黃雅寧，周水興，王 艷，曹 帥

(重慶交通大學(xué)土木建筑學(xué)院，重慶 400074)

預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋是大跨徑橋梁中經(jīng)常采用的一種結(jié)構(gòu)型式，因其行車舒適性好、外形優(yōu)美等特點在國內(nèi)大量建造，但近年來發(fā)現(xiàn)按JTJ 023—85《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》設(shè)計的連續(xù)剛構(gòu)橋，不少出現(xiàn)了運營期撓度過大和箱梁開裂等問題。該規(guī)范自2004年起，已從半經(jīng)驗半概率的極限狀態(tài)設(shè)計方法過渡到以概率極限狀態(tài)設(shè)計方法［1］，即由 JTJ 023—85《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》(以下簡稱《85規(guī)范》)過渡到JTG D 62—2004《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》(以下簡稱《2004規(guī)范》)。

《2004規(guī)范》對《85規(guī)范》做了較大的改進(jìn)，不僅引入了結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)、撓度長期增長系數(shù)ηθ等概念，而且還修改了徐變計算模式，對混凝土抗裂驗算要求也有提高，這些修改直接影響到預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋的橋面線形。文獻(xiàn)［2－3］按照新舊規(guī)范中的徐變計算公式，分析了考慮或不考慮徐變對預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋施工過程的撓度及應(yīng)力的影響，認(rèn)為箱梁混凝土的徐變對合攏前幾個節(jié)段箱梁的撓度影響較大，用新舊規(guī)范分別計算出來的預(yù)拱度，中跨最大值有一定的差別，其余部分基本一致;文獻(xiàn)［4－5］側(cè)重于新舊規(guī)范在剛構(gòu)橋設(shè)計內(nèi)力方面的差異，但均未分析抗裂驗算要求、剛度取值和預(yù)拱度計算公式不同對連續(xù)剛構(gòu)橋線形的影響。

筆者結(jié)合阿蓬江大橋，綜合考慮新舊規(guī)范在徐變計算模式、抗裂驗算要求、剛度取值和預(yù)拱度計算公式等方面的不同對連續(xù)剛構(gòu)橋線形的影響。結(jié)果表明:對于大跨度連續(xù)剛構(gòu)橋，盡管抗裂驗算中《2004規(guī)范》效應(yīng)組合較《85規(guī)范》小，但由于預(yù)壓應(yīng)力要求的提高，使得最終預(yù)應(yīng)力度并不減小，而徐變計算模式、剛度取值和預(yù)拱度計算公式等方面的修改，使得成橋運營狀態(tài)撓度值比按《85規(guī)范》小，線形更加美觀、合理。

1 工程概況

阿蓬江大橋為90 m+170 m+90 m三跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，箱梁根部高度10.5 m，跨中高度3.5 m;根部底板厚100 cm，跨中底板厚32 cm，箱梁高度以及箱梁底板厚度按1.8次拋物線變化。箱梁頂寬12.0 m，底寬6.5 m。采用橋梁博士系統(tǒng)3.0建立了阿蓬江大橋計算模型，橋面劃分99個單元，橋墩劃分為106個單元。如圖1。

圖1 阿蓬江大橋有限元模型Fig.1 Finite element model of A′Pengjiang Bridge

2 線形主要影響因素的分析

2.1 徐變計算模式及齡期不同

《2004規(guī)范》徐變計算齡期采用10 a，且徐變計算采用CEB-FIP 1990模式，該模式將徐變系數(shù)表達(dá)為一系列乘積的形式。徐變系數(shù)公式按式(1)計算:

式中:t、t0分別為混凝土的計算齡期和加載期;φ0為名義徐變系數(shù);βc為加載后徐變隨時間的發(fā)展系數(shù);RH為環(huán)境平均相對濕度;h為混凝土構(gòu)件理論厚度;RH0、fcm、fcm0、h0、t1的具體含義及取值見《2004規(guī)范》。

《85規(guī)范》徐變的計算齡期為1000 d(3 a)，徐變計算采用GEB-FIP 1978模式，該模式將徐變系數(shù)表達(dá)為若干個性質(zhì)不同的分項系數(shù)之和。徐變系數(shù)按式(2)計算:

式中:φ(t，t0)為計算齡期為t時的混凝土徐變系數(shù);φd為彈性滯后系數(shù);βa(t0)、βd(t－t0)為隨時間而增長的滯后彈性應(yīng)變;R(t0)為加載時混凝土的強度;R∞為最終強度;φf為流塑系數(shù)，φf=φf1×φf2(φf1依周圍環(huán)境而定的系數(shù);φf2依理論厚度h而定的系數(shù));βf(t)、βf(t0)隨混凝土齡期而增長的之后塑性應(yīng)變。

