預制組合箱梁節(jié)段混凝土收縮自應力分析

曾明根 陳文超 蘇慶田

(1. 同濟大學建筑設計研究院，上海 20092; 2. 同濟大學橋梁工程系，上海 200092)

預制組合箱梁節(jié)段混凝土收縮自應力分析

曾明根1陳文超2,*蘇慶田2

(1. 同濟大學建筑設計研究院，上海 20092; 2. 同濟大學橋梁工程系，上海 200092)

為了解預制組合箱梁節(jié)段中混凝土收縮對梁體各個部位受力性能產生的影響，結合一具體工程建立了組合箱梁的板殼—實體有限元混合模型，詳細計算分析了預制組合梁節(jié)段在混凝土收縮作用下的受力情況，得到在混凝土收縮效應作用下組合箱梁中混凝土產生一定程度的拉應力，鋼梁產生一定程度的壓應力，應力分布規(guī)律復雜。進一步比較分析了混凝土板厚、鋼梁底板厚度、預制混凝土橋面板寬度、預制節(jié)段長度等參數(shù)變化下混凝土收縮對組合梁橋受力的影響，得到預制節(jié)段長度對混凝土縱橋向應力影響顯著，在斜拉橋中減少組合梁縱橋向節(jié)段長度能夠有效減少混凝土的縱橋向收縮拉應力。

預制節(jié)段, 組合梁, 收縮, 有限元

1 引 言

組合梁相比混凝土梁具有結構輕巧、施工便捷、整體性能好、跨越能力強的優(yōu)勢；與鋼梁相比具有造價低、體系剛度大、養(yǎng)護費用低等方面的顯著優(yōu)點，同時因橋面為混凝土結構，可克服鋼橋面鋪裝的耐久性問題[1-2]。為此，組合梁斜拉橋以其組合梁的經濟性、行車環(huán)境及斜拉橋良好的跨越能力在大跨徑(300～600 m)斜拉橋中占據(jù)一定的優(yōu)勢[3-4]。

混凝土的自身收縮會在鋼-混凝土組合梁中產生應力重分布效應[5-6]。在大跨度組合梁斜拉橋中為了降低混凝土收縮產生的應力效應，一般采用節(jié)段預制、拼裝施工方法[7-10]；目前的大跨度組合梁斜拉橋主梁一般采用開口形式的鋼主梁，通過橫梁和小縱梁與混凝土橋面板相連。這種組合梁的混凝土橋面板在縱橋向和橫橋向分塊，混凝土橋面板根據(jù)橋面系梁格的尺寸預制而成。這種組合梁中混凝土收縮效應的影響已有相關的研究[9,10]。

浙江省臺州市椒江二橋采用了組合梁形式斜拉橋，其組合梁截面為分離式雙箱組合梁，與常規(guī)的斜拉橋組合梁不同，為了降低組合梁混凝土收縮效應在組合梁中產生的應力，采用了大節(jié)段預制方法，而且混凝土預制時在橫橋向為一完整體，沒有濕接縫。這種組合梁的預制方法與傳統(tǒng)的斜拉橋組合梁預制工藝不同，且其在混凝土收縮作用下的效應具體如何也尚未見到有關分析。為此本文結合椒江二橋，對組合梁節(jié)段在預制期間混凝土收縮影響進行有限元計算分析，并通過參數(shù)對比分析，提出減小預制組合梁節(jié)段收縮自應力的措施。

2 工程概況

椒江二橋位于浙江省臺州市，主橋為雙塔雙索面斜拉橋，整體式五跨連續(xù)漂浮體系，跨徑為(70+140+480+140+70) m，如圖1所示。斜拉索標準索距為9 m，邊跨尾索區(qū)索距為6 m。主梁采用分離式半封閉雙箱組合梁，如圖2所示，中心線處內輪廓梁高3.5 m，主梁全寬為42.584 m(含風嘴)，不含風嘴組合梁全寬34.7 m。組合梁中混凝土橋面板厚度除了在加腋處及尾索區(qū)壓重段為400 mm，其余均為260 mm。

