鋼- 混組合梁橋不同施工方法恒載作用效應分析

付 嬈，龐 聰，鄭澤宇，丁俊凱，陳梧烽

（1.深圳市路橋建設集團有限公司，廣東 深圳；2.福州大學 土木工程學院，福建 福州）

鋼- 混凝土組合結構是在鋼結構和鋼筋混凝土結構基礎上發展起來的一種新型結構。同鋼筋混凝土結構相比，可以減輕自重，減小地震作用，減小構件截面尺寸，增加構件和結構的延性等[1]。

鋼- 混組合結構的工作性能在施工階段存在差異。根據臨時支撐條件的有無，可分為活載組合梁和恒載組合梁兩種形式?；钶d組合梁在施工階段能有效降低負彎矩區混凝土橋面板的拉應力，改善開裂問題，并提升抗扭性能。2014 年，張通[2]利用有限元法研究了活載組合梁的受力性能和構造方法，發現其能有效改善極限承載力，提高抗扭剛度。2019 年，張鑫[3]通過模擬計算研究了組合梁橋施工階段的力學行為，結果顯示活載組合梁能有效改善負彎矩區開裂。2022年，楊永琛[4]采用有限元法研究了大跨度活載組合梁的受力性能，并發現其能提升抗扭承載力。恒載組合梁結構能保證施工階段負彎矩區域混凝土在恒載作用下為無應力狀態。此外，由于所需承受的荷載較小，鋼梁剛度也較小，能減緩支點處混凝土的開裂。2015年，王力波[5]通過有限元和試驗研究了恒載組合梁的受力性能，發現應力遠小于鋼材設計強度，使用恒載組合梁能提高鋼主梁的承載能力。2017 年，劉鵬[6]通過有限元法研究了施工階段下恒載組合梁混凝土頂板的受力性能，確定了施工階段采用恒載組合梁能改進抗拉性能。2018 年，陳碩[7]利用Abaqus 有限元軟件建立了組合連續梁橋整體桿系模型，并進行了參數化分析，結果顯示施工階段采用恒載組合梁會改變支點處混凝土板的受力狀態，減緩混凝土的開裂時間。

為了研究上述兩種結構形式對組合連續梁截面內力的影響，本文以某3×40 m 等截面鋼- 混凝土組合連續梁橋為例，利用理論與有限元結合的方法研究了兩種結構形式的力學性能和受力機理，并對其應力分布情況進行了詳細地分析，從而為組合梁的設計方法提供理論支持。

1 工程概況與有限元模型

1.1 工程概況

以某3×40 m 等截面鋼- 混凝土組合連續梁橋為例，中跨計算跨徑為40 m，邊跨計算跨徑為39.5m。橋面全寬12.8 m，單向3 車道，主梁間距3.2 m，兩側橋面板懸挑1.6 m。組合梁全高為1.94 m，其中鋼板梁梁高為1.6 m。鋼板梁間的混凝土橋面板厚度為240 mm，懸臂板端部板厚也為240 mm，鋼板梁上方包括承托的厚度為340 mm，承托過渡段高寬比為1:1。鋼板梁的上翼緣板寬為600 mm，厚度為24 mm；下翼緣板寬為800 mm，厚度為36 mm；鋼梁腹板厚度為18 mm。腹板僅設置橫向加勁肋不設縱向加勁肋，加勁肋間距為2 000 mm，加勁肋寬200 mm，厚20 mm。有與橫向聯結系連接的橫向加勁肋雙側布置，其他為單側布置。梁間橫向聯結系順橋向每4 m 設置一道。鋼板梁與橋面混凝土通過焊釘連接件組合，鋼板梁上翼緣共布置4 列焊釘，焊釘連接件直徑為Φ22，焊釘熔后長度180 mm 。汽車荷載等級為公路-Ⅰ級，見圖1。

圖1 連續組合梁布置及尺寸圖（單位：mm）

1.2 有限元模型

選取中梁作為示例，混凝土板選用C3D8R 單元，鋼梁采用選用S4R 單元，栓釘選用彈簧單元，如圖2所示。依據彈性設計方法分析各種作用效應，將各模型梁相關材料彈性模量代入即可。約束、接觸關系及邊界條件依據連續梁約束原則，分別對支座耦合點進行設置。

圖2 組合連續單梁有限元模型

2 活載組合梁分析

活載組合梁所采用的具體施工方法如下：①架設鋼梁→②澆筑正彎矩混凝土板→③澆筑負彎矩混凝土板→④施加二期恒載。其中負彎矩區段取中支座范圍0.15 L 長度即12 m，二期恒載包括橋面鋪裝與混凝土防撞護欄。

2.1 縱向應力理論解

通過建立3×40 m 活載組合梁模型，并基于結構的對稱性，中跨跨中處以及支點處共2 個控制截面，依次命名為1、2 號截面。以中梁為例，通過施加自重以及均布荷載的方式，得到施工階段不同步驟的累計彎矩值。

依據《公路鋼結構橋梁設計規范》（JTG D64-2015）[8]中5.1.8 及11.2.1 第三條的要求，采用計算有效寬度的方法來考慮組合梁產生的剪力滯效應，并結合規范對抗彎計算的要求，對各階段控制截面的鋼梁以及混凝土板進行應力計算。得到對應控制截面在不同階段的應力解即所需理論解，將其匯總于表1中。

