大跨径连续钢箱梁关键设计参数影响研究

刘 琴

(广东省交通规划设计研究院集团股份有限公司 广州 510507)

大跨度连续钢箱梁主梁具有自重轻、材料强度利用率高、结构跨越能力大等优点，可减少下部结构工程规模，提高结构的抗震性能，适用于各种桥位地质条件。钢箱梁工厂制作与现场施工可同步进行，简化施工环节、精度高、速度快，工程质量易于保证。目前，大跨度连续钢箱梁桥已成为跨径100～300 m非常有竞争力的桥型之一[1]。

1 工程概况

本项目跨越梅溪河，是连接汕头东、西城区的重要通道[2]，主桥采用变截面连续钢箱梁，跨径布置为145 m+200 m+122 m，主桥采用左右分幅、上下双层布置，单幅上层桥宽13 m，布置三车道，汽车荷载等级为公路-I级，设计行车速度60 km/h；下层布置观光人行道，人行道宽度为4 m，桥型布置图见图1，标准横断面布置图见图2。桥位处地震动峰值加速度为0.2g，位于高烈度地震区，钢桥结构较轻利于抗震，项目位于海边，大节段钢结构具有海运条件。

图1 西堤大桥主桥桥型布置图(尺寸单位：cm)

图2 标准横断面布置图(单位：cm)

2 结构设计

本桥钢材采用Q345qD，钢箱梁顶板采用正交异性钢桥面板，厚度为16～30 mm，为方便U肋连接，不同厚度顶板对接时，顶板下缘保持齐平。底板板厚24～50 mm，不同厚度底板对接时，底板上缘对齐。腹板板厚16～30 mm，不同厚度腹板对接时，内侧对齐。人行道在跨中等高段从底板横肋对应伸出；梁高变高后，人行道顶面与桥面高度保持不变，人行道挑臂及人行道面板位于高腹板中间区域。

本桥横隔板采用实腹式与V形撑2种隔板，2道实腹式隔板之间设2道V形隔板，隔板间距为3 m。为简化构造，结合人行道的布设，全桥范围在人行道面以上部分同类隔板保持一致尺寸。为避免中跨跨中受压区顶板局部失稳，在2道横隔板之间增加1道顶板横肋，加劲肋支撑间距取1.5 m时，顶板加劲肋可满足刚性加劲肋要求。中跨跨中顶板横肋断面构造见图3，变高段V形隔板断面见图4。

图3 中跨跨中顶板横肋断面构造

图4 变高段V形隔板断面

为提高正交异性钢桥面板疲劳性能，在墩顶负弯矩区范围内采用5 cm UHPC+4 cm厚高黏高弹沥青混凝土，在其余范围内采用5 cm LUHPC+4 cm厚高黏高弹沥青混凝土。LUHPC相对于普通UHPC，具有密度轻、体积稳定性好、强度高，以及收缩小等特点[3]，有利于减轻跨中正弯矩区钢梁应力。

钢梁的施工通过在边跨及中跨接近中支点区域搭设滑移支架，在中跨深水区域利用浮吊吊装节段，通过滑移支架向边跨滑移，施工期间应保留不小于60 m的通航宽度。

2.1 钢箱梁设计荷载取值

一期恒载。钢箱梁自重由程序自动考虑，横隔板以集中荷载方式加载；下层人行道板重量以线荷载的方式加载。

二期恒载。5 cm UHPC桥面铺装+4 cm厚高黏高弹沥青混凝土，钢防撞护栏及人行道护栏。

整体升温25 ℃，整体降温-25 ℃。温度梯度按BS5400加载。不均匀沉降按3 cm考虑，车道荷载按规范取值。

采用桥梁博士建立连续钢箱梁整体模型，见图5。

图5 桥梁博士全桥有限元模型

2.2 钢箱梁应力控制原则

钢箱梁应力控制应按承载能力极限状态进行验算，整体结构分析仅能得到第一体系结构强度，正交异性钢桥面板计算时须叠加第二、三体系分析。对于钢箱梁还应考虑剪力滞效应及受压板件局部稳定对顶、底板有效宽度的影响。

2.2.1顶板第二、三体系应力计算

本桥采用ANSYS通用有限元软件，建立主桥跨中27 m最大正弯矩范围内等高段模型，其中V撑采用BEAM 4单元，其余钢结构部分采用SHELL181单元，模型中考虑STC铺装层的组合作用，计算模型见图6。

