主梁縱軸向采用不同材料[1-2]。混合式疊合梁斜拉橋結合了疊合梁斜拉橋和混合梁斜拉橋各自的結構特點，并充分發揮了鋼材抗拉性能好和混凝土抗壓性能好的優勢，使斜拉橋的跨越能力得以進一步提高。

混合式疊合梁斜拉橋在施工過程中，結構內力和橋梁線形會隨結構體系、邊界約束、荷載形式及荷載工況的變化而不斷變化，并對成橋狀態下的結構受力及線形精度產生決定性的影響。因此，開展混合式疊合梁斜拉橋施工階段的受力性能分析，不僅可以優化施工組織設計、指導施工控制；同時，也避免在施工過程中因局部應力過大引起結構破壞，確保施工階段的內力和變形滿足設計要求[3-6]。本文以文昌西路大橋為背景，對混合式疊合梁斜拉橋施工過程中受力性能進行分析，為該類型橋梁的設計及施工提供理論依據。

1 工程概況

文昌西路橋主橋是一座獨塔雙索面斜拉橋，全長238m，縱向布置為（30+68+140）m，橋面標準寬43m，結構形式為塔梁固結體系，主橋縱向布置如圖1（a）所示。主跨主梁采用鋼-混疊合梁結構，共計128m，邊跨采用預應力混凝土箱梁結構。鋼混疊合梁由鋼橫梁、鋼邊箱、鋼托架、鋼小縱梁及混凝土橋面板組成，截面構造如圖1（b）所示。橋面板為C50的預制混凝土板，通過安裝在鋼縱梁及橫梁上的剪力釘與鋼梁結合。主塔為鋼筋混凝土結構，截面采用H形構造，上下塔柱為單箱單室截面，截面采用矩形（帶倒角）截面，截面尺寸縱橋向寬7m，上塔柱橫橋向寬3.2m，下塔柱橫橋向寬4m。主跨拉索間距10.5m，邊跨拉索間距7m，共24對48根。該橋梁道路等級為城市主干道，設計速度為60km/h，橋梁設計安全等級為一級。橋面設置雙向六車道，每向車道總寬為11.5m，并設有人行道。

圖1 文昌西路橋橋型布置及疊合梁橫斷面圖

2 文昌西路橋有限元模型

斜拉橋的合理成橋狀態確定后，如何通過施工來實現合理的成橋狀態也是斜拉橋設計的重點，為了使斜拉橋達到或者盡可能接近合理的成橋狀態，必須對斜拉橋施工階段的各項控制指標進行詳細的驗算和設計[7]。同時，對橋梁施工階段的變形和內力進行分析，也是橋梁結構施工控制的重要內容。基于設計資料，建立文昌西路斜拉橋施工全過程模型，分別對主橋的施工全過程進行數值模擬。結合橋梁自身結構特點，將主橋劃分為405個單元，其中梁單元357個，桁架單元48個，建立的斜拉橋有限元模型如圖2所示。主梁、主塔采用線彈性梁單元進行模擬，并以共節點方式來模擬鋼混結合段疊合梁和混凝土梁之間的連接。根據主梁截面變化點位置、拉索錨固點位置等其他因素對主梁單元進行合理劃分，主梁支架通過設置僅受壓的彈性連接進行模擬。根據設計圖紙輸入普通鋼筋及預應力鋼束，能較真實地模擬出主梁、主塔截面的抗彎、抗剪等特性，二期恒載采用等效均布荷載進行施加，橫梁自重采用等效節點荷載方式施加在對應的主梁位置處；該模型忽略基礎沉降的影響，主塔墩底按固結處理，在主梁及主塔兩側斜拉索錨固點位置處建立節點以模擬斜拉索實際長度，斜拉索錨固點與橋塔和主梁的連接均采用剛性連接。

圖2 斜拉橋有限元計算模型

3 施工過程靜力分析

鋼混疊合梁斜拉橋的施工過程較為復雜，索力、預應力、集中荷載和集中錨固之間存在耦合效應[7]。由于該橋主橋采用支架施工，支架拆除前，結構內力相對較小，所以暫不考慮。因此，本文將以主橋的有限元模型為基礎，重點研究斜拉橋在支架拆除、施加二期恒載、斜拉索二次張拉階段主跨疊合梁部分的內力及變形，同時也將對主塔變形和斜拉索索力進行分析。