圖1 主橋縱向布置圖(單位：mm)

圖2 橫斷面標準圖(單位：mm)

椒江二橋采用預制節(jié)段拼裝法施工，在預制場標準節(jié)段長度為9 m，每個節(jié)段在預制場先澆筑8 m范圍的混凝土，兩端各預留0.5 m的濕接縫；預制節(jié)段在平均相對濕度75%條件下養(yǎng)護6個月(180天)后，運至橋位，通過吊裝、鋼梁拼接、現(xiàn)澆混凝土濕接縫形成全橋。

3 有限元模型

選取實橋中標準節(jié)段建立板殼實體有限元模型，如圖3所示。該節(jié)段混凝土橋面板在加腋處厚400 mm，其余均為260 mm，鋼箱梁邊腹板厚30 mm，中腹板厚16 mm，U肋板厚8 mm，鋼箱上緣板厚24 mm，底板板厚20 mm。混凝土采用實體單元模擬，鋼梁采用板殼單元模擬，混凝土和鋼板上翼緣之間的焊釘采用接觸單元模擬，剪力釘剪切剛度參考實驗值[3]采用4.13×105kN/m，預制梁段采用C60混凝土，混凝土容重為26 kN/m3，彈性模量為3.6×104MPa，泊松比為0.1667，線性膨脹系數(shù)為1.0×10-5。鋼材采用了Q345qd，容重為78.5 kN/m3，彈性模量2.06×105，泊松比為0.3，線膨脹系數(shù)為1.2×10-5。

預制存放過程中組合箱梁節(jié)段在鋼底板與內腹板交界處和鋼底板與斜底板的交界處均勻布置了約束，節(jié)段兩端為自由。為模擬組合箱梁節(jié)段在預制過程中的實際情況，在模型每條交界邊上沿梁縱向均勻布置了5處約束點，其中只對一點進行了豎向、縱向、橫向約束，其余各點只進行豎向約束，模型的約束情況見圖3。有限元模型的約束條件能夠確保組合箱梁節(jié)段在預制存放過程中混凝土的自由收縮，同時又與實際情況相符。

圖3 預制節(jié)段有限元模型

組合箱梁節(jié)段實際存放180天，預制節(jié)段存放過程中考慮混凝土的收縮，收縮應變根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》(JTG D62—2004)[11]進行計算，收縮絕對齡期假設為7天，按照混凝土養(yǎng)護180天計算混凝土的收縮應變，并換算成等效溫度荷載，在有限元軟件ANSYS中通過溫度荷載實現(xiàn)。

4 計算結果分析

4.1 預制組合梁節(jié)段收縮自應力分布規(guī)律

圖4為混凝土橋面板順橋向應力分布圖?？梢钥闯?，混凝土橋面板上表面順橋向應力在-0.4～0.4 MPa，混凝土橋面板下表面順橋向應力在-0.3～1.0 MPa。在腹板位置處的上表面，混凝土順橋向壓應力水平較小，這是因為相比橫隔板翼緣，主梁鋼翼緣是阻礙混凝土縱向收縮的主要因素，此處鋼梁與混凝土交界面上產生較大約束剪應力，從橋面板上表面到下表面，橋面板的順橋向壓應力逐漸減小，混凝土板下表面出現(xiàn)順橋向拉應力?；炷良右柑幋蟛糠掷瓚υ?.0 MPa左右，但是在加腋端部，由于截面突變出現(xiàn)了拉應力集中。

圖4 混凝土橋面板順橋向應力分布圖(單位：kPa)

圖5為混凝土橋面板橫橋向應力分布圖?？梢钥闯?，在收縮作用180天后，混凝土橋面板上表面橫橋向應力在-0.6～1.2 MPa，混凝土橋面板下表面橫橋向應力在-0.3～1.4 MPa。由于混凝土橫橋向寬度較長，遠大于順橋向長度，因此混凝土橫橋向收縮自應力水平大于順橋向收縮自應力。由于橫隔板翼緣是約束混凝土板橫向收縮的主要因素，因此在橫隔板翼緣附近混凝土板下緣橫橋向拉應力較大，在0.3～1.4 MPa。在混凝土加腋端部，由于截面突變出現(xiàn)了拉應力集中。