图6 ANSYS模型示意图

根据车辆加装位置考虑以下2种工况。

工况一。车轮加载在横肋上。

工况二。车轮加载加载在横肋与横肋之间。

2种工况计算结果对比见表1。

表1 跨中顶板二、三体系应力 MPa

由表1可知，二、三体系顶板纵向应力最大值为32.4 MPa，发生在荷载工况二作用下。

2.2.2连续钢箱梁剪力滞效应计算

剪力滞后的现象会导致箱梁截面正应力分布不均匀，根据《公路钢结构桥梁设计规范》，第5.1.8条，计算得到本桥中支点处顶板剪力滞折减系数为0.9，底板折减系数为0.914，过渡墩支点截面及跨中截面没有剪力滞效应。

2.3 关键参数比选

大跨度连续钢箱梁的结构设计需要重点关注结构的强度、刚度，以及钢结构稳定性，本节对墩顶及跨中梁高、跨中等直段、钢梁的配板、中支点底板钢-混叠合段等关键参数进行了比选，保证结构设计安全、经济。

2.3.1梁高比选

连续钢箱梁结构设计时，在满足结构强度、刚度要求的前提下，要求尽可能降低主梁高度。梁高的变化是改变截面抗弯惯性矩最有效的方法，为选取合适的梁高，本小节分别从结构应力及刚度方面对墩顶梁高、跨中梁高进行了比较。表2及表3对比分析了墩顶梁高从8.5～9.5 m、跨中梁高4.5～5.5 m结构的内力、应力及刚度变化情况。

表2 墩顶梁高变化比较结果

表3 跨中梁高变化比较结果

表2、表3表明：

1) 增加支点梁高对支点下缘应力有一定的改善，但效果不明显，跨中梁高5 m，支点梁高由8.5 m加高到9.5 m，支点上缘应力改善6%，下缘应力改善7%，绝对值在20 MPa以内。当支点梁高为8.5 m时，跨中应力大于材料强度设计中270 MPa，支点梁高偏小。

2) 增加跨中梁高对改善跨中应力效果较明显，对改善墩顶应力效果不明显，支点梁高9 m，跨梁高由4.5 m加高到5.5 m，跨中上、下缘应力改善14%左右，绝对值在35 MPa以内，当跨中梁高为4.5 m时，跨中应力大于材料强度设计值270 MPa，跨中梁高偏小。

3) 增加跨中梁高对提高结构刚度效率最高，如支点9 m高，跨中梁高由4.5 m加高到5.5 m，刚度提高40%。

4) 各梁高方案刚度均小于规范容许值L/500=400，满足规范要求。

综合考虑结构刚度、下层观光人行道通透性、舒适性，结合桥梁结构的经济性，取跨中梁高为5 m，为主跨的1/40，墩顶梁高为9 m，为主跨的1/22.2。

2.3.2跨中等直段长度比选

本桥人行道在跨中等高段从底板横肋对应伸出；梁高变高后，人行道顶面与桥面高度保持不变，人行道挑臂及人行道面板位于高腹板中间区域，腹板额外承受了一个面外弯矩，使得高腹板稳定更加不利。因此本桥设计时尽量减少高腹板范围，增大跨中等高段长度，同时可降低用钢量。另外人行道面以上全桥保持等高，可以规整人行道面以上的隔板构造，简化制造难度。跨中等直段变化对结构应力及刚度影响见表4。

表4 跨中等直段变化对结构应力及刚度影响

由表4可知，随着跨中等直段长度增大，钢梁应力变化范围为3%～5%；跨中挠度随跨中等直段长度的增大而较明显增大，最大增量为18%，但均小于规范容许值L/500=400。此外，本桥施工过程中需预留不小于60 m的通航宽度，通航宽度范围内钢梁拟采用大节段整体提升，其余段支架拼装施工方案。故综合考虑人行道的布设、隔板构件标准化、高腹板失稳及施工，跨中段直线段长度采用80 m。

2.3.3底板钢-混结合段混凝土厚度分析

考虑减薄中支点钢梁底板厚度，改善钢梁受压底板应力、提高底板及高腹板稳定性，在中支点负弯矩区范围采用钢梁底板与混凝土结合，使钢梁与底板共同承担荷载[5-6]。底板采用C50补偿收缩混凝土，为研究底板混凝土厚度对钢梁底板应力及结构刚度的影响，表5列出了中支点两侧各23.5 m范围内混凝土厚度从50～150 cm，钢梁应力及跨中挠度的变化。

