架設方法對組合橋面板受力的影響分析

蘇慶田 胡一鳴 王思哲 周偉翔 王 倩 陳 亮

（1.同濟大學橋梁工程系，上海200092；2.上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海200092）

0 引 言

在目前的實際工程中，組合橋面板作為結合混凝土與鋼的材料優(yōu)勢的合理結構形式而被逐步推廣，該結構為底部設置鋼板、上部設置混凝土，并通過焊釘或開孔板等連接件進行連接而形成的橋面板結構。相對于正交異性鋼橋面板，組合橋面板可以有效減緩鋼橋面板焊接構造易疲勞破壞和橋面鋪裝易損壞的問題［1-3］。

對于鋼板-混凝土組合橋面板，占玉林、楊勇等［4-5］對其靜力受力性能與疲勞受力性能進行了試驗研究；對于正交異性鋼橋面板-混凝土組合橋面板，蘇慶田等［6-8］對組合橋面板截面優(yōu)化進行了理論研究，并對帶不同形式加勁肋的正交異性組合橋面板力學性能試驗與理論研究。在組合橋面板中除了普通混凝土的應用外，還有學者針對UHPC、RPC與鋼材構成的組合橋面板進行了研究。邵旭東等［9-11］對正交異性鋼板-UHPC輕型組合橋面結構進行大量研究，包括橫縱橋向靜力受力性能的試驗研究以及疲勞性能研究等。趙秋等［12-13］提出了使用平板連接件連接的鋼-RPC組合橋面板結構和以粘結劑連接鋼橋面板與預制UHPC板的組合橋面板結構，并對它們的基本受力性能進行了研究。雖然針對組合橋面板合理構造形式以及受力性能的研究較多，但是目前針對組合橋面板通過施工方法來施加預應力的研究還相對缺乏，特別是針對寬橋面板在橫橋向通過施工方法來對混凝土施加預應力的方法未見報道。本文結合使用組合橋面板的實際工程，提出一種采用合理施工工藝對組合橋面板施加橫橋向預應力的施工方法，并采用數值分析的方法對該措施下組合橋面板施加的預應力的效果進行研究分析。

1 工程概況及架設方法介紹

1.1 工程概況

松浦大橋是1976年6月建成通車的一座公鐵兩用橋。主橋上部結構為兩聯96 m+112 m的連續(xù)鉚接鋼桁梁，全長419.6 m。桁高12.8 m，兩片主桁中距6.018 m，主桁節(jié)間為8 m。主橋立面圖如圖1所示。由于近年來該橋的公路交通壓力不斷增大，道路容量超飽和，所以為提高該橋的交通運輸能力，對現有松浦大橋進行拓寬改造。將主橋上層公路橋面由原來的12 m拓寬為24.5 m，將下層單線鐵路橋面改造成非機動車道，并在主桁外側設置懸挑人行道。新建上層橋面板通過高強螺栓與原上弦桿結合在一起，并通過外撐斜桿對懸臂端進行支承；新建下層橋面則通過下橫梁上的支座支承。改造后的橋面橫斷面圖如圖2所示。

圖1 主橋立面圖（單位：mm）Fig.1 Elevation of main bridge（Unit：mm）

新建上層橋面板為節(jié)段預制的組合橋面板，預制節(jié)段縱橋向長度為8 m，橫橋向寬度為24.5 m。組合橋面板預制節(jié)段頂部的混凝土為含粗骨料的活性粉末混凝土，縱橋向長度為7.4 m（預制組合橋面板節(jié)段頂部凝凝土兩側分別留有0.3 m的后澆帶），橫橋向寬度為24.5 m，厚度為80 mm。組合橋面板預制節(jié)段的鋼結構采用Q345鋼材，主要由頂板、加勁肋、橫梁和縱梁組成，其頂面及底面分別如圖3（a）、圖3（b）所示。鋼頂板厚度為12 mm；加勁肋采用280 mm×11 mm球扁鋼加勁肋；橫梁共兩道，圖3（a）、圖3（b）中1-1截面和3-3截面位置為兩道橫梁中心線位置，橫梁腹板厚度為20 mm，橫梁下翼緣厚度為24 mm，其中3-3截面與外撐斜桿處小縱梁中心線交匯處為外撐斜桿支承點，鋼結構1-1截面圖、2-2截面圖、3-3截面圖如圖4所示；縱梁共6道，如圖4所示，在主桁中心線處有兩道，腹板厚度為12 mm，下翼緣厚度為20 mm，在外撐斜桿位置有兩道，腹板厚度為20 mm，下翼緣厚度為24 mm，橋面板最外側有兩道，腹板厚度為12 mm，下翼緣厚度為16 mm。