圖5 混凝土橋面板橫橋向應力分布圖(單位：kPa)

圖6為鋼梁順橋向應力分布圖?？梢钥吹剑谑湛s作用半年后，鋼梁順橋向總體應力在-14～2 MPa。在邊腹板和中腹板的上翼緣，鋼梁順橋向壓應力達到了較大水平，在-14～-10 MPa，而橫隔板上翼緣的應力水平很小，為-3～0.2 MPa，與上文混凝土的順橋向應力分布結果相對應，說明腹板及其上翼緣對混凝土順橋向的收縮約束作用較大。由于混凝土對鋼梁的反作用，所以鋼梁應力隨高度減小逐漸由壓應力變?yōu)槔瓚Γs2 MPa。在斜底板上U肋和橫隔板的交界處，有一定程度的應力集中。

圖6 鋼梁順橋向應力分布圖(單位：kPa)

圖7為鋼梁橫橋向應力分布圖。可以看出，在收縮作用半年后，鋼梁橫橋向總體應力-14～2 MPa，基本和鋼梁順橋向應力水平持平。在兩道橫隔板上緣，鋼梁橫橋向壓應力達到了較高水平，在-14～-8 MPa，與上文混凝土的橫橋向應力分布結果相對應，說明橫隔板及其上翼緣對混凝土橫橋向的收縮約束作用比較大；在邊腹板和中腹板上緣，鋼梁應力水平在-5～0.2 MPa，其約束作用沒有橫隔板作用明顯；鋼梁中橫向拉應力大部分發(fā)生在斜底板，主要是由于混凝土對鋼梁的反作用，但拉應力不大，約2 MPa。在斜底板上U肋和橫隔板的交界處，有一定程度的應力集中。

圖7 鋼梁橫橋向應力分布圖(單位：kPa)

綜合上文的應力分析結果還可以得出，混凝土橫橋向收縮拉應力水平要大于順橋向收縮拉應力，這是由于組合箱梁預制節(jié)段橫橋向寬度遠大于順橋向長度，可見預制節(jié)段長度對混凝土順橋向應力影響顯著。因此，可以預見，通過采用節(jié)段預制的方法，相比斜拉橋全跨整體澆筑混凝土橋面板的方法，能夠減小混凝土收縮引起的順橋向拉應力。

4.2 預制組合梁節(jié)段橋面板收縮自應力的影響因素

從上文可知，鋼梁上的收縮自應力與鋼梁強度相比，處于較低水平，因此應以控制混凝土橋面板的收縮自應力為主。

為考察混凝土橋面板收縮自應力的影響因素，分別以橋面板厚度、鋼梁底板厚度、預制混凝土橋面板寬度、預制節(jié)段長度為單獨控制變量，計算橋面板完成收縮量90%時的受力情況，并與標準節(jié)段進行對比。各分析工況參數(shù)如表1所示，其中，類型A—E分別對應標準截面、變混凝土板厚、變鋼底板厚、變混凝土板寬、變混凝土板長的分析工況。

表1 預制節(jié)段截面特性表

Table 1 Cross section properties of precast segments mm

為對混凝土橋面板的應力分布情況進行描述，采用圖8中所示的三條線位置上的橋面板的頂面和底面應力、鋼梁應力進行分析。3個截面如下：截面1是節(jié)段邊緣與橫隔板1間的中心線位置；截面2是橫隔板1與橫隔板2間的中心線位置；截面3是節(jié)段邊緣與橫隔板2間的中心線位置。

由于結構對稱，這里只給出半幅橋面板計算結果，坐標系中x軸表示橫橋向，原點位于橋面板橫橋向跨中位置。

圖9、圖10為在各參數(shù)變化下，混凝土橋面板內的應力分布情況(以拉應力為正，壓應力為負，應力變化以正值為增大)。

圖8 預制節(jié)段選取截面示意圖(單位：mm)