表5 中支点位底板混凝土厚度变化比较结果

由表5可知，随着中支点位底板混凝土厚度的增加：

1) 中支点位顶板应力呈增大趋势。

2) 中支点位底板应力减小，底板混凝土厚度大于100 cm后，钢箱梁底板应力降低速度减小。

3) 跨中顶底板应力无明显变化。

4) 对结构刚度影响较小。

总体来说，中支点处底板叠合混凝土厚度在1.0 m以内时，对钢箱梁底板应力改善较大，底板应力最多可减小31%；继续增加混凝土厚度对钢梁应力改善作用不大。

本桥最终采用中支点两侧各3.5 m范围内混凝土厚度为1 m，中支点两侧各3.5～23.5 m范围内混凝土厚度为0.4～1 m。在底板及底板纵肋、腹板上设置焊钉连接件，保证混凝土与钢梁底板的连接性能。中支点底板钢混叠合段示意见图7。

图7 中支点底板叠合段示意(单位：cm)

2.4 钢梁应力

经比选计算，最终确定钢主梁跨中梁高5 m，支点梁高9 m，跨中等直段为80 m，梁高变化段按二次抛物线变化。中支点两侧各23.5 m范围内混凝土厚度为0.4～1 m。钢梁设计时，考虑桥面UHPC混凝土参与结构受力，标准横断面布置见图8。

图8 标准横断面布置图(单位：cm)

经计算，钢箱梁基本组合作用下第一体系钢梁应力见图9、图10，叠合二、三体系，剪力滞系数后钢梁应力见表6。

图9 基本组合下第一体系钢梁上缘应力(单位：MPa)

图10 基本组合下第一体系钢梁下缘应力(单位：MPa)

表6 基本组合钢箱梁应力 MPa

由表6可知，钢梁应力均小于材料强度设计值270 MPa。

3 高腹板稳定技术研究

3.1 高腹板稳定设计

本桥主桥墩顶梁高9 m，腹板高厚比大，高腹板稳定性问题特别突出，为保证钢梁腹板在剪力、弯矩和局部横向集中力共同作用下不失稳，最有效的方法是在设置足够横向加劲肋的同时，需设置更多的纵向加劲肋[4-5]。当腹板加劲肋有足够的刚度时，可认为腹板被横、纵向加劲肋分成不同的区隔，对各区隔进行局部稳定验算即可。

本桥横隔板间距为3 m，在横隔板之间增加1道腹板横肋，腹板横肋间距为1.5 m。受压区腹板纵向加劲肋布置应根据计算结果进行优化调整。腹板加劲肋布置图及横隔板布置见图11。

图11 腹板加劲肋布置图(单位：cm)

腹板横向、纵向加劲肋刚度及各区格的局部稳定验算主要参照GB 50017-2017 《钢结构设计规范》进行验算。

腹板加劲肋根据《规范》第6.3.6进行设置，横向加劲肋刚度应满足

纵向加劲肋刚度应满足

根据计算，横向加劲肋及纵向加劲肋的刚度均满足规范要求。

腹板区格局部稳定根据规范第6.3.4条进行验算

根据腹板所布置的纵肋，中支点负弯矩区区隔稳定系数最大值为0.761，满足规范要求。

3.2 高腹板局部稳定验算

采用midas Civil有限元软件，建立主桥支点变高段模型(3×9=27 m)对墩顶支座位腹板局部稳定进行了分析,其1阶失稳模态见图12。

图12 支点处腹板1阶失稳模态

由图12可知，腹板第1阶失稳模态屈曲系数为13.5>4，满足规范要求。

4 结语

本文通过对145 m+200 m+122 m大跨径连续钢箱梁的设计构造、参数比选以及关键技术展开研究，得出以下结论。

1) 增加跨中梁高对提高跨中钢梁应力及结构刚度影响较明显，结构设计时应综合结构受力及经济性合理选定梁高。

2) 在不影响结构刚度的前提下，可加大跨中等直段长度以减轻结构重量，同时简化结构设计，方便钢梁架设。

3) 中支点底板混凝土叠合可在一定程度上提高底板及高腹板稳定性，但同时也使钢梁构造及施工过程更为复杂，其必要性值得探讨。

4) 为提高钢箱梁的抗弯刚度，最有效的方法是增加梁高，高腹板稳定问题是设计难度与重点，通过合理布置腹板横肋与纵肋，提高区格内的临界稳定应力可解决高腹板稳定问题。