圖2 主橋橫斷面圖（單位：mm）Fig.2 Cross section of main bridge（Unit：mm）

圖3 組合橋面板節(jié)段鋼結構平面圖（單位：mm）Fig.3 Plan of steel structure in composite bridge deck segments（Unit：mm）

組合橋面板除了通過高強螺栓與主桁上弦桿、主桁上橫梁結合在一起，還通過外撐斜桿與主橋豎桿相連（圖2），即在縱橋向外撐斜桿間距為8 m。外撐斜桿的角度為53.5°，中心線長度為7.338 m，截面為H形截面，截面高度、寬度均為420 mm，翼緣板厚度為20 mm，腹板厚度為16 mm，斜撐腹板與主桁豎桿腹板共面。

1.2 架設方法介紹

由組合橋面板構造可知本橋面板橫橋向有很大的懸臂，懸臂寬度為8.85 m，大于橋面板寬度的1∕3。雖然組合橋面板懸臂端有外撐斜桿支承，但是在縱橋向外撐斜桿間距為8 m，即支承作用范圍有限，且在橫橋向外撐斜桿支承位置距離組合橋面板懸臂根部距離為5.881 m，因此在恒載與活載作用下組合橋面板懸臂根部位置（圖4）會產生較大的橫橋向負彎矩，該位置混凝土會產生較大的橫橋向拉應力。因此為了避免該位置混凝土受到較大的拉應力而開裂，可以給組合橋面板混凝土施加橫橋向預壓應力，以抵消恒載與活載作用下混凝土產生的拉應力。所以本文提出了一種預制組合橋面板架設方法，并對組合橋面板因為本架設方法而產生的受力狀態(tài)進行分析研究。

圖4 組合橋面板節(jié)段鋼結構斷面圖（單位：mm）Fig.4 Cross sectionof steel structure in composite bridge deck segments（Unit：mm）

橋面板架設方法總共包括三個過程：

過程一，將橋面板節(jié)段通過高強螺栓與主桁上弦桿、主桁上橫梁相連，將橋面板節(jié)段固定在主橋桁架上，示意圖如圖5（a）所示。

過程二，設置橋面板拉起裝置，在外撐斜桿小縱梁腹板、兩道橫梁腹板和頂板交界處設置拉索拉起點，在橋面板上主桁中心線之間設置門式框架（縱橋向每間距4 m設置一個），通過拉索將門式框架與橋面板相連（拉索和門式框架在同一平面內），對拉索施加拉力將組合橋面板拉起，則組合橋面板會產生彎曲，強迫組合橋面板混凝土產生橫橋向預壓應力，示意圖如圖5（b）所示。

過程三，安裝外撐斜桿，拆除橋面板拉起裝置，讓組合橋面板自由落下，這樣由于外撐斜桿的支承作用，組合橋面板混凝土內會保存一定的預壓應力。

圖5 架設方法Fig.5 Erection method

2 研究方法與研究過程

基于組合橋面板節(jié)段及橋面板彎起裝置的構造建立桿系-板殼-實體有限元模型，包括模擬橋面板節(jié)段架設的局部有限元模型以及結構整體受力的全橋有限元模型。用桿系單元模擬主橋桁架桿件，用板殼單元模擬橋面板鋼結構，用實體單元模擬橋面板混凝土。

對于模擬橋面板節(jié)段架設的局部有限元模型，該模型為計算不同數量橋面板節(jié)段架設時，組合橋面板鋼結構與混凝土的受力以及外撐斜桿的受力情況，從而確定合理的架設方法。計算單塊橋面板節(jié)段架設彎起的有限元模型如圖6所示。

圖6 模擬單塊橋面板節(jié)段架設的有限元模型Fig.6 Finite element model for simulating erection of single bridge deck segment

對于全橋有限元模型，該模型為計算在二期恒載以及活載作用下外撐斜桿的最不利受力狀況。全橋有限元模型如圖7所示。

在模擬橋面板架設時，充分考慮了架設橋面板的施工步驟，詳細模擬施工過程。計算分析中對施工過程分兩個步驟進行模擬，步驟如下：

第一步，去除外撐斜桿單元，考慮橋面板鋼結構單元、橋面板混凝土單元、主桁架單元；在橋面板節(jié)段彎起裝置的拉索點對橋面板施加與拉索方向相同的荷載模擬拉索拉力。該步驟為模擬組合橋面板節(jié)段彎起，保證斜撐安裝順利。