以1 m×1 m矩形截面構(gòu)件為例，說明《85規(guī)范》與《2004規(guī)范》在計算徐變系數(shù)上的差異。分析中，加載齡期和計算齡期均取10 d和1000 d，h=50 mm，RH=70%。其余參數(shù)如下:《2004規(guī)范》中，h0=100 mm，βc=5，h=50 mm，RH0=100%，按式(1)計算，得徐變系數(shù)φ(t，t0)為1.95;《85規(guī)范》中，βf(t0) =0.23，βf(t) =0.78，φf2=1.85，φf1=2，R(t0)/R∞=1，βd(t－ t0)=1，βd(t0)=0，按式(3)計算，得徐變系數(shù) φ(t，t0) 為 3.24，是《2004規(guī)范》的1.66倍。

2.2 抗裂驗算要求不同

《2004規(guī)范》正截面抗裂對混凝土構(gòu)件拉應(yīng)力驗算修改為:短期效應(yīng)組合下預(yù)制構(gòu)件 σst－0.85σpc≤0;分段澆筑或砂漿接縫的縱向分塊構(gòu)件σst－0.8σpc≤0。

對于短期效應(yīng)組合下拉應(yīng)力σst，修改了其效應(yīng)的組合方式及其組合系數(shù)，提出了可變作用短期效應(yīng)組合時的頻遇系數(shù)和長期效應(yīng)組合時的準(zhǔn)永久值系數(shù)，從而導(dǎo)致短期效應(yīng)組合、長期效應(yīng)組合比《85規(guī)范》標(biāo)準(zhǔn)值組合要小。且《2004規(guī)范》又規(guī)定汽車荷載在抗裂驗算中不計沖擊系數(shù)，使得《2004規(guī)范》作用效應(yīng)取值比《85規(guī)范》小得多。

為了不因效應(yīng)組合的改變過多而降低預(yù)應(yīng)力度，《2004規(guī)范》同時對混凝土構(gòu)件的預(yù)壓應(yīng)力進(jìn)行了修改，規(guī)定 σst－0.85σpc≤ 0，較《85規(guī)范》(σ －σh≤0)預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件正截面預(yù)壓應(yīng)力提高了15%;分段澆筑或砂漿接縫的縱向分塊構(gòu)件σst－0.8σpc≤0，較《85規(guī)范》(σ －σh≤0)預(yù)壓應(yīng)力提高了20%。

根據(jù)《2004規(guī)范》的統(tǒng)計，按荷載短期效應(yīng)組合且汽車不計沖擊系數(shù)與《85規(guī)范》荷載標(biāo)準(zhǔn)值組合且汽車計入沖擊系數(shù)比較，前者為后者的(0.77～0.96)倍，但因《2004規(guī)范》中預(yù)壓應(yīng)力的提高和40 m以上梁橋抗裂驗算新舊規(guī)范均不考慮汽車沖擊系數(shù)，對于大跨徑剛構(gòu)橋按《2004規(guī)范》設(shè)計計算的預(yù)應(yīng)力度較《85規(guī)范》有所提高。

2.3 剛度取值不同

《2004規(guī)范》對于預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件仍保留《85規(guī)范》的計算方法，只將其中的全截面抗彎剛度B0=0.85ECT0改為 B0=0.95ECT0，為《2004規(guī)范》的0.89倍，從而引起連續(xù)剛構(gòu)橋長懸臂和成橋狀態(tài)下的撓度計算值減小。

2.4 預(yù)拱度取值不同

《2004規(guī)范》預(yù)拱度計算引入長期增長系數(shù)，計算公式由《85規(guī)范》的=改為=ηθ()。式中:為結(jié)構(gòu)自重引起的撓度;為收縮徐變引起的撓度;為可變頻遇荷載引起的撓度;ηθ為撓度長期增長系數(shù)。阿蓬江大橋采用C50混凝土，故按《2004規(guī)范》6.5.3條直線內(nèi)插取1.412。

以阿蓬江大橋為例，撓度長期增長系數(shù)乘以汽車荷載系數(shù)(1.412×0.35=0.49)，與《85規(guī)范》的取值0.5基本相同，而結(jié)構(gòu)自重乘以1.412的長期增長系數(shù)使得預(yù)拱度值比《85規(guī)范》大。

