印尼雅加达高架简支变连续小箱梁墩顶连接段受力特性分析

白午龙，卢永成

（上海市政工程设计研究总院（集团）有限公司，上海市 200092）

0 引言

随着我国“一带一路”发展战略的不断推进，设计咨询行业也随之拓展到更多地区。在世界范围内，很多国家在中小跨径桥梁的上部结构形式选择上与中国的设计习惯不尽相同，并形成了其自有的标准化体系[1]。本文以印尼雅加达收费公路项目为背景，研究印尼高架简支变连续小箱梁墩顶连接段受力特性。通过对预应力混凝土连接段顶板钢束、板厚、隔离段长度、变截面参数的优化分析，确定预应力混凝土连接段最佳构造方案。通过对钢筋混凝土连接段隔离段长度、板厚参数的优化分析，确定钢筋混凝土连接段最佳构造方案。

1 工程概况

本工程位于雅加达市区的北部东西向的收费公路通道，高架桥为三跨简支变连续梁桥，为预制预应力混凝土小箱梁，采用现浇桥面板、横隔板以及墩顶连接段，小箱梁全桥总体布置见图1。小箱梁桥跨布置为：33.72 m+2.4 m+33.72 m+2.4 m+33.72 m，桥宽26 m，主梁为6片预制预应力混凝土小箱梁，小箱梁横断面布置见图2。

图2 小箱梁横断面布置图（单位：mm）

2 预应力混凝土连接段构造方案

由于预应力混凝土连接段应力状态较为不利，故对连接段长度、厚度以及配筋等构造进行优化设计，通过分析比较不同设计参数下连接段的受力情况，选择出应力状态较佳的连接段构造方案。

在原设计方案中，连接段顶板负弯矩短束为8束，板厚为25 cm，钢筋混凝土铺装10 cm，但在计算中不考虑，并且负弯矩短束在连接段横断面上居中布置，其他与图3相同。

（1）顶板钢束及板厚参数分析

连接段板厚分别采用20 cm和30 cm，预应力钢束布置分别采用8束和12束，并且对预应力短束布置位置进行一定的调整，分析比较连接段受力状态。

图3 预应力混凝土连接段构造及配束图（单位：mm）

（2）隔离段长度参数分析

隔离段长度不同时，连接段的应力状态也不相同，为获得较佳的应力状态，在（1）中选定预应力钢束布置方式及合适板厚后，对不同隔离段长度的方案进行比较，隔离段长度B分别取750 mm、1 000 mm和1 250 mm，见图4。

图4 预应力混凝土连接段隔离段构造图（单位：mm）

（3）连接段变截面参数分析

选取（2）中最优的方案，在预制梁与变截面根部采取变截面，变截面长度分别选取400 mm和800 mm，比较连接段的应力状态改善情况，见图5。

3 钢筋混凝土连接段构造方案

对于钢筋混凝土连接段构造，给出了三种方案，三种方案的隔离段长度有所不同，每个方案下包含三个子方案，子方案的板厚又各不相同。即图6中H、B取值不同。根据相应的桥梁规范规定，比较连接段在成桥初期和成桥后期工况下截面最大弯矩，确定最优构造措施。钢筋混凝土连接段隔离长度及板厚见表1。

图5 预应力混凝土连接段变截面构造图（单位：mm）

图6 钢筋混凝土连接段构造形式（单位：mm）

表1 钢筋混凝土连接段隔离长度及板厚

4 计算说明

4.1 模型概况

基于上述计算要求，采用空间结构有限元分析软件Midas Civil 2015进行建模分析，全桥采用空间梁单元模拟。计算模型见图7、图8。

图7 小箱梁梁单元模型

图8 墩顶连接段模型

4.2 荷载工况及组合

参照印尼桥梁设计规范[2]及相关设计资料，荷载作用单项工况见表2。桥梁上部结构设计采用2种极限状态设计，即使用极限状态（SLS）和承载能力极限状态（ULS）。使用极限状态（SLS）用来验算使用荷载，在其作用下进行应力等效应的验算。承载能力极限状态（ULS）用来验算极限荷载，在其作用下进行立柱、承台、梁等构件的极限设计。

为方便表述，将考察的各种作用荷载组合列出如下：

工况一：成桥初期永久作用：结构自重+预加力+混凝土收缩徐变作用；

工况二：成桥后期永久作用：结构自重+预加力+10年混凝土收缩徐变作用；

工况三：成桥初期标准组合：成桥初期永久作用+汽车荷载作用；

工况四：成桥后期标准组合：成桥后期永久作用+汽车荷载作用。

工况五：成桥后期永久作用+汽车荷载作用+基础沉降作用+降温（初期）。

工况六：成桥后期永久作用+汽车荷载作用+基础沉降作用+降温（后期）。

荷载作用单项工况见表2。

表2 荷载作用单项工况

5 受力特性参数分析

5.1 预应力混凝土连接段

5.1.1 预应力短束及位置的影响

方案一：即为原方案，顶板负弯矩短束为8束，连接段板厚25 cm，不计钢筋混凝土铺装的作用，且负弯矩短束在连接段横断面上居中布置。

方案二：顶板负弯矩钢束为8束，横断面上布置位置在竖直方向上距预制梁顶板上缘5 cm，不再居中布置，平面布置如图3所示；连接段板厚为25 cm，其中铺装层为10 cm，计算时连接段铺装层只计入5 cm，且各向两边延伸125 cm，这样连接段在计算时取30 cm，计入了混凝土铺装的影响，并且对负弯矩短束进行了一定的优化，更加符合实际情况。