圖7 全橋有限元模型Fig.7 Finite element model of whole bridge

第二步，激活外撐斜桿單元，考慮橋面板鋼結構單元、橋面板混凝土單元、主桁架單元、外撐斜桿單元；去除拉索拉力。該步驟為模擬斜撐安裝完成后，解除拉索，釋放組合橋面板。

3 合理架設方法的確定

為了盡量保證橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向預壓應力在縱橋向分布較為均勻，所以需對比分析不同數量組合橋面板節(jié)段一次架設時，橋面板懸臂根部位置混凝土的受力情況。因此針對1～5塊橋面板節(jié)段一次架設，考慮拉索拉力均為100 kN進行計算。多塊橋面板節(jié)段進行同時架設時，首先將橋面板節(jié)段在縱橋向進行連接，然后再通過拉索將多塊橋面板節(jié)段同時拉起。

當一次僅進行單塊橋面板節(jié)段張拉時，得到架設完成后橋面板混凝土橫橋向正應力云圖如圖8所示。混凝土在橫橋向基本完全處于受壓狀態(tài)，但是橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力在縱橋向分布很不均勻，在靠近有外撐斜桿支承的橫梁位置的混凝土橫橋向壓應力較大，而靠近無外撐斜桿支承的橫梁位置的混凝土橫橋向壓應力較小。

圖8 單塊橋面板混凝土橫橋向正應力云圖（單位：kPa）Fig.8 Transverse normal stress distribution of concrete in single bridge deck segment（Unit：kPa）

當同時進行2塊橋面板節(jié)段一次張拉時，得到架設完成后橋面板混凝土橫橋向正應力云圖如圖9所示（注：圖9中兩部分混凝土之間空白處為濕接縫位置）?；炷猎跈M橋向基本完全處于受壓狀態(tài)，橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力在縱橋向分布基本均勻，橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力平均值為-0.459 MPa。

圖9 2塊橋面板混凝土橫橋向正應力云圖（單位：kPa）Fig.9 Transverse normal stress distribution of concrete in two bridge deck segments（Unit：kPa）

分別對3塊、4塊、5塊橋面板進行一次性張拉計算，得到混凝土在橫橋向基本完全處于受壓狀態(tài)，受力狀態(tài)與2塊橋面板節(jié)段一次進行架設時計算結果類似，橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力在縱橋向分布也基本均勻，對應橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力平均值分別為 -0.448 MPa、-0.441 MPa、-0.437 MPa。

所以通過對比1～5塊橋面板節(jié)段一次架設，得到單塊橋面板架設時，橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力在縱橋向分布無法保持均勻，而2～5塊橋面板節(jié)段一次架設時，橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力在縱橋向分布基本均勻，且2～5塊橋面板節(jié)段一次架設時，對應橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力平均值分別為-0.459 MPa、-0.448 MPa、-0.441 MPa、-0.437 MPa，相差不大。而在架設過程中，一次拉起的橋面板節(jié)段數量越少，施工越方便，因此2塊組合橋面板節(jié)段一起架設為最合理的架設方法。

4 對橋面板混凝土施加最大預壓應力計算分析

基于合理的架設方法，為了給橋面板混凝土施加最大的預壓應力，需要考慮架設過程中橋面板混凝土和鋼結構的受力和外撐斜桿的受力，避免橋面板混凝土橫橋向正應力達到抗壓設計強度、鋼結構橫橋向正應力達到設計強度或外撐斜桿失穩(wěn)的發(fā)生，即這三個因素會限制橋面板混凝土中施加預應力的最大值。

因此在2塊橋面板節(jié)段一次進行架設時，得到架設第一步橋面板混凝土橫橋向正應力云圖如圖10所示（注：圖10中兩部分混凝土之間空白處為濕接縫位置，混凝土應力圖中存在8個位置的應力集中點，主要是由于計算時模擬拉索集中力造成的，實際中采取增加板厚等措施可避免該情況的產生，因此可忽略該8個位置的應力集中點），架設第一步和完成時橋面板鋼結構橫橋向正應力云圖如圖11所示（注：圖11（a）鋼結構應力圖中存在8個位置的應力集中點，主要是由于計算時模擬拉索集中力造成的，實際中采取增加板厚等措施可避免該情況的產生，因此可忽略該8個位置的應力集中點）。

圖10 第一步橋面板混凝土橫橋向正應力云圖（單位：kPa）Fig.10 Transverse normal stress distribution of concrete in bridge deck segments in the first step（Unit：kPa）

第一步橋面板混凝土橫橋向最大壓應力為-2.015 MPa，鋼結構橫橋向最大壓應力為-6.0 MPa，最大拉應力為14.2 MPa（位于有外撐斜桿支承的橫梁懸臂根部下翼緣處）。預制完成時橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力平均值為-0.459 MPa；鋼結構橫橋向最大壓應力為-2.2 MPa，最大拉應力為12.5 MPa（位于有外撐斜桿支承的橫梁懸臂根部下翼緣處）；外撐斜桿受到的軸力為98.27 kN，面內彎矩為1.66 kN·m，面外彎矩為0.56 kN·m。

