大跨預應力混凝土變截面斜交連續(xù)梁橋設計

陳輝

（上海市政工程設計研究總院(集團)有限公司，上海市 200092）

1 工程概況

南河大橋為眉山市環(huán)天府新區(qū)快速通道工程中的一座大橋，工程連接青龍鎮(zhèn)工業(yè)大道與觀寺鎮(zhèn)三岔湖旅游環(huán)線。大橋所跨越之南河為規(guī)劃Ⅶ級航道，橋位處通航凈寬90 m，凈高4.5 m，最高通航水位440.77 m，設計洪水頻率為百年一遇。場地地震動峰值加速度為0.10g，地震基本烈度7度。

2 總體布置

主橋上部結(jié)構(gòu)采用75 m+125 m+75變高度預應力混凝土連續(xù)箱梁，橋面總寬44.5 m。橫向分上下行雙幅布置。為滿足通航與行洪要求，主橋小樁號側(cè)邊墩和中墩需斜交布置，其中Pm09中墩采用斜交正做錯墩布置，Pm08邊墩采用斜交布置，斜交角度12°。錯墩后左幅橋跨徑布置為76.35 m+126 m+75 m，右幅橋跨徑布置為73.65 m+124 m+75。圖1為南河大橋主橋立面布置（以左幅為例）。

圖1 南河大橋主橋立面布置圖（單位：m）

3 主梁構(gòu)造

主梁中支點梁高7.5 m（高跨比1/16.7），邊支點和跨中梁高3.0 m（高跨比1/42），中跨跨中梁底平直段長2.0 m，邊跨端部梁底平直段長11.6～14.3 m，梁高沿順橋向按二次拋物線線形變化。主梁分上下行雙幅布置，單幅寬22.25 m。主梁截面為單箱雙室直腹板箱型截面，頂板寬22.09 m，底板寬14.29 m，頂板外側(cè)留0.15 m寬與防撞護欄一同澆筑。箱梁頂?shù)装寰O置2%單向橫坡。

箱梁頂板沿橫橋向變厚度：挑臂端部厚20 m，挑臂根部厚55 cm，箱室中部厚26 cm。底板厚度由跨中處的30 cm按二次拋物線變化至中支點根部的90 cm。腹板厚度由跨中處的40 cm按線性變化至中支點處的100 cm。箱梁頂板橫向挑臂長度3.9m。在支點處設置橫梁，其中中支點橫梁寬度為2.5 m，Pm11邊支點橫梁寬度1.5 m；Pm08邊支點由于斜交導致橫梁跨度增大，該橫梁寬度采用1.6 m。箱梁中跨跨中處設置橫隔板。結(jié)構(gòu)材料采用C55混凝土，典型斷面見圖2。

箱梁采用懸臂澆筑施工，其中0#段長度為13 m，其他懸澆節(jié)段長3.0～4.0 m（單側(cè)懸臂共分為16個懸澆節(jié)段），合龍段長2.0 m，邊跨現(xiàn)澆段長10.6～12.3 m。

4 預應力布置

上部結(jié)構(gòu)箱梁采用三向預應力體系?？v向、橫向預應力鋼束均采用高強度低松弛預應力鋼絞線（鋼絞線直徑15.24 mm，抗拉強度fpk=1 860 MPa）。箱梁頂、底板縱向鋼束采用12-15.2鋼絞線束，其中墩頂處頂板束共計96束，中跨跨中底板束共計68束.為保證在剪力滯效應影響下發(fā)揮最大作用，頂?shù)装邃撌贾糜陧數(shù)装逵行挾确秶畠?nèi)。腹板鋼束采用9-15.2鋼絞線束，每道腹板內(nèi)橫向布置雙排，鋼束中心至腹板側(cè)邊緣維持12 cm間距，并通過橫彎錨固于腹板中心線處。腹板束共計90束。豎向預應力采用精軋螺紋鋼筋，抗拉強度fpk=785 MPa，布置于腹板內(nèi)，在頂板上進行單端張拉，縱向標準間距0.5 m。為改善橋面板受力，箱梁頂板設置橫向預應力，采用3-15.2鋼絞線束，縱向標準間距0.5 m，采用兩端張拉。箱梁預應力鋼束斷面見圖3。

圖2 箱梁橫斷面布置圖（單位：cm）

圖3 縱向預應力鋼束斷面布置圖

5 縱向應力驗算

采用midas Civil（8.3.2）軟件對主梁進行縱向靜力分析，按全預應力構(gòu)件計算。按照主梁懸臂施工順序，將計算模型劃分為57個施工階段，對施工、運營階段受力進行模擬計算。計算過程中考慮的荷載包括自重、預應力、施工臨時荷載（掛籃、壓重等）、汽車荷載、溫度荷載、支座不均勻沉降、收縮徐變（包括收縮徐變引起的預應力損失）等，并考慮了施工過程中體系轉(zhuǎn)換的影響。主梁有限元計算模型見圖4。

