高速改擴建預應力簡支T梁拼寬結構分析

1、高速改擴建預應力簡支T梁拼寬結構分析摘 要：中小跨徑預應力拼寬T梁橋是高速改擴建的主要橋型，文章依托福州至夏門高速公路改擴建項目，采用結構空間有限元法分析了拼寬后T梁拼接部位的受力狀況，得出T梁橋拼寬新橋沉降差值宜控制在5mm以內和新舊T梁間增置橫隔板能有效改善接縫處受力的結論，對改擴建拼寬T梁的設計有一定的指導意義。關鍵詞：橋梁拓寬；簡支T梁；沉降；橫隔板1概述拓寬橋梁的關鍵是新、舊橋梁拼寬形式的選擇。目前我國公路橋梁拓寬基本采用3種方案:(1)新舊橋梁的上、下部結構均不連接。(2)新舊橋梁的上、下部結構均連接。(3)新舊橋梁的上部結構連接、下部結構分離。本次福州至廈門高速公路改擴建中橋梁拓

2、寬拼接方式原則上采用上部構造連接，下部構造不連接，對于T梁橋的拓寬，將不可避免遇到以下兩個主要問題。1）從設計方案上，希望新舊預應力混凝土T梁之間形成結構強連接。但是，由于新舊橋梁的基礎存在沉降差，進而造成新舊預應力混凝土T梁拼接部位橫向受力較大，即拼接部位局部混凝土會產生拉應力，當沉降差值較大時，會使拼接局部混凝土表面開裂，因此須通過結構分析確定容許沉降差值，使得即保證新舊預應力混凝土拼接結構強連接，但又不出現(xiàn)使混凝土開裂的容許沉降差值。2）新舊預應力混凝土T梁之間設置橫隔板的問題。從已有裝配式預應力混凝土T梁橋的設計研究，一般認為橫隔板的設置有利于橋梁上部結構的整體工作，也在某種程度上改善

3、了橋面板受力。但是在橋梁拓寬拼接工程中，由于舊橋的邊T梁外側沒有橫隔板，要設置橫隔板必須采取在舊邊T梁上鉆孔植筋，設置鋼筋骨架再澆注混凝土。由于現(xiàn)場施工條件，保證新加橫隔板混凝土澆注質量較難，因而對新舊T梁拼接設置橫隔板在結構受力上是否有很大好處存在疑問，需要進行結構受力分析。2拓寬T梁結構分析對于容許沉降差值的問題，采用梁格法計算舊橋不沉降，新橋基礎沉降，在不同的沉降值下，通過拼接部位橋面板的內力，來確定新橋基礎的允許沉降值。對于拼接部位新、舊T梁之間是否設置橫隔板的問題，采用空間有限元軟件建立模型，分別建立設置橫隔板與不設置橫隔板的模型。通過模型的計算，比較兩種情況在新橋基礎沉降和汽車荷載

4、共同作用下拼接部位橋面板的內力和應力，來確定是否設置橫隔板。本論文以跨徑25m正交T梁橋為例，其他跨徑T梁分析結論相似。拼寬T梁跨中橫截面如下。圖1 跨徑25mT梁新舊梁間橫截面（設置橫隔板）圖2 跨徑25mT梁新舊梁間橫截面（不設橫隔板）3新舊橋基礎沉降容許差值的確定根據(jù)新拓寬橋梁布置，考慮結構恒、活載以及新舊橋沉降差值作用，驗算67號梁支座處和跨中處橋面板的橫向彎矩，并與抗裂彎矩做比較，就可以得到結構可接受沉降差值。分別考慮新橋外邊梁支座沉降5mm和10mm，舊橋不沉降。計算圖式如下。圖3 沉降計算圖式分析計算時采用的荷載內力組合為：恒載活載沉降效應，計算結果見下表。表31 橋面板驗算截面

