大跨連續鋼-混組合箱梁橋支座頂部區域抗裂方法研究*

楊相展, 易壯鵬, 陳洪偉

(1.創輝達設計股份有限公司，湖南 長沙 410004；2.長沙理工大學 土木工程學院，湖南 長沙 410114)

鋼-混組合結構橋梁能充分發揮鋼材與混凝土材料的各自優勢，具有節省材料、施工方便、梁體較輕等優點，特別是跨越既有高速公路和城市干道，能極大減少對通行車輛的干擾，且施工周期短。與簡支組合梁橋不同，連續鋼-混組合梁橋支點附近的負彎矩區由于頂部混凝土橋面板受拉、下緣鋼梁承壓，受力不利，是鋼-混組合箱梁橋向大跨徑發展需解決的一個關鍵技術問題。目前這類橋梁最大經濟適用跨徑為120 m，現行規范也只用于單跨跨徑不大于120 m的梁式鋼-混組合梁橋設計。鑒于此，該文對某70 m+120 m+70 m變截面連續鋼-混組合箱梁橋支座頂部區域抗裂方法進行研究，在綜合已有方法的基礎上，結合工程實際對支座頂升+負彎矩區張拉預應力、抗拔不抗剪連接技術+負彎矩區張拉預應力2種負彎矩區抗裂方案的優劣進行對比分析，為同類橋梁負彎矩區抗裂處理及該類橋梁適用跨徑的進一步增大提供參考。

1 負彎矩區抗裂方法

(1)預加荷載法。鋼梁施工完成后，在正彎矩區澆筑混凝土、施加一定臨時荷載，使支點附近鋼梁負彎矩區產生足夠的預應力。該方法對中小跨徑組合連續梁橋較有效，對于大跨徑組合連續梁橋，由于所需施加的配重太大，不方便施工。根據張先蓉等的研究，6×90 m鋼-混組合連續箱梁采用該方法，運營階段支點負彎矩區橋面仍存在5～6 MPa拉應力。因此，該方法不適用于大跨結構。

(2)支座預頂升法。在澆筑混凝土前，將跨內支座頂升至一定高度，使支座區域鋼梁承受一定負彎矩，然后澆筑橋面板，待混凝土達到一定強度后，下降中間支座至設計高度，使支座頂部區域橋面板受壓，從而使該區域混凝土產生預壓力。

(3)負彎矩區張拉預應力法。通過在連續組合梁負彎矩區張拉縱向預應力，對受拉區混凝土橋面板施加預壓應力，保證受拉區混凝土橋面板的抗裂性能。

(4)抗拔不抗剪連接技術。在負彎矩區布置新型抗拔不抗剪連接件，這種連接件縱向抗剪剛度很弱，可使混凝土板與鋼梁上翼緣鋼板之間沿縱向自由滑動，從而有效釋放混凝土板中的拉應力。

實際工程中，以上方法往往同時采用。該文對支座頂升+負彎矩區張拉預應力、抗拔不抗剪連接技術+負彎矩區張拉預應力2種綜合運用方案進行對比分析。

2 工程概況及結構模型

2.1 工程概況

某跨徑組合為70 m+120 m+70 m鋼-混組合箱梁橋，橋寬12.75 m。支點梁高5.70 m，跨中梁高2.90 m。橫橋向為2個單室鋼-混組合箱梁結構，鋼箱采用開口截面形式，箱梁間距3.5 m，兩側懸挑1.125 m。鋼箱梁根部梁高5.38 m，跨中梁高2.58 m，采用二次拋物線形式變化。開口截面鋼箱梁每個腹板對應的上翼緣寬1 000 mm，跨中區域厚22 mm，支座區域厚36 mm；箱梁底板厚度在距中支點20 m范圍內為40 mm，其他為32 mm；鋼箱梁腹板跨中區域厚22 mm，支座區域厚28 mm，腹板高度隨梁高變化。主橋橫斷面見圖1、圖2。

圖1 主橋跨中截面布置(單位：cm)

圖2 橋梁支點截面布置(單位：cm)

為提高梁端鋼箱梁鋼板的穩定性，在邊支座1 m范圍內灌注400 mm高C50混凝土，在中支座4～12 m范圍內灌注500 mm高C50混凝土，中支點附近4 m范圍內灌注800～1 000 mm高C50混凝土。

該橋共劃分為7個施工階段，分別為：1)澆筑橋墩，搭設臨時支撐，架設A、B、C、D節段和合龍段。2)澆筑B、C、D節段和合龍段橋面板。3)在A節段和B、C節段之間設置濕接縫，澆筑A節段橋面板。4)待A節段混凝土達到設計強度后，張拉墩頂負彎矩束。5)澆筑A節段和B、C節段之間濕接縫。6)拆除臨時支撐。7)施工橋面系、伸縮縫等(見圖3)。

圖3 橋梁左半跨節段劃分(單位：cm)

2.2 有限元模型

根據橋梁跨徑及主梁橫斷面剛度計算橫向分布系數，簡化為單梁模型進行計算，采用MIDAS/Civil程序建立圖4所示全橋有限元模型，模型共劃分為318個單元、326節點。

混凝土容重取26 kN/m3，鋼材容重取78.5 kN/m3，橋面鋪裝+護欄取30 kN/m。汽車荷載采用公路-Ⅰ級，車道荷載橫向分布調整系數取1.38。

溫度荷載包括整體溫度升降和梯度溫度升降。整體溫度升降工況中，取最高溫度39 ℃、最低溫度-15 ℃、成橋溫度15 ℃。主梁截面溫差取10 cm厚瀝青鋪裝，計算得T1=14 ℃、T2=5.5 ℃，負溫差為T1=-7 ℃、T2=-2.75 ℃(T1為橋面板表面溫度，T2為橋面板以下100 mm處溫度)。

