蘇慶田 胡一鳴 王思哲 周偉翔 王 倩 陳 亮

（1.同濟(jì)大學(xué)橋梁工程系，上海200092；2.上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院（集團(tuán)）有限公司，上海200092）

0 引 言

在目前的實(shí)際工程中，組合橋面板作為結(jié)合混凝土與鋼的材料優(yōu)勢(shì)的合理結(jié)構(gòu)形式而被逐步推廣，該結(jié)構(gòu)為底部設(shè)置鋼板、上部設(shè)置混凝土，并通過(guò)焊釘或開(kāi)孔板等連接件進(jìn)行連接而形成的橋面板結(jié)構(gòu)。相對(duì)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(gòu)造易疲勞破壞和橋面鋪裝易損壞的問(wèn)題［1-3］。

對(duì)于鋼板-混凝土組合橋面板，占玉林、楊勇等［4-5］對(duì)其靜力受力性能與疲勞受力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究；對(duì)于正交異性鋼橋面板-混凝土組合橋面板，蘇慶田等［6-8］對(duì)組合橋面板截面優(yōu)化進(jìn)行了理論研究，并對(duì)帶不同形式加勁肋的正交異性組合橋面板力學(xué)性能試驗(yàn)與理論研究。在組合橋面板中除了普通混凝土的應(yīng)用外，還有學(xué)者針對(duì)UHPC、RPC與鋼材構(gòu)成的組合橋面板進(jìn)行了研究。邵旭東等［9-11］對(duì)正交異性鋼板-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)進(jìn)行大量研究，包括橫縱橋向靜力受力性能的試驗(yàn)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(jié)構(gòu)和以粘結(jié)劑連接鋼橋面板與預(yù)制UHPC板的組合橋面板結(jié)構(gòu)，并對(duì)它們的基本受力性能進(jìn)行了研究。雖然針對(duì)組合橋面板合理構(gòu)造形式以及受力性能的研究較多，但是目前針對(duì)組合橋面板通過(guò)施工方法來(lái)施加預(yù)應(yīng)力的研究還相對(duì)缺乏，特別是針對(duì)寬橋面板在橫橋向通過(guò)施工方法來(lái)對(duì)混凝土施加預(yù)應(yīng)力的方法未見(jiàn)報(bào)道。本文結(jié)合使用組合橋面板的實(shí)際工程，提出一種采用合理施工工藝對(duì)組合橋面板施加橫橋向預(yù)應(yīng)力的施工方法，并采用數(shù)值分析的方法對(duì)該措施下組合橋面板施加的預(yù)應(yīng)力的效果進(jìn)行研究分析。

1 工程概況及架設(shè)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(jié)構(gòu)為兩聯(lián)96 m+112 m的連續(xù)鉚接鋼桁梁，全長(zhǎng)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(lái)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(yùn)輸能力，對(duì)現(xiàn)有松浦大橋進(jìn)行拓寬改造。將主橋上層公路橋面由原來(lái)的12 m拓寬為24.5 m，將下層單線鐵路橋面改造成非機(jī)動(dòng)車道，并在主桁外側(cè)設(shè)置懸挑人行道。新建上層橋面板通過(guò)高強(qiáng)螺栓與原上弦桿結(jié)合在一起，并通過(guò)外撐斜桿對(duì)懸臂端進(jìn)行支承；新建下層橋面則通過(guò)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(yù)制的組合橋面板，預(yù)制節(jié)段縱橋向長(zhǎng)度為8 m，橫橋向?qū)挾葹?4.5 m。組合橋面板預(yù)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(zhǎng)度為7.4 m（預(yù)制組合橋面板節(jié)段頂部凝凝土兩側(cè)分別留有0.3 m的后澆帶），橫橋向?qū)挾葹?4.5 m，厚度為80 mm。組合橋面板預(yù)制節(jié)段的鋼結(jié)構(gòu)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(diǎn)，鋼結(jié)構(gòu)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(cè)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(jié)構(gòu)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(guò)高強(qiáng)螺栓與主桁上弦桿、主桁上橫梁結(jié)合在一起，還通過(guò)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(zhǎng)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(shè)方法介紹