5、每延米橫向彎矩計算表 單位：KN·m/m跨徑沉降工況支座處跨中處6號梁7號梁6號梁7號梁25m沉降5mm-33.431.5-23.430.8沉降10mm-48.943.2-31.741.9取沿新舊T梁接縫處縱向每延米的抗裂彎矩進行計算。截面尺寸及配筋如下圖。圖4 尺寸及配筋圖（尺寸單位以厘米計）由鋼筋混凝土的抗裂彎矩，所以，帶入數(shù)據(jù)求得由于板厚與梁肋高度比t/h=0.112<1/4（即主梁的抗扭剛度較大），跨中彎矩的修正系數(shù)為0.5，支座處為0.7。所以沉降5mm時，M修正max33.4x0.7=23.4<24.9 KN·m，沉降10mm時，M修正max48.9

6、x0.7=34.2>24.9 KN·m，因此對于T梁的拓寬部分，為使拼接部位橋面板不開裂，要控制新橋基礎的沉降在5mm以內。4新舊橋T梁間設置橫隔板問題研究空間模型采用殼單元建模，在一條支座中心線上（橫橋向）的所有結點約束其沿橋梁縱向和撓度方向線位移自由度，再在1號梁結點上約束該結點沿橋梁橫向位移自由度；在另外一條支座中心線上的所有結點約束撓度方向自由度，并在1號梁結點上約束該結點沿橋梁橫向位移自由度。汽車考慮沖擊系數(shù)按空間影響面加載（沿縱向以影響線算出最不利載位，橫向按橫向影響線加載，橫向分布系數(shù)按剛接梁法計算橫向影響線）。對于計算結果規(guī)定：正應力與剪應力均以與坐標系方向為正

7、（對于正應力以拉為正、壓為負），這里關注的為舊橋邊T梁翼緣的根部1號截面和新、舊梁拼接部位縫處的2、3號截面處的應力結果。具體位置見下圖。以下所有結果均取殼單元頂面、底面處的結果。通過計算發(fā)現(xiàn)，加橫隔板相對于不加橫隔板，接縫處剪應力有較大幅度下降，但兩種情況下剪應力的值都很小，剪應力均能滿足抗剪要求，因此下文主要針對正應力進行比較。圖5 接縫圖4.1新舊梁間不設置橫隔板計算結果4.1.1 50cm接縫處自重影響由于接縫處是新、舊橋造完后施工的，所以只在接縫處混凝土橋面板重力作用下產生荷載效應。通過計算發(fā)現(xiàn)在后澆混凝土帶作用下，2號點跨中頂、底的應力值都在0.2MPa左右，相對與汽車活載效應較小

8、，占汽車荷載的1/10不到，故省去不計。4.1.2 基礎不均勻沉降影響考慮支座沉降5mm，舊橋不沉降。計算新舊橋拼接部位13號截面的頂?shù)酌鏅M向正應力，計算結果見表41。表41 沉降影響下接縫處橫向正應力控制截面橫向正應力（MPa）頂面底面1號截面2號截面3號截面1號截面2號截面3號截面1/4跨0.9031.0170.692-0.086-0.026-0.0271/2跨1.1341.2540.984-0.069-0.031-0.0313/4跨0.5160.8670.5870.036-0.017-0.026從上表可以看出，由于新橋沉降，在新舊橋拼接處頂面產生拉應力，底面產生壓應力。4.1.3 汽車荷

9、載影響為了防止集中力作用下局部應力過大，將集中力作用點的荷載平均加到附近25個結點上，對汽車活載考慮沖擊系數(shù)和橫向折減系數(shù)的影響。1） 新舊橋接縫處受力最不利計算結果表42 活載影響下接縫處橫向正應力控制截面橫向正應力（MPa）頂面底面1號截面2號截面3號截面1號截面2號截面3號截面1/4跨0.723-0.9860.099-0.8350.790-0.2741/2跨-0.659-2.903-0.2302.5944.1201.3113/4跨-0.415-0.550-0.2730.5840.7440.418從上表可以看出將車道荷載直接作用在接縫處時，2號截面跨中底面產生的拉應力達到4.12 MPa，