圖9 橋面板順橋向收縮自應力

從圖9可知，各截面順橋向應力在邊腹板(x=16 m)和中腹板位置處(x=7.5 m)達到峰值，說明邊腹板和中腹板是約束順橋向收縮的主要因素。

混凝土板厚由260 mm變到400 mm時，板厚變化對混凝土橋面板的影響程度不同，從圖9(a)，(c)，(e)可知，對混凝土板底面順橋向應力影響較小，而對混凝土板頂面順橋向應力影響大一些(圖9(b)，(d)，(f))。當混凝土板厚變化時，混凝土板頂面順橋向應力減小，幅值可達0.6 MPa(圖9(d))。當板厚變厚時，鋼梁和混凝土板間的約束內力變化不大，但由于混凝土的截面增大，因此，相應應力水平降低。

鋼梁底板厚度由20 mm變到30 mm，由于鋼梁底板變厚，鋼梁的剛度變大，鋼梁對混凝土的約束內力變大，約束自應力變大，所以混凝土橋面板的應力變化趨勢是拉應力增大，壓應力減小，這和圖中曲線規(guī)律一致。但由于鋼梁剛度增大有限，橋面板應力變化不明顯，最大變化幅值也只有0.05 MPa，這表明改變鋼梁截面剛度對混凝土板的收縮應力分布影響很小。

混凝土橋面板預制寬度由34.72 m變?yōu)?7.11 m時，順橋向應力除了在橋面板跨中附近小范圍內(x=0～2 m)應力有一定變化，其余各位置幾乎沒有變化?；炷翗蛎姘孱A制寬度的變化，并不引起順橋向剛度的顯著變化，因此，順橋向收縮自應力總體變化不大。

預制節(jié)段長度由8 m變?yōu)?7 m時，橋面板各截面順橋向應力變化不一。截面1位置應力幾乎沒有變化(圖9(a)，(b))，這是因為截面1相對于組合梁節(jié)段自由端部的位置基本沒有變化。截面2和3位置順橋向應力發(fā)生明顯變化(圖9(c)，(d)，(e)，(f))，混凝土板頂面和底面應力均增大，增大幅值甚至達1.5 MPa(圖9(f))。計算結果表明，隨著預制節(jié)段長度的增大，混凝土板的順橋向拉應力增大較為明顯。

因此，當斜拉橋采用全跨整體澆筑混凝土橋面板的方法時，橋面板縱向長度將遠遠大于橫向寬度，由此引起的混凝土收縮拉應力也將大大增加。至此，也論證了上文提到的，通過采用節(jié)段預制的方法，控制預制節(jié)段的長度，相比斜拉橋全跨整體澆筑混凝土橋面板的方法，能夠減小混凝土收縮引起的順橋向拉應力。

對比順橋向應力曲線和橫橋向應力曲線可知，順橋向應力水平在-1.5～2.0 MPa，而橫橋向應力水平達到-1.2～4 MPa。橫橋向整體應力水平高于順橋向應力，這是因為預制節(jié)段橫橋向寬度遠大于順橋向長度的緣故。

從圖10(b)可知，混凝土板厚由260 mm變到400 mm時，橋面板橫向應力發(fā)生明顯變化，各截面橫向應力總體均減小，幅值達0.7 MPa。當板厚變化時，鋼梁和混凝土板間的約束內力變化不大，但由于混凝土的截面增大，因此，相應應力水平降低。

鋼梁底板厚度由20 mm變到30 mm，由于鋼梁剛度增大有限，橋面板橫橋向應力變化不明顯，最大變化幅值也只有0.05 MPa，這表明改變鋼梁截面剛度對減小混凝土橋面板的橫橋向應力效果不顯著。

