張 坤，楊桂杰

（1.山西省交通科學研究院，山西 太原 030006；2.山東英才學院，山東 濟南 250000）

連續(xù)剛構橋和連續(xù)橋梁一樣，把主梁做成連續(xù)梁體，它具有T形剛構橋的受力特點，即主梁與橋墩固結。因此，連續(xù)剛構橋既擁有連續(xù)梁的主梁連續(xù)、無需設置伸縮縫、行車平順等優(yōu)點，還同T形剛構橋一樣，免去了墩梁之間構造復雜、價格高昂的支座構造，在中大跨徑混凝土梁橋中很有競爭優(yōu)勢[1～5]。

基于以上研究背景，提出一種改變結構體系加固T形剛構橋的方法，即把原結構的掛梁拆除，替換為鋼箱梁，鋼箱梁與T構主梁固結在一起，這樣T形剛構橋轉(zhuǎn)換為連續(xù)剛構橋，靜定體系轉(zhuǎn)變?yōu)槌o定體系；闡述該種加固方法的具體設計方案，對加固后的主梁進行承載力、應力和撓度的驗算，并與加固前實橋的受力狀態(tài)進行對比分析，從理論上研究此種加固方法的可行性，評估加固效果。

1 原橋概況

依托工程主橋原橋設計為帶掛梁的預應力混凝土T形剛構橋，當時設計采用的是具有代表性的交通部公路規(guī)劃設計院的《預應力混凝土T形剛構JTGQS009—75》圖集。主橋跨徑布置為52.5 m+80 m+52.5 m=185 m，其中一個“T”形懸臂梁長 55 m，掛梁長25 m，總體布置圖如圖1所示。掛梁由5片T梁組成，梁底設有支座，支撐于懸臂梁的牛腿上，掛梁為簡支體系?！癟”形懸臂梁采用變高度單箱雙室截面，支點梁高4.8 m、底板厚0.3 m、懸臂端梁高1.8 m、底板厚 0.16 m、腹板厚度 0.28 m、頂板厚0.24 m，掛梁由5片小T梁組成，掛梁橫斷面布置如圖2所示。主橋縱向預應力鋼束采用24φs5的預應力鋼絲，每束由24根直徑5 mm鋼絲組成。主、副墩均采用雙箱室空心矩形墩，主墩墩身與T構固結成整體?！癟”形懸臂梁采用懸臂拼裝施工，除S1拼接縫采用小石子混凝土外，其余懸臂梁段的拼接縫均采用環(huán)氧樹脂。

圖1 總體布置圖（單位：cm）

圖2 掛梁橫斷面(單位：cm)

南北引橋跨徑布設均為11×25 m，采用25 m預應力混凝土簡支T梁，斷面與主橋掛梁相同。橫向5片T梁組成，梁高1.80 m，主梁間距2 m，梁底設有支座。橋墩為排架柱樁墩，橋臺為墻式橋臺。

2 加固設計方案

馬蘭大橋原橋為帶掛梁的跨徑布置為（52.5+80+52.5）m的預應力混凝土T形剛構橋，立面布置圖如圖3所示。改變結構體系加固該橋指的是把原結構跨徑25 m的5片“T”字型掛梁拆除，替換為梁高不變、外形相仿的鋼箱梁，鋼箱梁與原T構混凝土主梁懸臂端通過一定的連接方式進行固結，繼而形成鋼-混凝土混合梁連續(xù)剛構體系，這就完成了帶掛梁的預應力混凝土T形剛構體系轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)剛構體系，加固后的實橋立面布置如圖4所示。之所以混凝土掛梁采用鋼箱梁替換，一方面邊跨與中跨主梁的梁高受到原結構T構主梁懸臂端梁高的限制，另一方面，鋼箱梁的自重比等效的混凝土要輕，這對于大跨徑的連續(xù)剛構橋來說可以減小控制截面的彎矩峰值。采用鋼箱梁不僅減小了自重，相當于對原橋起到了部分卸載的作用，而且跨中的承載能力也相應增加。

圖3 加固前主橋結構

圖4 加固后主橋結構（單位：cm）

原橋由T形剛構橋轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)剛構橋，最為突出的優(yōu)勢是免去了掛梁與T構主梁之間數(shù)目較多的伸縮縫，改善了橋梁縱橋向線形，提高了實橋的整體結構剛度，改善了結構的整體受力性能，有利于高速行車的平順性和舒適性。

替代原橋預應力混凝土“T”字型掛梁的鋼箱梁采用Q235鋼，鋼箱梁主要由頂板、底板、腹板、縱橫向隔板及各自的加勁肋組成，外形幾何尺寸采用和T構主梁懸臂端主梁相同的截面尺寸。其中橋面采用正交異性板，頂板板寬11 m、板厚18 mm，底板板寬8.36 m，梁高為1.8 m，在鋼箱梁中設置一道縱向隔板，以增強主梁橫斷面的整體受力剛度，頂板設U型加勁肋，底板、腹板和縱向隔板設厚度為8 mm的加勁肋，主梁的橫斷面布置示意圖如圖5所示。