由組合橋面板構(gòu)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(huì)產(chǎn)生較大的橫橋向負(fù)彎矩，該位置混凝土?xí)a(chǎn)生較大的橫橋向拉應(yīng)力。因此為了避免該位置混凝土受到較大的拉應(yīng)力而開(kāi)裂，可以給組合橋面板混凝土施加橫橋向預(yù)壓應(yīng)力，以抵消恒載與活載作用下混凝土產(chǎn)生的拉應(yīng)力。所以本文提出了一種預(yù)制組合橋面板架設(shè)方法，并對(duì)組合橋面板因?yàn)楸炯茉O(shè)方法而產(chǎn)生的受力狀態(tài)進(jìn)行分析研究。

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

橋面板架設(shè)方法總共包括三個(gè)過(guò)程：

過(guò)程一，將橋面板節(jié)段通過(guò)高強(qiáng)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(guò)程二，設(shè)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(shè)置拉索拉起點(diǎn)，在橋面板上主桁中心線之間設(shè)置門式框架（縱橋向每間距4 m設(shè)置一個(gè)），通過(guò)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(nèi)），對(duì)拉索施加拉力將組合橋面板拉起，則組合橋面板會(huì)產(chǎn)生彎曲，強(qiáng)迫組合橋面板混凝土產(chǎn)生橫橋向預(yù)壓應(yīng)力，示意圖如圖5（b）所示。

過(guò)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(nèi)會(huì)保存一定的預(yù)壓應(yīng)力。

圖5 架設(shè)方法Fig.5 Erection method

2 研究方法與研究過(guò)程

基于組合橋面板節(jié)段及橋面板彎起裝置的構(gòu)造建立桿系-板殼-實(shí)體有限元模型，包括模擬橋面板節(jié)段架設(shè)的局部有限元模型以及結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)，用實(shí)體單元模擬橋面板混凝土。

對(duì)于模擬橋面板節(jié)段架設(shè)的局部有限元模型，該模型為計(jì)算不同數(shù)量橋面板節(jié)段架設(shè)時(shí)，組合橋面板鋼結(jié)構(gòu)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(shè)方法。計(jì)算單塊橋面板節(jié)段架設(shè)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(shè)的有限元模型Fig.6 Finite element model for simulating erection of single bridge deck segment

對(duì)于全橋有限元模型，該模型為計(jì)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(shè)時(shí)，充分考慮了架設(shè)橋面板的施工步驟，詳細(xì)模擬施工過(guò)程。計(jì)算分析中對(duì)施工過(guò)程分兩個(gè)步驟進(jìn)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(jié)構(gòu)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(diǎn)對(duì)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(jié)構(gòu)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(shè)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(yù)壓應(yīng)力在縱橋向分布較為均勻，所以需對(duì)比分析不同數(shù)量組合橋面板節(jié)段一次架設(shè)時(shí)，橋面板懸臂根部位置混凝土的受力情況。因此針對(duì)1～5塊橋面板節(jié)段一次架設(shè)，考慮拉索拉力均為100 kN進(jìn)行計(jì)算。多塊橋面板節(jié)段進(jìn)行同時(shí)架設(shè)時(shí)，首先將橋面板節(jié)段在縱橋向進(jìn)行連接，然后再通過(guò)拉索將多塊橋面板節(jié)段同時(shí)拉起。

當(dāng)一次僅進(jìn)行單塊橋面板節(jié)段張拉時(shí)，得到架設(shè)完成后橋面板混凝土橫橋向正應(yīng)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(yīng)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(yīng)力較大，而靠近無(wú)外撐斜桿支承的橫梁位置的混凝土橫橋向壓應(yīng)力較小。

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

當(dāng)同時(shí)進(jìn)行2塊橋面板節(jié)段一次張拉時(shí)，得到架設(shè)完成后橋面板混凝土橫橋向正應(yīng)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）。混凝土在橫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(yīng)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(yīng)力平均值為-0.459 MPa。

