單箱多室寬幅高架橋梁端底板應力研究

楊紅成，蔣倫崗

（蘇交科集團股份有限公司，南京 210017）

1 引言

單箱多室現澆連續梁具有良好的受力性能， 在市政高架橋中，其腹板鋼束上彎至頂板進行張拉方式被廣泛采用，導致端橫梁附近底板存在應力分布不均勻，邊腹板近梁端底板、腹板的部分區域出現拉應力。 針對該問題，傳統單梁模型計算不能真實地反映其受力狀況， 橫梁鋼束和橋面板鋼束的應力影響設計中不能忽略，需通過實體有限元模型，對底板受力狀態進行精確模擬，對腹板鋼束彎起角度、底板配置鋼束等進行控制，以改善底板應力。 本文基于某市政高架橋，分別建立橋梁博士和ANSYS 有限元模型， 對箱梁梁端底板應力進行分析，探究應力控制的方法及措施。

2 工程實例分析

2.1 工程簡介

某市政高架橋，上部結構采用預應力混凝土連續箱梁，下部結構采用花瓶墩，跨徑組合為3×30 m，設計車道為雙向6車道。箱梁采用單箱三室斷面形式，箱梁梁高為2 m，頂寬25.5 m，懸臂長度為4 m；邊腹板采用斜腹板布置，斜率4∶3，中腹板豎直；跨中頂板及底板厚0.25 m，腹板厚0.5 m；邊箱頂板凈寬4.8 m，中箱頂板凈寬5.5 m；端橫梁、中橫梁寬度分別為1.8 m、2.5 m。 每道橫梁下橫橋向布置兩個支座，支座間距為6 m，設計荷載采用城-A 級，箱梁斷面。

箱梁采用雙向預應力體系， 為降低預應力鋼束用量，箱梁縱向鋼束采用常規的通長腹板束（雙排6-15?15 mm 鋼絞線）、負彎矩頂板短束（單個墩頂8-12?15 mm 鋼絞線）及底板短束（單跨8-7?15 mm 鋼絞線）進行配置。 由于上部采用現澆支架施工，為使各聯間施工互不干擾，加快施工進度，將腹板鋼束上彎18°至頂板，分3 批進行錨固，負彎矩頂板束采用兩端張拉齒板錨固， 邊跨底板束則采用單端張拉齒板錨固，縱向鋼束布置如圖1 所示。 橋面板及橫梁根據需要分別布設橫向預應力鋼束。

圖1 箱梁斷面及鋼束布置圖

2.2 傳統單梁模型計算分析

本文首先通過橋梁博士建立共計103 個節點，102 個單元的單梁模型，并查看該橋底板應力分布，同時考慮恒載、預應力、溫度梯度、支座沉降等荷載作用。 根據CJJ 11—2011《城市橋梁設計規范》[2]JTG 3362—2018 《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》[3]規定，按最不利組合，在承載能力極限組合狀態下，主梁抗彎滿足規范要求；在正常使用極限短期效應組合下，主梁下緣均未出現拉應力，短期效應組合下縱梁截面主拉應力均較小，最大主拉應力為-0.82 MPa，小于規范允許值-1.33 MPa，標準組合下主梁上下緣壓應力最大為12.1 MPa，小于規范允許值16.2 MPa，如表1 所示，通過單梁模型分析主梁抗彎、抗裂等均滿足規范要求。

表1 短期效應組合抗裂驗算表

2.3 實體有限元計算分析

經橋梁博士建模計算， 主梁各項指標均能滿足現有規范要求，對于寬橋多室斷面，考慮到單梁不能考慮橫向預應力效應的局限性， 為了更加真實地反映實際箱梁的受力狀況，擬對梁體結構采用實體分析，以此來查看各部分結構受力。 本節將采用三維有限元軟件ANSYS， 通過編寫APDL（ANSYS Parametric Design Language）[4]命令流，進行建模分析，以期對結構各個部分受力狀態精確模擬。

2.3.1 有限元建模

通過大型有限元軟件ANSYS 建模，對現澆連續箱梁進行結構受力分析。主梁采用實體單元SOLID45，預應力鋼束采用桿單元LINK8，二期恒載采用面荷載單元SURF154，全橋共計202 862 個單元，包括混凝土實體單元153 400 個，預應力筋單元24 830 個，二期面荷載單元24 632 個。 此外，通過橋梁博士繪制邊跨影響線，確定車輛布載形式，考慮在汽車荷載最不利荷載工況下，分析探究橋梁結構的受力情況。

2.3.2 工況分析

本節將分析車輛、縱梁、橫梁、橋面板在整個橋梁結構中所承擔的應力狀態，為了方便描述，將工況記為工況1、工況2、工況3、工況4。 其中，工況1——恒載+ 縱向鋼束，工況2——恒載+ 縱向鋼束+ 汽車荷載，工況3——恒載+ 縱向鋼束+ 汽車荷載+ 橫梁鋼束， 工況4——恒載+ 縱向鋼束+ 汽車荷載+橫梁鋼束+橋面板鋼束，具體結果詳見表2。