10、該應力值較大。2） 7號梁受力最不利計算結果通過7號梁的橫向分布影響線，最不利車道數(shù)為4，據(jù)此橫向布載后結果如下：表43 7號梁最不利布載接縫處橫向正應力控制截面橫向正應力（MPa）頂面底面1號截面2號截面3號截面1號截面2號截面3號截面1/4跨0.504-0.6850.074-0.5800.546-0.1941/2跨-0.459-2.011-0.1651.7912.8490.8913/4跨-0.288-0.378-0.1900.4060.5130.290通過以上兩表結果可以看出汽車活載作用在接縫處的加載方案結構受力更不利。實際計算時取跨中截面的內力與抗裂彎矩進行比較。由跨中2號截面頂、底面應

11、力反算出每延米彎矩公式：，計算結果見下表。其中：為跨中頂面的應力，為跨中底面的應力，為梁高。和均為汽車效應和沉降效應產生的組合值。表44 接縫處2號截面單寬橫向彎矩與抗裂彎矩比較工況抗裂彎矩（每延米KN·m）荷載效應（每延米KN·m）是否滿足要求輪載作用接縫處24.920.82是7號梁受力最不利24.916.79是因此在以上兩工況下拼接部位橋面板均不會開裂。4.2新舊梁間設置橫隔板與不設橫隔板計算結果比較設置橫隔板分析方法與上述相似，根據(jù)設置橫隔板結果數(shù)據(jù)分析，加設橫隔板后的應力減小幅度以輪載作用在接縫處最為典型，取車道荷載作用在接縫處產生的效應和沉降效應組合值進行比較分析

12、，見下表，其中正應力由拉應力轉變?yōu)閴簯Σ蛔霰容^，用“”表示。表45 頂面橫向正應力比較表（沉降效應與汽車效應之和）控制截面不加橫隔板加橫隔板1號截面應力變化2號截面應力變化3號截面應力變化1號截面（MPa）2號截面（MPa）3號截面（MPa）1號截面（MPa）2號截面（MPa）3號截面（MPa）1/4跨1.6260.0310.7911.613-0.430.783-1%-1%1/2跨0.475-1.6490.7540.842-0.1730.51177%-90%-32%3/4跨0.1010.3170.3140.3120.2330.351209%-26%12%注：13號截面應力變化均為：（加橫隔板

13、值不加橫隔板值）/不加橫隔板值表46 底面橫向正應力比較表（沉降效應與汽車效應之和）控制截面不加橫隔板加橫隔板1號截面應力變化2號截面應力變化3號截面應力變化1號截面（MPa）2號截面（MPa）3號截面（MPa）1號截面（MPa）2號截面（MPa）3號截面（MPa）1/4跨-0.9210.764-0.301-1.1710.581-0.41127%-24%37%1/2跨2.5254.089>ftk(2.65)1.28-0.2310.2930.165-91%-93%-87%3/4跨0.620.7270.392-0.0110.3540.187-98%-51%-52%注：13號截面應力變化均為：

14、（加橫隔板值不加橫隔板值）/不加橫隔板值表47 跨中接縫處單寬橫向彎矩比較表不加橫隔板加橫隔板1號截面彎矩變化2號截面彎矩變化3號截面彎矩變化1號截面（KN·m）2號截面（KN·m）3號截面（KN·m）1號截面（KN·m）2號截面（KN·m）3號截面（KN·m）16.9420.825.744.981.312.84-71%-94%-51%注：13號截面彎矩變化均為：（加橫隔板值不加橫隔板值）/不加橫隔板值由表45、46可以看出未加橫隔板時，接縫處出現(xiàn)混凝土拉應力超過抗拉強度的現(xiàn)象，加設后，接縫處關鍵點處的應力均在混凝土抗拉、壓強度范圍內。由表47可以看出加設橫隔板后13號截面單寬彎矩的下降幅度均在50以上，由此可以看出在加設橫隔板后，明顯改善了橋梁的橫向受力。5結論對于高速公路不同結構類型的預應力混凝土T梁橋的