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

分別對(duì)3塊、4塊、5塊橋面板進(jìn)行一次性張拉計(jì)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(jìn)行架設(shè)時(shí)計(jì)算結(jié)果類似，橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應(yīng)力在縱橋向分布也基本均勻，對(duì)應(yīng)橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應(yīng)力平均值分別為 -0.448 MPa、-0.441 MPa、-0.437 MPa。

所以通過(guò)對(duì)比1～5塊橋面板節(jié)段一次架設(shè)，得到單塊橋面板架設(shè)時(shí)，橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應(yīng)力在縱橋向分布無(wú)法保持均勻，而2～5塊橋面板節(jié)段一次架設(shè)時(shí)，橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應(yīng)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(shè)時(shí)，對(duì)應(yīng)橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應(yīng)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(shè)過(guò)程中，一次拉起的橋面板節(jié)段數(shù)量越少，施工越方便，因此2塊組合橋面板節(jié)段一起架設(shè)為最合理的架設(shè)方法。

4 對(duì)橋面板混凝土施加最大預(yù)壓應(yīng)力計(jì)算分析

基于合理的架設(shè)方法，為了給橋面板混凝土施加最大的預(yù)壓應(yīng)力，需要考慮架設(shè)過(guò)程中橋面板混凝土和鋼結(jié)構(gòu)的受力和外撐斜桿的受力，避免橋面板混凝土橫橋向正應(yīng)力達(dá)到抗壓設(shè)計(jì)強(qiáng)度、鋼結(jié)構(gòu)橫橋向正應(yīng)力達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度或外撐斜桿失穩(wěn)的發(fā)生，即這三個(gè)因素會(huì)限制橋面板混凝土中施加預(yù)應(yīng)力的最大值。

因此在2塊橋面板節(jié)段一次進(jìn)行架設(shè)時(shí)，得到架設(shè)第一步橋面板混凝土橫橋向正應(yīng)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(yīng)力圖中存在8個(gè)位置的應(yīng)力集中點(diǎn)，主要是由于計(jì)算時(shí)模擬拉索集中力造成的，實(shí)際中采取增加板厚等措施可避免該情況的產(chǎn)生，因此可忽略該8個(gè)位置的應(yīng)力集中點(diǎn)），架設(shè)第一步和完成時(shí)橋面板鋼結(jié)構(gòu)橫橋向正應(yīng)力云圖如圖11所示（注：圖11（a）鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)力圖中存在8個(gè)位置的應(yīng)力集中點(diǎn)，主要是由于計(jì)算時(shí)模擬拉索集中力造成的，實(shí)際中采取增加板厚等措施可避免該情況的產(chǎn)生，因此可忽略該8個(gè)位置的應(yīng)力集中點(diǎn)）。

圖10 第一步橋面板混凝土橫橋向正應(yīng)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(yīng)力為-2.015 MPa，鋼結(jié)構(gòu)橫橋向最大壓應(yīng)力為-6.0 MPa，最大拉應(yīng)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(yù)制完成時(shí)橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應(yīng)力平均值為-0.459 MPa；鋼結(jié)構(gòu)橫橋向最大壓應(yīng)力為-2.2 MPa，最大拉應(yīng)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(nèi)彎矩為1.66 kN·m，面外彎矩為0.56 kN·m。

圖11 橋面板鋼結(jié)構(gòu)橫橋向正應(yīng)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(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)強(qiáng)度為275 MPa，當(dāng)拉索拉力為100 kN時(shí)，架設(shè)過(guò)程中鋼結(jié)構(gòu)橫橋向最大應(yīng)力為14.2 MPa，計(jì)算得到鋼結(jié)構(gòu)橫橋向正應(yīng)力達(dá)到其設(shè)計(jì)強(qiáng)度時(shí)拉索拉力為1 936 kN；混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為-34.6 MPa，架設(shè)過(guò)程中混凝土橫橋向最大壓應(yīng)力為-2.015 MPa，計(jì)算得到混凝土橫橋向正應(yīng)力達(dá)到軸心抗壓設(shè)計(jì)強(qiáng)度時(shí)拉索拉力為1 717 kN。