3 負彎矩區抗裂方法對比分析

根據GB 50917—2013《鋼-混凝土組合橋梁設計規范》，承載能力極限狀態下，鋼箱梁和混凝土的應力按設計值控制。正常使用極限狀態應力驗算采用標準組合，持久狀況下混凝土構件的最大壓應力按0.5fck控制，鋼箱梁的最大應力按0.75fd控制(fck為混凝土軸心抗壓強度標準值，fd為混凝土設計強度等級)；短暫狀況下混凝土構件的最大壓應力按0.7fck控制，鋼箱梁的最大應力按0.8fd控制。同時在正常使用極限狀態下混凝土橋面板的裂縫應滿足JTG/T D64-01—2015《公路鋼混組合橋梁設計與施工規范》的要求。

3.1 支座頂部區域無抗裂措施時計算結果分析

按施工工序成橋，對支座頂部區域不采取任何處理措施，成橋后關鍵位置應力計算結果見表1。由表1可知：支座頂部區域無抗裂措施時，成橋后支座頂部區域混凝土橋面板的拉應力遠大于混凝土抗拉強度設計值，必須采取方法降低混凝土拉應力。

表1 支座頂部區域無抗裂措施時成橋應力計算結果 MPa

3.2 負彎矩區張拉預應力時計算結果分析

按施工工序成橋，在墩頂張拉預應力，共設置15根15-11鋼束，成橋后關鍵位置應力計算結果見表2。由表2可知：張拉負彎矩區預應力后，墩頂橋面板的拉應力大幅降低，但仍超出混凝土抗拉強度設計值。主要原因是在支點位置組合截面鋼箱梁的剛度為混凝土橋面板剛度的2.8倍，大部分預應力施加在了鋼箱梁上?？梢?，對于大跨結構，應采取綜合處理措施。

表2 張拉負彎矩區預應力后成橋應力計算結果 MPa

3.3 支座頂升+負彎矩區張拉預應力方案分析

為給支座頂部區域混凝土橋面板提供一定預壓力，提高混凝土板的抗裂性能，在原施工工序3澆筑A節段橋面板之前增加頂升施工工序，將中支點和中跨4個臨時支撐同時頂升0.5 m，在澆筑完A節段負彎矩區混凝土橋面板后再予以回落，然后張拉負彎矩區鋼束。該方案下關鍵位置應力計算結果見表3。

表3 支座頂升+負彎矩區張拉預應力方案下關鍵位置應力 MPa

對比表3和表2，采用支座頂升+負彎矩區張拉預應力方案，支點負彎矩區的最大拉應力在成橋階段從7.9 MPa降到1.5 MPa，支座頂升為支點橋面板提供了6 MPa預壓應力，效果明顯。該方案在中小跨徑橋梁中比較實用。由于大跨結構使用階段汽車荷載、溫度荷載、不均勻沉降等在支點負彎矩區產生的拉應力較大，采用該方案不能滿足正常使用極限狀態下混凝土抗裂要求，在大跨結構中只能作為輔助方案。

3.4 抗拔不抗剪連接技術+負彎矩區張拉預應力方案分析

為釋放支座頂部區域混凝土板的拉應力，在負彎矩區設置抗拔不抗剪錨釘。采用MIDAS/Civil程序對該方案進行模擬，正彎矩區混凝土板及鋼主梁單元采用節點剛性連接形式，不考慮滑移效應；負彎矩區通過彈簧來模擬栓釘，并設置彈簧沿梁縱向的剛度為零來釋放縱向約束。該方案下關鍵位置應力計算結果見表4。

表4 抗拔不抗剪連接技術+負彎矩區張拉預應力方案下關鍵位置應力 MPa

由表4可知：采用抗拔不抗剪連接技術+負彎矩區張拉預應力方案，成橋階段混凝土橋面板有較大壓應力儲備，正常使用極限狀態下混凝土板的拉應力為3.5 MPa，可通過配置普通鋼筋將裂縫控制在規范允許范圍內。

正常使用極限狀態下頻遇組合混凝土橋面板的最大拉力為3 927 kN。負彎矩區橋面板上部配置間距100 mm的φ22普通鋼筋，下部配置間距100 mm的φ22普通鋼筋。此時，作用頻遇組合引起的開裂截面縱向受拉鋼筋應力σss為：

σss=3 927 000/47 880=82 MPa

(1)

最大裂縫寬度w為：

0.2 mm

(2)

式中：C1、C2、C3分別為鋼筋表面形狀系數、長期效應影響系數和與構件受力性質相關的系數；Es為彈性模量；d為縱向受拉鋼筋直徑；ρ為有效配筋率。

計算結果滿足JTG/T D64-01—2015《公路鋼混組合橋梁設計與施工規范》的要求。

4 結論

(1)鋼-混組合箱梁截面混凝土橋面板和鋼箱梁的剛度比小，在支座頂部區域張拉預應力，橋面板所得預壓力較小，對抗裂作用有限。

(2)采用支座頂升的方法可對支座頂部區域橋面板施加一定預壓力，但對大跨結構所能施加的預壓力有限，使用階段支座頂部區域橋面板不能滿足抗裂要求。

(3)抗拔不抗剪連接技術可有效釋放組合結構支座頂部區域混凝土板的拉應力，并保留傳統栓釘連接件的抗掀起功能，可在幾乎不削弱負彎矩區組合梁整體剛度和極限承載力的同時顯著提高支座頂部區域混凝土板的抗裂性能，解決負彎矩區的抗裂設計難題。