圖11 橋面板鋼結構橫橋向正應力云圖（單位：kPa）Fig.11 Transverse normal stress distribution of steel structure in bridge deck segments（Unit：kPa）

由于鋼結構的設計強度為275 MPa，當拉索拉力為100 kN時，架設過程中鋼結構橫橋向最大應力為14.2 MPa，計算得到鋼結構橫橋向正應力達到其設計強度時拉索拉力為1 936 kN；混凝土軸心抗壓強度設計值為-34.6 MPa，架設過程中混凝土橫橋向最大壓應力為-2.015 MPa，計算得到混凝土橫橋向正應力達到軸心抗壓設計強度時拉索拉力為1 717 kN。

對于外撐斜桿的穩(wěn)定問題，除了考慮架設過程中因為架設方法而導致外撐斜桿內產生的內力外，還要考慮架設過程中一期恒載和成橋后二期恒載及活載的影響?；诰植坑邢拊Ｐ?，在一期恒載作用下，外撐斜桿受到的軸力為102.77 kN，面內彎矩為3.36 kN·m，面外彎矩為3.31 kN·m?；谌珮蚰Ｐ?，在二期恒載作用下，外撐斜桿受到的軸力為174.66 kN，面內彎矩為0.92 kN·m，面外彎矩為2.25 kN·m；在活載作用下，外撐斜桿受到的軸力為207.86 kN，面內彎矩為1.30 kN·m，面外彎矩為0.25 kN·m。所以外撐斜桿為雙向受彎的的壓彎構件，參考《鋼結構設計標準》（GB 50017—2003）5.2.5條規(guī)范對外撐斜桿的穩(wěn)定性進行驗算：

式（1）、式（2）中N、Mx、My分別為軸力、面內彎矩、面外彎矩；A、Mx、My分別為截面面積、對強軸毛截面慣性矩、對弱軸毛截面慣性矩；φx、φy為對強軸和弱軸的軸心受壓構件穩(wěn)定系數，由于外撐斜桿兩端非完全固結，所以將其假設兩端鉸接來進行面類外計算長度（按此假設計算鋼斜撐承載力偏小，結果偏安全），通過計算得到φx=0.861、φy=0.654；φbx、φby為均勻彎矩的受彎構件整體穩(wěn)定系數，通過計算得到φbx=0.905 5、φby=1.0；βmx、βmy、為等效彎矩系數，取 βmx=βmy=1.0；βtx、βty為等效彎矩系數，取 βtx=βty=1.0；γx=1.0，γy=1.0；參數 N'Ex=25 910 kN，N'Ex=8 581 kN；fd為鋼結構設計強度275 MPa。

所以依據式（1）、式（2），并結合外撐斜桿在架設時拉索拉力為100 kN時所產生的內力以及一期恒載、二期恒載、活載作用下產生的內力值，計算得到當拉索拉力為3 298 kN時外撐斜桿穩(wěn)定不滿足要求。

綜上所述，在合理的架設方法下，橋面板混凝土橫橋向正應力達到抗壓設計強度、橋面板鋼結構橫橋向正應力達到設計強度、外撐斜桿達到穩(wěn)定控制條件對應的拉索施加的拉力分別為1 717 kN、1 936 kN、3 298 kN，所以在架設橋面板節(jié)段時，控制拉索最大拉力為1 717 kN，此時橋面板預制完成后橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應力平均值為-7.881 MPa。

5 結論

為解決組合橋面板大懸臂根部位置混凝土因荷載作用下拉應力過大而開裂的問題，本文提出了通過采用合理的架設方法對組合橋面板混凝土施加預應力，并通過數值分析對該方法對組合橋面板受力的影響進行了研究，得到如下結論：

（1）對比不同數量的組合橋面板節(jié)段進行一次架設時組合橋面板的受力狀態(tài)，單塊橋面板節(jié)段一次架設無法保證組合橋面板節(jié)段懸臂根部混凝土橫橋向正應力在縱橋向分布的均勻性，而2～5塊橋面板節(jié)段一次架設可以保證，且懸臂根部混凝土橫橋向正應力的平均值基本相同。而2塊橋面板節(jié)段一次架設時施工更加方便，所以2塊橋面板節(jié)段一次架設為合理的架設方法。

（2）根據鋼橫梁的強度限值、混凝土的強度限值和斜撐的穩(wěn)定限值，得到拉索的最大張拉力和組合橋面板中混凝土可施加的橫橋向預應力最大值，該數值對于限制混凝土開裂是十分可觀的，因此本文所述的架設施工方法對實際工程具有借鑒參考價值。