對(duì)于外撐斜桿的穩(wěn)定問(wèn)題，除了考慮架設(shè)過(guò)程中因?yàn)榧茉O(shè)方法而導(dǎo)致外撐斜桿內(nèi)產(chǎn)生的內(nèi)力外，還要考慮架設(shè)過(guò)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(nèi)彎矩為3.36 kN·m，面外彎矩為3.31 kN·m。基于全橋模型，在二期恒載作用下，外撐斜桿受到的軸力為174.66 kN，面內(nèi)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(nèi)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(gòu)件，參考《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2003）5.2.5條規(guī)范對(duì)外撐斜桿的穩(wěn)定性進(jìn)行驗(yàn)算：

式（1）、式（2）中N、Mx、My分別為軸力、面內(nèi)彎矩、面外彎矩；A、Mx、My分別為截面面積、對(duì)強(qiáng)軸毛截面慣性矩、對(duì)弱軸毛截面慣性矩；φx、φy為對(duì)強(qiáng)軸和弱軸的軸心受壓構(gòu)件穩(wěn)定系數(shù)，由于外撐斜桿兩端非完全固結(jié)，所以將其假設(shè)兩端鉸接來(lái)進(jìn)行面類外計(jì)算長(zhǎng)度（按此假設(shè)計(jì)算鋼斜撐承載力偏小，結(jié)果偏安全），通過(guò)計(jì)算得到φx=0.861、φy=0.654；φbx、φby為均勻彎矩的受彎構(gòu)件整體穩(wěn)定系數(shù)，通過(guò)計(jì)算得到φbx=0.905 5、φby=1.0；βmx、βmy、為等效彎矩系數(shù)，取 βmx=βmy=1.0；βtx、βty為等效彎矩系數(shù)，取 βtx=βty=1.0；γx=1.0，γy=1.0；參數(shù) N'Ex=25 910 kN，N'Ex=8 581 kN；fd為鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)強(qiáng)度275 MPa。

所以依據(jù)式（1）、式（2），并結(jié)合外撐斜桿在架設(shè)時(shí)拉索拉力為100 kN時(shí)所產(chǎn)生的內(nèi)力以及一期恒載、二期恒載、活載作用下產(chǎn)生的內(nèi)力值，計(jì)算得到當(dāng)拉索拉力為3 298 kN時(shí)外撐斜桿穩(wěn)定不滿足要求。

綜上所述，在合理的架設(shè)方法下，橋面板混凝土橫橋向正應(yīng)力達(dá)到抗壓設(shè)計(jì)強(qiáng)度、橋面板鋼結(jié)構(gòu)橫橋向正應(yīng)力達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度、外撐斜桿達(dá)到穩(wěn)定控制條件對(duì)應(yīng)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(shè)橋面板節(jié)段時(shí)，控制拉索最大拉力為1 717 kN，此時(shí)橋面板預(yù)制完成后橋面板懸臂根部位置混凝土橫橋向正應(yīng)力平均值為-7.881 MPa。

5 結(jié)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(yīng)力過(guò)大而開(kāi)裂的問(wèn)題，本文提出了通過(guò)采用合理的架設(shè)方法對(duì)組合橋面板混凝土施加預(yù)應(yīng)力，并通過(guò)數(shù)值分析對(duì)該方法對(duì)組合橋面板受力的影響進(jìn)行了研究，得到如下結(jié)論：

（1）對(duì)比不同數(shù)量的組合橋面板節(jié)段進(jìn)行一次架設(shè)時(shí)組合橋面板的受力狀態(tài)，單塊橋面板節(jié)段一次架設(shè)無(wú)法保證組合橋面板節(jié)段懸臂根部混凝土橫橋向正應(yīng)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(shè)可以保證，且懸臂根部混凝土橫橋向正應(yīng)力的平均值基本相同。而2塊橋面板節(jié)段一次架設(shè)時(shí)施工更加方便，所以2塊橋面板節(jié)段一次架設(shè)為合理的架設(shè)方法。

（2）根據(jù)鋼橫梁的強(qiáng)度限值、混凝土的強(qiáng)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(yù)應(yīng)力最大值，該數(shù)值對(duì)于限制混凝土開(kāi)裂是十分可觀的，因此本文所述的架設(shè)施工方法對(duì)實(shí)際工程具有借鑒參考價(jià)值。