從圖10(c)可知，混凝土橋面板預制寬度由34.72 m變?yōu)?7.11 m時，橫橋向應力在橋面板跨中(x=0處)到中腹板(x=7處)范圍內，變化顯著，橫橋向拉應力大幅減小，最大可達2 MPa；在中腹板至邊腹板范圍內，橫橋向應力減少不明顯?；炷涟鍖挼淖兓峭ㄟ^在橫橋向跨中設置了濕接縫實現(xiàn)的。由于在跨中設置了濕接縫，原來混凝土板橫向跨中位置的約束被釋放，因此，橫橋向應力在橋面板跨中到中腹板范圍內有效減小。計算結果表明，控制混凝土板寬能夠有效減小混凝土板內橫橋向收縮應力。

混凝土板長由8 m變?yōu)?7 m時，各截面橫橋向應力變化不一。在中腹板和邊腹板處，橫向應力變化不大；腹板間的混凝土板橫橋向應力變化顯著。圖10(b)表明，截面1跨中位置和截面2跨中位置橫橋向應力均明顯減小，幅值可達1 MPa；圖10(e)表明，截面3處的橫橋向應力增大，幅值達0.6 MPa。截面3處的變化趨勢與截面1和2處相反的原因是，原來截面3位于節(jié)段的縱向邊緣，在預制節(jié)段長度變化后，截面3位置變成位于節(jié)段縱向跨中，周圍混凝土對其收縮有約束作用。計算結果表明，隨著預制節(jié)段長度的增大，混凝土板的順橋向應力增大明顯，而橫橋向應力卻有一定程度的減小。

5 結 論

本文采用有限元方法，對椒江二橋預制組合梁節(jié)段混凝土橋面板收縮自應力進行計算分析，可以得到以下結論：

(1) 鋼梁腹板上翼緣是阻礙混凝土縱向收縮的主要約束，因此，鋼梁腹板上翼緣承受較大順橋向壓應力，混凝土橋面板加腋處承受較大順橋向拉應力；橫隔板翼緣是約束混凝土板橫向收縮的主要因素，因此，在橫隔板處的混凝土橋面板下緣橫橋向拉應力水平較高，鋼橫隔板上翼緣橫橋向壓應力較大。

(2) 由于預制節(jié)段橫橋向寬度遠大于順橋向長度，因此混凝土橋面板橫橋向收縮應力水平要高于順橋向收縮應力。

(3) 增大混凝土橋面板板厚能一定程度降低混凝土板收縮自應力；改變鋼梁截面板厚對減小混凝土板的應力水平影響很小；控制混凝土橋面板板寬能夠有效減小混凝土板內橫橋向收縮應力；控制混凝土橋面板長度能夠有效減小混凝土板內順橋向收縮應力。

圖10 橋面板橫橋向收縮自應力

(4) 預制組合箱梁節(jié)段長度對混凝土順橋向應力影響顯著，在斜拉橋中通過減少組合梁縱橋節(jié)段長度能夠有效減少混凝土的順橋向拉應力。

(5) 其他斷面型式組合梁混凝土收縮影響規(guī)律有待研究。

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Concrete Shrinkage Stresses Analysis of Precast Composite Girder Segments

ZENG Minggen1CHEN Wenchao2,*SU Qingtian2

(1. The Architectural Design and Research Institute of Tongji University, Shanghai 200092, China;2. Department of Bridge Engineering, Tongji University, Shanghai 200092)

Mechanical behaviors of the precast composite girder segments due to concrete shrinkage were analyzed by using the shell solid elements during finite element modeling. It is found that the stress distribution of tensile stress on the bridge deck and compressive stress in the steel beam is complex. Through further comparative analyses of mechanical behaviors of the precast composite girder by considering parameters such as deck thickness, steel beam slab thickness, deck width, and precast segmental length, it is concluded that concrete longitudinal stress was significantly affected by the precast segmental length. The decrease of the longitudinal segment length can effectively reduce the longitudinal concrete tensile stress induced by shrinkage in composite beam for a cable-stayed bridge.

precast composite girder, concrete shrinkage, finite element model

2013-10-10

*聯(lián)系作者，Email: 1031083821@qq.com