表2 工況分析表

從表2 可以看出， 工況1 下的橋梁結構， 底板均為壓應力，壓應力最小值為0.526 MPa；工況2 中，最不利情況下的車輛布載，使得壓應力縮小到0.057 MPa，即車輛荷載影響值約為0.47 MPa，且應力極值變化區域及長度基本不變；工況3 中添加了橫梁鋼束，橋梁底板出現了約0.885 MPa 的拉應力，應力值變化約0.95 MPa， 應力極值變化區域有所增加但長度基本不變，區域逐漸遠離橋端部，而相應位置箱梁中心處壓應力儲備約2.145～3.658 MPa；工況4 中橋面板預應力鋼束張拉使得橋梁底板拉應力值增大到3.061 MPa， 應力值變化大約2.2 MPa，應力極值變化區域及長度均有增加，與工況3 相比變化區域初始位置基本不變， 而相應位置箱梁中心處壓應力儲備約1.639～3.205 MPa。

由分析結果可以得出， 橋面板預應力鋼束在本文所述的現澆連續箱梁中，起到很大的影響作用，橫梁鋼束次之，車輛荷載影響次之，故單梁模型在模擬時存在失真，并不能完全反映真實的邊腹板受力狀況，以及多種荷載的疊加效應。

2.4 擬訂改進措施

寬幅現澆連續箱梁近梁端處底板應力分布不均， 且有部分拉應力，而引起拉應力的變化因素較多，故如何有效地改進橋梁受力是亟待解決的問題。 針對上述現澆連續箱梁存在底板拉應力問題，本節將從結構本身和配筋兩個方面，擬訂措施以達到改善底板應力的目的。 對于箱梁結構設計來說，由于該項目需與其他已建項目外觀一致，模板一致，致使腹板斜率、懸臂長度、箱室間距等方面無法進行改變。 橋面板橫向預應力受懸臂長度控制，調整空間不大。 因此，本節將在結構方面擬定改變橫梁寬度的措施，分析底板應力改善程度。 同時擬在調整配束方面的兩個措施： 改變腹板鋼束彎起角度和增減邊腹板底板鋼束， 來探究其是否能夠有效地緩解底板出現拉應力的問題。

2.4.1 調整橫梁寬度

在工況4 的基礎上，僅將橫梁寬度由原來的1.8 m 調整為2.2 m，重新建立有限元模型計算，得到的底板應力狀況見表3。

表3 橫梁寬度工況表

表3 中可以看出，橫梁寬度的增大，使得底板局部拉應力減少大約0.22 MPa，應力極值有所改善，但是減小幅度并不顯著，應力極值變化區域有所增加，但長度基本不變。

2.4.2 改變腹板鋼束彎起角度

同樣在工況4 的基礎上， 將腹板鋼束彎起角度從原先的18°，分別調整為22°、25°，重新建立有限元模型計算，得到的底板應力狀況見表4。

表4 腹板鋼束彎起角度工況表

從表4 可以看出，隨著腹板彎起角度的增大，應力極值變化區域也相應減少，應力極值變化長度也在減小，到25°時變化長度趨于平緩， 此外， 底板應力極值也相較于增大橫梁寬度，減小幅度更為明顯，故此，現澆連續寬箱梁在設計時，腹板彎起角度可以適當放大到22°～25°，可以有效地減小底板區域出現的拉應力。

2.4.3 增減底板鋼束

底板鋼束對于保證箱梁結構底板受力， 起到不可或缺的作用，其中，對于橋梁底板應力分配最為關鍵，然而底板鋼束配置數目卻沒有明確的界定，由于邊腹板底板出現拉應力，而中腹板底板均未出現拉應力，故本節將保持工況4 的荷載，設置邊腹板底板鋼束分別為1～4 根， 來探究底板鋼束的數目對于底板應力情況的影響，得到的底板應力狀況見表5。

表5 底板鋼束數目工況表

從表5 可以看出，隨著底板鋼束數目的增加，應力極值變化區域及長度、底板應力極值均先減小后增大。 底板鋼束單端錨固，預應力的傳遞對近梁端邊腹板底應力影響有限，鋼束離邊腹板越遠，影響越小，且受混凝土泊松比的影響，增加底板束還會加劇邊腹板底處的拉應力。 因此，對現澆連續梁底板鋼束的設計數目應根據計算結果，合理采用。 同時，從對比可以看出，底板鋼束數目配置過多或者過小，都會影響底板的拉應力。

3 結論

1）對于該類寬幅、多室現澆箱梁,傳統的單梁橋博模型，存在著應力失真的問題，無法準確地描述橋梁結構的受力狀況，因此，在橋梁設計中，引入ANSYS 等有限元實體分析軟件是有必要的。

2）對于橫梁鋼束和橋面板鋼束的應力影響設計中不能忽略，在進行橋梁設計時，應考慮其對底板應力的不利作用。

3）采用上彎腹板束至頂板錨固的現澆連續箱梁來說，腹板鋼束彎起角度不宜過小，宜擴大到22°～25°，在一定程度上可以改善底板的受力狀況。 同時可以避免施工現場鋼束彎起角度控制不到位而引起的底板拉應力增大， 從而有效避免裂縫的產生。

4）邊腹板底板鋼束的根數不宜設置過多，應根據受力狀況控制好底板鋼束的數目。

5）受該種鋼束配置形式的限制，調整腹板鋼束彎起角度和邊跨底板鋼束數量， 雖能一定程度上改善邊腹板近梁端底板應力，但改善有限。 因此，對于梁端邊腹板處底板拉應力應加以重視，除采取上述措施進行控制外，建議局部適當增加普通鋼筋配置，避免混凝土開裂出現。