方案三：顶板钢束为12束，其他均同方案二。

预应力短束及位置的影响见图9。由图9可知，对于连接段，主要考虑负弯矩作用下板顶的拉应力作用，方案二与方案一相比，预应力钢束上移能够增大预加力正弯矩，使得板顶最大拉应力降低，但由于方案一计算时忽略了混凝土铺装增加连接段刚度的作用，所以其板顶最大拉应力为10.13 MPa，反而比方案二的11.42 MPa小，但实际上方案二的布置形式优于方案一。比较方案二和方案三，预应力钢束增加时，板顶拉应力的确会有所下降，方案三板顶最大拉应力已经降到了7.54 MPa，因此采取12束预应力钢束的设计方案较好。

5.1.2 板厚的影响

方案四：顶板负弯矩短束同样为12束，并且在预制梁横断面竖直方向上距预制梁顶板上缘5 cm，连接段板厚为15 cm，钢筋混凝土铺装层为10 cm，但计算时只计入5 cm，这样连接段在计算时厚度取20 cm。板厚30 cm的方案即为方案三。

连接段板厚的影响见图9。由图9可知，减小板厚有利于降低板顶的拉应力，所以采用20 cm板厚的连接段方案优于采用30 cm板厚的方案。

5.1.3 隔离段长度的影响

方案五：顶板钢束均为为12束，布置方式同方案四，连接段板厚为15 cm，钢筋混凝土铺装层为10 cm，但计算时只计入5 cm，这样连接段在计算时厚度取20 cm；连接段整体向预制梁方向各延伸75 cm，钢筋混凝土铺装层向两边预制梁方向各伸长125 cm。

方案六：连接段整体向预制梁方向各延伸100 cm，其余同方案五。

方案七：连接段整体向预制梁方向各延伸125 cm，其余同方案五。

隔离段长度的影响见图9。由图9可知，设置隔离段可以减小连接段上缘拉应力，但连接段长度的增大并不能够有效缓解连接段上缘拉应力过大的缺陷，即隔离段长度增大反而会使得连接段上缘拉应力增大。

图9 预应力混凝土连接段最大应力（单位：MPa）

5.1.4 连接段端部采用变截面

由于连接段端部与预制梁结合部位一直是应力集中处，为缓解此处应力，可以在端部采用局部截面增大的方法，此时为避免截面突变，可以在预制梁与连接段采用变截面过度的方法。

方案八：顶板钢束为12束，从预制梁横截面上看，布置在距离预制梁顶板上缘5 cm处，连接段板厚为15 cm，钢筋混凝土铺装层为10 cm，但计算时只计入5 cm，这样连接段在计算时厚度取20 cm；连接段整体向预制梁方向各延伸50 cm，即隔离段为50 cm，且采用如图5所示的变截面形式，变截面长度40 cm，钢筋混凝土铺装层向两边预制梁方向各伸长125 cm。

方案九：变截面长度80 cm，其余同方案八。

连接段端部采用变截面的影响见图9。由图9可知，采用变截面时连接段顶部最大拉应力反而比不采用变截面时大，这是因为连接段局部刚度增大后分得的荷载更多，反而不利于其释放负弯矩作用，承担的负弯矩更大，而截面增大引起的应力减小反而不明显，因此顶部的拉应力反而更加不利，因此这种优化思路在此处并不合适。

综上可以看出，采用预应力混凝土连接段时，板顶拉应力一直显得比较大，效果并不理想，因此，接下来采用钢筋混凝土连接段设计方案。

5.2 钢筋混凝土连接段

方案一：连接段隔离长度为0.5 m，包含三个子方案中，子方案中连接段板厚分别为20 cm、25 cm和30 cm。

方案二：连接段隔离长度为1 m，包含三个子方案中，子方案中连接段板厚分别为20 cm、25 cm和30 cm。

方案三：连接段隔离长度为1.25 m，包含三个子方案中，子方案中连接段板厚分别为20 cm、25 cm和30 cm。

不同方案钢筋混凝土连接段最大弯矩见图10。由图10可知，隔离长度对连接段弯矩影响较小，隔离长度增加，成桥初期及成桥后期的最不利弯矩和名义弯矩略有减少。板厚对弯矩影响较大，板厚越小，连接段弯矩越小。因此适当减小板厚是优化钢筋混凝土连接段受力特性的有效措施。

图10 钢筋混凝土连接段最大弯矩（单位：kN·m）

（2）对于预应力混凝土连接段，适当增加预应力钢束数量可减小连接段板顶拉应力；减小板厚有利于降低板顶的拉应力；隔离段长度增大反而会使得连接段上缘拉应力增大；连接段端部采用变截面不利于连接段受力。

（3）对于钢筋混凝土连接段，减小板厚是优化钢筋混凝土连接段受力特性的有效措施；隔离长度对连接段弯矩影响较小。

6 结论

（1）印尼雅加达高架简支变连续小箱梁墩顶连接段受力特性复杂，需要通过对墩顶连接段顶板钢束、板厚、隔离段长度、变截面等参数的优化分析，确定最优构造方案。