表1 活載組合梁控制截面應力值匯總（單位：MPa）

2.2 縱向應力數值解

為驗證數值解與理論解的擬合情況，在ABAQUS中對沿跨徑方向的關鍵截面進行應力提取，即選取縱向應力S11，分別對鋼梁及混凝土板取最大值作為數值解，將其匯總于表1 中。

2.3 縱向應力對比分析

將上述階段所得理論解與數值解的累加值匯總于表1 中。

由表1 對比分析可知，有限元模型模擬的彎曲正應力沿跨徑方向的分布曲線與理論曲線分布規律基本相同，且兩者數值吻合程度較高，鋼梁應力值誤差在5%以內，混凝土板應力值誤差在10%以內。但上述造成的誤差在合理范圍內且混凝土板基數較小，故可以認為該結果可以較好地反映組合連續梁的應力分布情況?？梢钥闯?，鋼梁與混凝土板應力均處于容許應力范圍內。

3 恒載組合梁分析

恒載組合梁所采用的具體施工方法如下：①架設鋼梁→②澆筑正彎矩混凝土板→③拆除臨時支撐→④澆筑負彎矩混凝土板→⑤施加二期恒載。其中負彎矩區段同樣取中支座范圍0.15 L 長度即12 m，二期恒載同活載組合梁。

3.1 縱向應力理論解

建立3×40 m 恒載組合梁模型，相比活載組合梁，每跨間等間距增加了2 個臨時支撐。同時，對于控制截面的選取，與活載組合梁設置點位保持一致。得到對應控制截面在不同階段的應力解即所需理論解，將其匯總于表2 中，計算方法與上述公式相同，不再贅述。

3.2 縱向應力數值解

同樣對沿跨徑方向的關鍵截面進行應力提取，即選取縱向應力S11，分別對鋼梁及混凝土板取最大值作為數值解，將其匯總于表2 中，各階段實現方法參照活載組合梁即可。

3.3 縱向應力對比分析

將上述階段所得理論解與數值解的累加值匯于表2 中，如下所示。

由表2 的對比分析可知，有限元模型模擬沿跨徑方向的分布曲線與理論曲線分布規律基本相同，且兩者數值吻合程度較高，鋼梁應力值誤差在5%以內，混凝土板應力值誤差在10%以內，誤差原因在活載組合梁中提及，這里不再贅述，故認為該結果處于可接受范圍內。

可以看出，鋼梁與混凝土板應力均處于容許應力范圍內。同時，雖然設置臨時支撐對混凝土板表面產生了較大的壓應力，但拉應力的控制與不設置基本相同。

4 兩種不同施工方法組合梁對比

為了更直觀看到不同施工方法對應力影響的水平，將兩者施工階段應力累加值放入圖3 中對比分析。

圖3 兩種施工方法縱向彎曲正應力分布比對圖（施工階段應力累加）

圖3 中，整個施工階段，恒載組合梁相較于活載組合梁，鋼梁上翼緣最大壓應力可從37.5%降低至1.3%，最大拉應力可從44.4%降低至31.6%；下翼緣最大拉應力可從32.4%降低至26.5%，最大壓應力從35.7%減小至28.0%。而混凝土板上表面最大壓應力從4.5%增至20.5%，拉應力基本保持不變在54.6%左右；下翼緣最大壓應力從1.8%增至9.8%，拉應力也維持同一水平28.4%?？梢钥闯?，對于上翼緣邊跨最大彎矩處改善效果明顯，鋼梁整體應力幅的降低也能夠使得鋼梁更好地滿足彈性設計要求。而對于混凝土板來說，該施工方法雖然增大了翼緣的壓應力水平，但拉應力控制效果與活載組合梁相同。

綜上，恒載組合梁能夠把梁體承擔的一期恒載轉由臨時支撐承擔，很好地改善鋼梁的受力狀態，特別是對鋼梁上翼緣邊跨最大壓應力的限制，從而減小施工階段鋼梁截面的應力值，以達到降低鋼梁應力水平的效果。

5 結論

（1） 有限元模型模擬的彎曲正應力沿跨徑方向的分布曲線與理論曲線分布規律基本相同，且兩者數值吻合程度較高，鋼梁應力值誤差在5%以內，混凝土板應力值誤差在10%以內。但上述造成的誤差在合理范圍內且混凝土板基數較小，故認為該結果可以較好地反映組合連續梁的應力分布情況。

（2） 施工階段中采用臨時支撐相較于不采用臨時支撐，鋼梁上翼緣最大壓、拉應力分別降低了36.2%和12.8%，鋼梁下翼緣最大拉、壓應力分別降低了5.9%和7.7%。采用臨時支撐對鋼梁應力改善程度較大，且對鋼梁上翼緣的影響要大于下翼緣。

（3） 施工階段中采用臨時支撐相較于不采用臨時支撐，混凝土板上表面最大壓應力增加了16.0 %，拉應力基本保持54.6%左右不變，混凝土板下表面最大壓應力增加了8.0%，拉應力基本保持28.4%左右不變。采用臨時支撐并不會增加混凝土板開裂的風險，同時在一定程度上能夠更好地利用混凝土板的抗壓性能。