圖5 加固用鋼箱梁橫斷面設計(單位：cm)

3 改變結構體系加固前后結構受力對比

3.1 有限元模型建立

采用Midas Civil對馬蘭大橋主橋建立空間桿系有限元模型，全橋共120個單元，131個節(jié)點。實橋的有限元模型如圖6所示。

圖6 有限元計算模型

3.2 恒載作用

此階段計算實橋加固后恒載作用（自重、二期荷載等作用）下主梁的彎矩、剪力、豎向位移等，并與原橋進行對比，實橋加固前后恒載作用下主梁的剪力、彎矩、豎向位移對比如圖7～圖9所示。

圖7 加固前后恒載作用下主梁剪力

圖8 加固前后恒載作用下主梁彎矩

圖7、圖8結果表明，在恒載作用下，由于加固后自重的減輕，主梁的彎矩、剪力都有很大幅度的降低；主梁最大剪力出現(xiàn)在主墩墩頂截面，加固前為-8 491 kN，加固后為-7 967 kN，剪力減小了524 kN；加固前主梁最大負彎矩為-125 423 kN·m，加固后最大值為-99 319 kN·m，彎矩減小了26 104 kN·m，同樣也出現(xiàn)在主墩墩頂截面；原混凝土掛梁截面位置處主梁承受正彎矩，加固后正彎矩值有所增加，懸臂端部部分截面由加固前承受負彎矩轉(zhuǎn)變?yōu)槌惺苷龔澗?，這是因為實橋由T形剛構轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)剛構，這種結構體系的轉(zhuǎn)換，改變了全橋的整體受力性能。

圖9 加固前后恒載作用下主梁豎向位移

圖9結果表明，在恒載作用下，主梁最大豎向位移出現(xiàn)在中跨跨中，加固前主梁最大下?lián)现禐?3.6 mm，加固后最大下?lián)现禐?4.5 mm，兩者相差19.1 mm，加固后的連續(xù)剛構體系比T形剛構整體受力性能好。

3.3 活載作用

此階段計算實橋加固后活載（汽車荷載）作用下主梁的彎矩、剪力、豎向位移等，并與原橋進行對比分析，主梁加固前后活載作用下主梁的剪力、彎矩、豎向位移對比如圖10～圖12所示。

圖10 加固前后活載作用下（最小值）主梁剪力

圖11 加固前后活載作用下（最小值）主梁彎矩

由圖10和圖11對比結果可知，在活載作用下，由于結構體系的不同，加固后主梁受力得到很大改善；加固前后主梁的最大剪力值雖然沒有太大差別，但是從整體受力來看，加固后的大部分截面的剪力值都有所降低；加固前主梁墩頂截面最大負彎矩為-26 714 kN·m，加固后為 -19 254 kN·m，彎矩減小了7 460 kN·m，主梁的彎矩值降低的幅度較大。

圖12 加固前后活載作用下（最小值）主梁豎向位移

由圖12可知，在活載作用下，加固后主梁各截面的豎向位移均有很大幅度的減小，由于結構體系的不同，加固前主梁最大豎向位移出現(xiàn)在T構主梁懸臂端部，其值為25.8 mm，加固后最大下?lián)现党霈F(xiàn)在中跨跨中，其值為12.4 mm，兩者相差13.4 mm。

活載作用下主梁的豎向位移值是反映主梁整體剛度最重要的指標之一，由以上對比結果可以看出，與加固前的原橋相比較，改變結構體系加固后的實橋整體抗變形能力顯著增強，整體剛度明顯增大。

4 加固后承載能力分析

表1為加固前后主梁各截面抗彎承載力值的對比分析。

由表1所列結果可知，加固后，各截面抗彎承載能力均有一定程度的提高，各截面抗彎承載力最大提高了約23%，其中主墩墩頂截面加固前抗彎承載力為 296 816 kN·m，加固后為 315 748 kN·m，抗彎承載力增加了18 932 kN·m，增長率約為6%。

表1 加固前后主梁抗彎承載力對比

5 結語

提出了一種T形剛構轉(zhuǎn)換為連續(xù)剛構的加固方法，分析了加固前后結構的受力情況，對比結果顯示，在各荷載或荷載組合作用下，加固后主梁的彎矩、剪力值都有所減小；加固后主梁的豎向位移相較于加固前有很大幅度的降低。因此，改變結構體系加固T形剛構橋方法，減小了上部結構自重，增加了橋梁剛度，使全橋整體受力性能得到了很大的改善；同時，取消了主橋多條伸縮縫，增加了行車的舒適度，值得同類橋梁的加固借鑒。