3 線形結(jié)果比較

3.1 徐變計算模式與齡期

以《2004規(guī)范》所取的“3600 d”為計算齡期，按《2004規(guī)范》和《85規(guī)范》分別計算阿蓬江大橋成橋運營期徐變引起的撓度，同時按《85規(guī)范》規(guī)定的“1000 d”為齡期，計算由混凝土徐變引起的撓度，結(jié)果如圖2。

圖2 按兩版本規(guī)范計算的收縮徐變撓度比較Fig.2 Comparison of deflection caused by shrinkage and creep between different specifications

從圖2可以看出，《2004規(guī)范》和《85規(guī)范》在相同計算齡期(3600 d)得到的撓度趨勢基本一致，《2004規(guī)范》計算得到的跨中峰值為11.1 cm，《85規(guī)范》計算跨中峰值為13.1 cm，最大相差2 cm。而按《85規(guī)范》計算1000 d齡期時的跨中變形僅為7.32 cm。顯然，《85規(guī)范》以1000 d計算連續(xù)剛構(gòu)橋撓度的齡期偏短，這也是導(dǎo)致目前連續(xù)剛構(gòu)橋跨中下?lián)陷^大的一個重要原因。

3.2 抗裂驗算要求

由于《2004規(guī)范》規(guī)定分段澆筑或砂漿接縫的縱向分塊構(gòu)件 σst－0.8σpc≤0較《85規(guī)范》(σ －σh≤0)預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件正截面預(yù)壓應(yīng)力有所提高，筆者以20%預(yù)壓應(yīng)力為差值對比阿蓬江大橋最大懸臂、成橋狀態(tài)、運營10 a撓度計算結(jié)果，見圖3～圖5。

圖3 按兩版本規(guī)范計算的最大懸臂狀態(tài)撓度比較Fig.3 Comparison of deflection in longest cantilevered stage between different specifications

從圖3看出，《2004規(guī)范》和《85規(guī)范》預(yù)壓應(yīng)力折減0.8計算出的撓度趨勢相同，《2004規(guī)范》計算出的最大撓度值為2.52 cm，而《85規(guī)范》計算出的撓度最大為4.52 cm，后者大2 cm。

圖4 按兩版本規(guī)范計算的成橋狀態(tài)撓度比較Fig.4 Comparison of deflection in operation situation between different specifications

圖4所示為成橋狀態(tài)下《2004規(guī)范》與《85規(guī)范》按預(yù)壓應(yīng)力折減0.8后的變形對比，在靠近墩部的撓度基本相同，但跨中撓度相差較大，最大差值為2.61 cm。

圖5 按兩版本規(guī)范計算的運營10 a后撓度比較Fig.5 Comparison of deflection operated in ten years between different specifications

由圖5可以看出，成橋階段運行10 a后《85規(guī)范》計算出的最大撓度(22.0 cm)，比《2004規(guī)范》計算出的最大撓度(15.2 cm)大6.8 cm。和成橋時兩者差值相比較，隨著運營時間的增長，新舊規(guī)范設(shè)計的橋梁下?lián)喜钪翟龃蟆?/p>

3.3 預(yù)拱計算公式不同引起的線形變化

圖6 按兩版本規(guī)范計算的預(yù)拱度比較Fig.6 Comparison of camber between different specifications

由圖6可以看出，兩版本規(guī)范得到的預(yù)拱度趨勢基本相同，但在峰值處《85規(guī)范》計算的最大預(yù)拱度為17.8 cm;而《2004規(guī)范》計算值為23.2 cm，是《85規(guī)范》的1.30倍，與0.89 ηθ=1.25基本接近。預(yù)拱度增大使得連續(xù)剛構(gòu)橋有更大的下?lián)峡臻g，運營期撓度較《85規(guī)范》小，線形更加合理。

4 結(jié)語

筆者針對《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》2004版和1985版，分析了新舊規(guī)范在抗裂驗算要求、徐變計算模式、剛度取值和預(yù)拱度計算公式等方面的不同對連續(xù)剛構(gòu)橋線形的影響，結(jié)合具體工程實例，開展了預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋主梁線形分析，得出如下結(jié)論:

1)在相同條件下，按《2004規(guī)范》設(shè)計的剛構(gòu)橋因徐變引起的下?lián)现递^《85規(guī)范》小;

2)按《2004規(guī)范》抗裂驗算要求計算出的大跨度連續(xù)剛構(gòu)橋梁下?lián)现当劝础?5規(guī)范》偏小;

3)由于《2004規(guī)范》引入了長期增長系數(shù)ηθ，按此計算的預(yù)拱度值約為《85規(guī)范》的0.89 ηθ倍，使得運營期間橋梁線形更趨美觀、合理。

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