3.1 各施工階段疊合梁靜力分析

3.1.1 支架拆除階段疊合梁靜力分析

主跨鋼混疊合梁由鋼主梁和橋面板兩部分組成，主梁的內力分布和穩定性對斜拉橋的整體受力性能影響較大。經計算，在支架拆除階段，疊合梁豎向位移曲線及應力分布如圖3（a）～（c）所示。通過圖3可知，待支架拆除后，疊合梁豎向位移自橋塔中心向橋梁端部先上拱后向下彎曲最后趨于零，最大豎向撓度為5.47cm。另外，鋼混結合段處的鋼主梁跟混凝土主梁結合部位比較復雜，通過有限元軟件難以準確模擬，因此在本文分析過程中將暫不考慮鋼混結合處的應力。在實際施工過程中，鋼、混主梁邊箱結合段長度為8m，采取將鋼箱埋入混凝土主梁的方式進行協同受力，埋入段長度為3.25m。為保證鋼混結合段有效傳力，在施工過程中會將鋼邊箱的頂、底板伸入混凝土3.25m，腹板及其加勁肋伸入混凝土1.5m，來確保結合段不會出現應力過大和突變的情況。通過圖3（b）可知，當支架拆除后，鋼主梁上下緣應力分布較為均勻，上緣最大拉壓應力分別為7.7MPa和-84.3MPa，下緣最大拉壓應力分別為17.7MPa和-82.0MPa；混凝土橋面板全截面受壓，上下緣最大壓應力分別為-5.9MPa和-5.8MPa。查閱規范[9-10]可知：Q370鋼材的容許應力為204MPa，C50混凝土最大壓應力應小于22.4MPa，最大拉應力應小于1.83MPa。由此可見，支架拆除階段鋼主梁和橋面板應力均滿足規范要求，且應力儲備都比較大。

圖3 支架拆除階段主梁豎向位移及應力曲線

3.1.2 施加二期恒載階段疊合梁靜力分析

本節將考慮二期恒載施加完成之后，主梁的內力分布情況。基于設計資料和有限元模型，將主橋二期恒載等效為160kN/m的均布荷載施加在主梁上。并通過有限元模型對該施工階段進行模擬，計算鋼混疊合梁在該工況作用下的豎向撓度及應力分布情況，并以此來檢驗施工過程是否合理，判斷橋梁內力和線形是否滿足設計要求，如與設計不符，及時對施工過程進行調整。在該施工階段，疊合梁的豎向位移曲線及力分布如圖4（a）～（c）所示。通過對比3.1.1章節中的分析結果可以發現，在二期鋪裝完成之后，主梁位移明顯增大，主梁豎向位移由主塔向主跨跨中逐漸增大，最大豎向位移靠近主跨跨中，位移值為25.12cm。由此，可看出二期鋪裝對于橋梁的線型有比較大的影響。此外，通過對疊合梁截面上的應力進行分析可發現，鋼主梁上下緣應力相較于上一施工階段也都有所增大，上緣最大拉壓應力分別為8.0MPa和-103.8MPa，下緣最大拉壓應力分別為72.1MPa和-108.9MPa；該工況作用下，混凝土橋面板上下緣均受壓，上、下緣最大壓應力分別為-7.8MPa和-6.5MPa。由分析可知，鋼主梁和橋面板應力雖都有所增大，但總體應力水平均滿足規范設計要求。

圖4 二期恒載階段主梁豎向位移及應力曲線

3.1.3 斜拉索二次張拉階段疊合梁靜力分析

按設計要求，文昌西路橋主橋斜拉索在整個施工過程需要張拉兩次，第一次張拉目的是讓主梁脫離支架，在二期鋪裝完成后，進行第二次張拉，調整索力至成橋索力，以此來確保主塔和主梁受力性能良好，主梁線性及主塔偏位滿足設計要求。二次張拉后鋼混疊合梁的位移及應力分布曲線如圖5所示。

由圖5可知，在斜拉索二次張拉后，主跨疊合梁產生了向上撓曲，最大撓度為12.3cm。產生上撓的主要原因可能是為了消除橋梁在運營階段由于收縮徐變及車輛荷載引起的主梁下撓。由圖5(b)可知，在斜拉索二次張拉后，鋼主梁下緣所受應力明顯增大，最大應力為-153.4MPa，相比于上一施工階段增大了40%，鋼主梁上緣最大應力相比于上一施工階段卻有所減小，主要是因為主梁上撓導致的壓應力降低。索力變化對混凝土梁上下緣應力影響較小，全截面仍以受壓為主，上下緣最大應力分別為-8.0MPa和-5.9MPa。由以上分析可知，斜拉索的二次張拉對鋼主梁上緣應力影響較大，雖然應力安全儲備有所降低，但鋼主梁和混凝土梁上下緣應力仍然滿足規范要求。