圖4 主梁有限元計算模型

對全預應力混凝土構(gòu)件，在作用短期效應組合下，混凝土正截面不出現(xiàn)拉應力；在作用標準值效應組合下，混凝土正截面的壓應力不大于0.5fck=17.75 MPa。本橋主要截面應力控制遵循以下原則：（1）對跨中截面，由于存在預應力錨固、錨塊剛度突變等情況，箱梁截面局部應力會大于桿系模型計算結(jié)果。根據(jù)以往經(jīng)驗，跨中截面在作用短期效應組合下需保留2～3 MPa壓應力儲備；在作用標準值效應組合下壓應力應留有4 MPa左右富余空間，即最大壓應力按不大于13.75 MPa控制。（2）對中支點截面，由于不存在前述導致應力集中的情況，且計算時未考慮支點負彎矩削峰，因此應力以滿足規(guī)范要求為控制標準。

根據(jù)有限元模型計算結(jié)果，主梁關(guān)鍵截面應力驗算結(jié)果見表1。主梁應力計算結(jié)果符合預定的應力控制原則。

表1 主梁關(guān)鍵截面應力驗算結(jié)果

6 箱梁橫向框架驗算

箱梁為單箱雙室截面，箱梁橫向框架采用橋梁博士V3.5版進行計算。取跨中截面1.0 m寬箱梁結(jié)構(gòu)建立框架模型，在每道腹板位置設豎向支撐，頂板、腹板和底板均采用梁單元模擬。計算荷載考慮恒載（框架自重及二期）、車輛荷載、體系升降溫、頂板梯度升降溫等，同時考慮箱室內(nèi)外溫差效應（頂?shù)装寮斑吀拱鍍?nèi)外邊緣溫差按±5℃考慮）。計算模型見圖5。

圖5 箱梁橫向框架計算模型

箱梁頂板按A類預應力混凝土構(gòu)件設計。根據(jù)頂板內(nèi)力分布，基本組合下頂板挑臂根部負彎矩達到767 kN·m，而箱室范圍內(nèi)的頂板正彎矩只有60 kN·m，因此頂板橫向預應力采用直線布置，鋼束中心距離頂板上緣9 cm。根據(jù)計算結(jié)果，頂板在短期效應組合下最大拉應力為0.91 MPa＜ftk=1.92 MPa，挑臂根部最大抗彎承載能力795kN·m＞767 kN·m，滿足規(guī)范要求。

箱梁腹板和底板按鋼筋混凝土構(gòu)件設計。由于邊腹板內(nèi)側(cè)和中腹板兩側(cè)在最不利工況下承載能力不足，在原有腹板箍筋基礎上，邊腹板內(nèi)側(cè)和中腹板兩側(cè)各增設一根?16 mm豎向鋼筋。增設鋼筋后，腹板和底板截面承載力滿足要求，最大裂縫寬度0.17 mm，滿足規(guī)范要求。腹板增設鋼筋見圖6。

圖6 箱梁腹板增設鋼筋示意

7 梁端斜交相關(guān)問題處理

南河大橋Pm08邊墩采用斜交布置，斜交角12°。主梁懸澆段和邊跨合攏段均采用正交節(jié)段，Pm08墩側(cè)的邊跨現(xiàn)澆段端橫梁采用斜交布置。為驗證箱梁端部斜交導致的左右側(cè)腹板受力不均勻程度，設計過程中分別采用單梁模型和梁格模型進行計算。根據(jù)計算結(jié)果，當邊跨底板預應力束橫向?qū)ΨQ布置時，梁格模型銳角側(cè)和鈍角側(cè)腹板下緣短期效應組合最小壓應力分別為2.1 MPa和3.2 MPa，與單梁模型計算的截面下緣最小壓應力2.6 MPa僅相差0.5 MPa左右?？梢哉J為，箱梁端部斜交12°對箱梁橫向受力不均勻性影響較小，邊跨底板預應力束橫向?qū)ΨQ布置可以滿足要求。

對于常規(guī)斜交梁橋，斜交支承處的反力分布不均勻，鈍角側(cè)的支反力會比正交梁橋大，而銳角側(cè)的支反力較小甚至出現(xiàn)負反力[3]。南河大橋Pm08墩橫向設置雙支座，支反力計算結(jié)果見表2。

表2 斜交梁端支反力匯總

從表2可知，在成橋狀態(tài)和標準組合下，單梁模型和梁格模型計算的銳角側(cè)支反力均大于鈍角側(cè)支反力。這是由于懸臂澆筑施工方法使得結(jié)構(gòu)大部分自重反力集中在中支點，邊支點自重支反力只占中支點的1/10左右[2]（南河大橋成橋自重反力為邊支點9 163 kN，中支點94 300 kN）；雖然自重工況下梁端鈍角側(cè)支反力大于銳角側(cè)，但反力絕對值較?。辉谶吙绾蠑n段預應力鋼束的二次效應作用下，會使銳角側(cè)支反力增大、鈍角側(cè)支反力減小，且變化幅度相對較大（見表3）。因此，成橋狀態(tài)下銳角側(cè)支反力大于鈍角側(cè)支反力。這種異于常規(guī)斜交橋受力規(guī)律的現(xiàn)象需要在以后類似工程設計過程中引起注意。

表3 斜交梁端支反力分項計算結(jié)果

8 結(jié)語

本文通過對大跨徑預應力混凝土懸臂澆筑斜交連續(xù)梁橋的總體布置、主梁構(gòu)造、預應力布置、箱梁縱橫向受力、斜交端部支反力分配等問題進行總結(jié)與探討，可以為后續(xù)同類型橋梁設計提供一定參考。