摘要 為進(jìn)行獨(dú)柱式塔混合梁斜拉橋邊跨混凝土梁的受力性能分析，研究其設(shè)計(jì)的關(guān)鍵問題。文章以某高速公路獨(dú)塔斜拉橋?yàn)橐劳校ㄟ^理論分析、數(shù)值模擬、對(duì)比優(yōu)化相結(jié)合的方法對(duì)邊跨混凝土梁的抗裂性及受力特點(diǎn)進(jìn)行了研究。研究表明，原設(shè)計(jì)邊跨混凝土主梁具有良好的抗裂性能，但由于混凝土預(yù)應(yīng)力度較高，在箱梁底板出現(xiàn)較大的橫向壓應(yīng)力；降低橫向預(yù)應(yīng)力的型號(hào)優(yōu)化后，混凝土箱梁的壓應(yīng)力得到了有效緩解，受力更加合理；對(duì)于分離式混凝土梁設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)合理控制預(yù)應(yīng)力度，避免箱梁底板出現(xiàn)壓應(yīng)力過大。

關(guān)鍵詞 鋼箱梁；分段拼裝；頂推施工；施工技術(shù)

中圖分類號(hào) U445 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼 A 文章編號(hào) 2096-8949（2024）24-0109-03

0 引言

斜拉橋是一種由主梁、橋塔和拉索組成的組合體系結(jié)構(gòu)，具有良好的承載能力和跨越能力，廣泛應(yīng)用在跨江跨河工程中[1]。根據(jù)結(jié)構(gòu)形式的不同和材料類型的不同，有很多種不同的分類方式。其中，獨(dú)塔混合梁斜拉橋是一種結(jié)構(gòu)體系相對(duì)較為新穎的斜拉橋結(jié)構(gòu)形式[2-3]。這種結(jié)構(gòu)形式既滿足了單側(cè)跨越障礙物的要求，又充分利用兩種材料重量的不同進(jìn)行橋面搭配，兼顧了跨越能力和經(jīng)濟(jì)性控制的要求。

現(xiàn)有針對(duì)獨(dú)塔混合梁斜拉橋的相關(guān)研究主要針對(duì)混合梁斜拉橋的合理結(jié)構(gòu)布置、關(guān)鍵構(gòu)造、塔梁連接的合理結(jié)構(gòu)形式等方面開展[4-5]。有學(xué)者對(duì)獨(dú)塔斜拉橋的合理邊中跨比例進(jìn)行了研究[6]，也有學(xué)者對(duì)是否設(shè)置輔助墩進(jìn)行了分析[7]。塔梁連接形式，以及拉索與主梁、主塔連接的關(guān)鍵構(gòu)造也有較多的研究開展。這些研究多針對(duì)整體箱形斷面的研究，而針對(duì)獨(dú)柱式塔、分離式雙主梁體系的混合梁獨(dú)塔斜拉橋的相關(guān)研究則相對(duì)較少[8-9]。

對(duì)于分離式雙主梁的混合梁斜拉橋而言，由于邊跨混凝土梁的橫向尺寸較大，構(gòu)造和受力均較為復(fù)雜，在設(shè)計(jì)過程中對(duì)邊跨混凝土梁的受力控制是關(guān)鍵。一旦控制不佳，混凝土梁極易出現(xiàn)開裂等病害。為了對(duì)柱式塔分離式混合梁獨(dú)塔斜拉橋的邊跨混凝土抗力性能進(jìn)行分析，并研究其受力特點(diǎn)，該文以某高速公路大跨度混合梁獨(dú)塔斜拉橋?yàn)橐劳?，開展了相關(guān)研究。

1 工程概況

1.1 總體概況與建設(shè)條件

依托工程為某高速公路跨河大橋工程，該項(xiàng)目為標(biāo)準(zhǔn)雙向四車道高速公路，標(biāo)準(zhǔn)路基寬度為25.5 m，橋梁區(qū)段采用分離式路基布置。

大橋主橋?yàn)橹姜?dú)塔空間雙索面混合梁斜拉橋，塔梁固結(jié)型式，由索塔兩側(cè)的246 m和125 m橋跨組成。大橋的總體布置圖如圖1所示，中跨為鋼箱梁結(jié)構(gòu)，邊跨為混凝土箱梁結(jié)構(gòu)，鋼混結(jié)合段設(shè)置在距離橋塔中心線16 m的中跨處。主梁和主塔之間通過16對(duì)拉索進(jìn)行連接，拉索采用空間索面扇形布置，鋼梁側(cè)拉索間距為14 m，混凝土側(cè)拉索標(biāo)準(zhǔn)間距為7 m，靠近過渡墩位置

4對(duì)拉索間距為4.2 m。根據(jù)邊中跨鋼梁和混凝土梁重量的不同，適配了不對(duì)稱的獨(dú)塔布置形式。

大橋主塔采用獨(dú)柱式索塔結(jié)構(gòu)，構(gòu)造挺拔美觀，主梁采用分離式雙主梁結(jié)構(gòu)形式，分別布置在橋塔的兩側(cè)。主塔總高度為160 m，截面為八邊形漸變形式，棱角分明，結(jié)構(gòu)美觀。