圖5 斜拉索二次張拉階段主梁豎向位移及應力曲線

3.2 施工過程中主塔偏位及變形

鋼混疊合梁獨塔斜拉橋在施工過程中，由于邊界約束條件、索力以及不對稱性的影響，在施工過程主塔塔頂會出現一定的偏位，主塔偏位過大將會對主梁線形和主梁內力造成不利影響，本節將通過有限元軟件對各施工階段主塔變形進行分析，如圖6所示。

由圖6可知，在支架拆除階段，索塔向主跨側最大偏位為3.8mm；二期恒載階段，索塔向主跨側最大偏位為74mm；斜拉索二次張拉后，索塔向邊跨側最大偏位18.6mm。在支架拆除階段，由于此時斜拉索已進行過初張拉，在拉斜拉索索力水平分力作用下，橋塔兩側受力近似平衡，此時索塔所受彎矩較小，因此索塔頂部順橋向偏位較小，僅向主跨側輕微偏移；在二期鋪裝階段，考慮到主橋邊跨與主跨長度不一致，在同等均布荷載作用下，主跨側荷載所引起的斜拉索變化較邊跨大，因此，在二期恒載階段，索塔頂部會向主跨側產生一個較明顯的偏位，最大偏位為74mm；在斜拉索二次張拉階段，由于對斜拉索索力進行了重新調整，使斜拉橋達到了合理成橋狀態，此時索塔的偏位明顯降低，且在張拉結束后向邊跨側偏移，為后期運營提供了一定預偏量，以保證在汽車荷載作用下主塔能處于豎直狀態。綜上所述，在整個施工過程中，混合式疊合梁斜拉橋主梁的豎向變形均符合設計要求，且處于安全范圍以內。邊跨混凝土主梁由于自重大、跨度小、剛度大，有輔助墩支撐，受索力影響小等因素，在整個施工過程中變形都比較小；主跨疊合梁相對于邊跨混凝土梁，具有跨度大，更輕柔，受索力影響大等特點，使得疊合梁部分在施工工程中變形相對較大。

圖6 橋塔偏位及變形（單位：mm）

3.3 斜拉索索力

斜拉索作為斜拉橋重要的承重構件，對主梁的線形、內力及橋塔偏位具有重要影響。本文分別對支架拆除、二期恒載及斜拉索二次張拉三個主要施工階段的索力進行分析。邊跨混凝土梁部分斜拉索編號從主塔到橋頭為S1～S12，主跨疊合梁部分斜拉索編號從主塔到橋頭為M1～M12，經計算，三個施工階段的斜拉索索力及成橋階段拉索應力計算值分別如圖7（a）～（d）所示。

圖7 施工階段斜拉索索力及成橋應力

由圖7可知，支架拆除后，斜拉索索力分布比較均勻，靠近主塔部分斜拉索索力較小，由主塔向兩側索力逐漸變大，最大索力在邊跨12號索處，為5344kN；二期恒載階段，斜拉索索力受均布荷載影響整體變大，其中，邊跨索力整體趨勢沒變，主跨索力分布發生了變化，在跨中位置索力較大，兩端較小，最大索力仍在邊跨12號索位置，為6326kN；斜拉索二次張拉后，索力變化較大，各索力值都顯著增加，各索力值與目標成橋索力值接近，最大索力在邊跨11號索位置，為7938kN；成橋階段斜拉索應力最大值為565MPa，遠小于 0.65fpy=1150.5MPa，安全系數大于2.5。

4 結論

本文以文昌西路橋為背景，對鋼混疊合梁橋在支架拆除、二期恒載以及斜拉索二次張拉階段的疊合梁受力性能進行研究分析，得出如下結論：

①主跨疊合梁作為斜拉橋關鍵組成部分，在支架拆除、二期恒載和斜拉索二次張拉三個施工階段，其線性和內力會隨荷載類型、邊界條件及斜拉索索力變化而發生改變，對疊合梁位移和應力影響最大的施工階段是斜拉索二次張拉階段，從二次張拉開始到結束，疊合梁的變形曲線由原來的下撓變成上拱，應力在此階段也出現了峰值，但均處于規范允許的安全范圍內；

②斜拉索主塔順橋向變形受主塔兩側荷載不均勻分布的影響較大，在施加二期恒載后，由于主塔受力不對稱，導致主塔向主跨側產生較大偏移，在及時調整索力后，偏移逐漸減小；

③各施工階段的斜拉索索力分布都比較均勻，但是斜拉索二次張拉會使各斜拉索索力顯著增加，應予以重視，另外，通過有限元軟件的計算分析可知成橋階段各斜拉索安全系數均大于2.5。