圖1 大橋總體布置圖（單位：m）

1.2 結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

主梁采用混合梁形式，中跨鋼梁和邊跨混凝土梁外觀保持一致，鋼混結(jié)合段采用前承壓板帶格式的結(jié)合段形式，鋼混結(jié)合段長(zhǎng)度為3.2 m，鋼梁標(biāo)準(zhǔn)段長(zhǎng)度為14 m，邊跨混凝土邊跨分三段澆筑，采用少支架體系現(xiàn)澆施工，主梁之間采用澆筑濕接縫進(jìn)行連接，并逐段張拉斜拉索及主梁內(nèi)的體外預(yù)應(yīng)力。

混凝土主梁的標(biāo)準(zhǔn)斷面示意圖如圖2所示，采用分離式布置，橋面設(shè)置雙向橫坡，主梁內(nèi)側(cè)高度為3.2 m，兩個(gè)主梁之間采用箱形預(yù)應(yīng)力混凝土橫梁進(jìn)行連接，對(duì)橫梁進(jìn)行等高度布置。兩副主梁之間的橫梁縱向間距應(yīng)與邊跨側(cè)拉索布置間距保持一致。

混凝土主梁采用扁平流線形布置，單個(gè)主梁底板寬度為10.25 m，頂板寬度為14.825 m，內(nèi)側(cè)梁高度為3.2 m，外側(cè)錨索區(qū)梁高度為1.0 m。兩幅箱梁之間的凈距為8 m，斷面總寬度為37.65 m。

圖2 標(biāo)準(zhǔn)斷面示意圖（單位：cm）

2 計(jì)算模型與分析方法

2.1 計(jì)算模型

該研究中利用大型通用有限元軟件ANSYS，對(duì)該區(qū)域建立三維實(shí)體模型，分析其在最不利工況下的結(jié)構(gòu)狀態(tài)，并對(duì)該區(qū)域設(shè)計(jì)提出合理的優(yōu)化建議。

采用大型有限元軟件ANSYS建立混凝土邊跨段實(shí)體模型。主梁使用Solid45單元，體外預(yù)應(yīng)力采用link8單元。在實(shí)際建模過程中，選取距索塔中心11.5～124.9 m

的邊跨支座處為對(duì)象進(jìn)行建模，計(jì)算模型如圖3所示：

圖3 鋼梁橫向分塊示意圖

計(jì)算時(shí)為真實(shí)模擬邊跨的受力情況，以及固結(jié)靠近索塔梁端的邊跨支座的支撐效果，通過計(jì)算得到支座反力，以荷載的形式直接施加在模型上。根據(jù)圣維南原理，僅在固結(jié)端小范圍內(nèi)的梁體受力失真，隨著遠(yuǎn)離固結(jié)端，梁體受力更加符合實(shí)際情況。

2.2 荷載與邊界條件

考慮此次分析混凝土邊跨局部的構(gòu)造復(fù)雜、構(gòu)件多、建模復(fù)雜、工作量大等情況，結(jié)合此次研究的主要目的，在模型節(jié)段選取、荷載和邊界條件確定上進(jìn)行了精心考慮。計(jì)算中建立了多個(gè)計(jì)算模型，相互對(duì)照，確保結(jié)構(gòu)分析準(zhǔn)確。為了能與設(shè)計(jì)對(duì)比總體的計(jì)算結(jié)果，利用Midas Civil程序建立梁?jiǎn)卧?jì)算模型，進(jìn)行總體計(jì)算，以提供局部分析可對(duì)照和比較的邊界條件。另外，為了能真實(shí)模擬混凝土邊跨，選取距離索塔中心11.5～124.9 m

段的主梁進(jìn)行建模分析。在計(jì)算分析的過程中，假設(shè)實(shí)體模型中的預(yù)應(yīng)力鋼束與混凝土箱梁之間無(wú)滑移，并采用預(yù)應(yīng)力節(jié)點(diǎn)與混凝土單元耦合的方式實(shí)現(xiàn)兩者的連接。

邊跨最不利工況以其彎矩影響線為依據(jù)，選取彎矩最大的斷面為參考，首先基于Midas梁?jiǎn)卧?jì)算模型，確定上述最不利工況下局部實(shí)體模型活載，對(duì)線加載位置和荷載空間內(nèi)力邊界條件的影響?；痉椒ㄊ峭ㄟ^對(duì)混凝土邊跨荷載效應(yīng)的研究，確定距邊跨遠(yuǎn)端43.4 m處斷面發(fā)生最不利受力狀態(tài)時(shí)局部模型的活載施加位置，并以這一內(nèi)力狀態(tài)作為局部分析時(shí)荷載控制的邊界條件。

3 鋼箱梁頂推施工

3.1 原方案受力狀態(tài)分析

考慮收縮、徐變等作用，橫向預(yù)應(yīng)力在張拉后會(huì)產(chǎn)生預(yù)應(yīng)力損失等效應(yīng)，在混凝土主梁結(jié)構(gòu)自重、二期鋪裝、斜拉索索力和汽車荷載等作用下，混凝土邊跨有限元計(jì)算結(jié)果表面邊跨混凝土箱梁具有良好的抗裂性能，最大主拉應(yīng)力不超過1.5 MPa。邊跨整體的壓應(yīng)力較為均勻，在7～14 MPa之間。整體上橫梁處于受壓狀態(tài)，且底部壓應(yīng)力大于頂部，B形橫梁底部壓應(yīng)力較大，而A形橫梁受力狀態(tài)良好。B形橫梁的混凝土底板主壓應(yīng)力如圖4所示，由壓應(yīng)力分布情況可知，在與B形橫梁相連接的底板位置出現(xiàn)較大壓應(yīng)力，接近于20 MPa。該位置的壓應(yīng)力水平較高，需要對(duì)橫梁的橫向預(yù)應(yīng)力進(jìn)行優(yōu)化。

圖4 B形橫梁的混凝土底板主壓應(yīng)力（單位：MPa）

3.2 橫向預(yù)應(yīng)力優(yōu)化

由于箱梁底板的橫向預(yù)應(yīng)力較大，因此在預(yù)應(yīng)力優(yōu)化過程中主要考慮將橫向預(yù)應(yīng)力適當(dāng)降低，主要考慮兩種優(yōu)化方案：方案一，在原有設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上，將B形橫梁的2號(hào)預(yù)應(yīng)力鋼束改為Φs15.2-21；方案二，將B形橫梁的1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)預(yù)應(yīng)力鋼束均改為Φs15.2-21。其中，B形橫梁的橫向預(yù)應(yīng)力線形布置示意圖如圖5所示，1～3#鋼束均布置2根。

調(diào)整預(yù)應(yīng)力鋼束后，在自重、二期鋪裝、索力和汽車荷載等作用下，混凝土邊跨箱梁的有限元計(jì)算分析結(jié)果的對(duì)比情況如表1所示：

從表1分析可知，在三種橫向預(yù)應(yīng)力布置情況下，箱梁的縱橫向均處于受壓狀態(tài)，具有良好的抗裂性能。混凝土箱梁出現(xiàn)的主拉應(yīng)力均在1 MPa以內(nèi)，均小于混凝土的抗拉設(shè)計(jì)強(qiáng)度，不會(huì)出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，均滿足抗裂性要求。

從混凝土的主壓應(yīng)力對(duì)比情況可知，優(yōu)化方案二的主壓應(yīng)力最大值可控制在-16.8 MPa，最大壓應(yīng)力值在規(guī)范允許的范圍內(nèi)，可有效避免混凝土內(nèi)出現(xiàn)過大的壓應(yīng)力。按照優(yōu)化方案二，將B形標(biāo)準(zhǔn)橫梁預(yù)應(yīng)力鋼束1～3#的型號(hào)由原來(lái)的Φs15.2-25調(diào)整為Φs15.2-21更為合理，在滿足抗裂性的同時(shí)，壓應(yīng)力也在合理范圍內(nèi)。

4 結(jié)束語(yǔ)

為了對(duì)構(gòu)造復(fù)雜的混合梁斜拉橋邊跨混凝土梁的抗裂性進(jìn)行研究，以了解其受力特點(diǎn)，并對(duì)其預(yù)應(yīng)力鋼束進(jìn)行優(yōu)化，以獲得良好的受力狀態(tài)，通過系統(tǒng)的有限元模擬與優(yōu)化分析，可以得到以下結(jié)論：

（1）采用了總體模型與局部模型相結(jié)合的混合分析方法，對(duì)混合梁斜拉橋的邊跨受力性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)荷載邊界的等效能夠滿足計(jì)算精確性和計(jì)算效率的要求。

（2）原設(shè)計(jì)邊跨混凝土主梁具有良好的抗裂性能，滿足使用階段的抗裂性要求，但由于混凝土預(yù)應(yīng)力度較高，在箱梁底板出現(xiàn)較大的橫向壓應(yīng)力。

（3）通過優(yōu)化對(duì)比分析，降低了橫向預(yù)應(yīng)力的型號(hào)，改善了箱梁底板的最大預(yù)應(yīng)力，使得混凝土箱梁的受力更加合理。

（4）在箱梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，除主要考慮橫梁自身的受力狀態(tài)外，還應(yīng)考慮橫向預(yù)應(yīng)力對(duì)橫梁連接區(qū)域箱室結(jié)構(gòu)的影響，合理控制預(yù)應(yīng)力度，避免箱梁底板出現(xiàn)壓應(yīng)力過大。

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