簡支鋼混組合梁新型橋面連續結構的力學性能參數分析

王清泉 曹 沛 鄧青兒

（同濟大學建筑設計研究院（集團）有限公司，上海 200092）

0 引言

簡支梁具有經濟效益好、構造簡單、受力明確、施工速度快等優點，在我國近現代橋梁建設中占有重要席位。但是簡支梁伸縮縫多，降低了橋面的平整性，車輛在伸縮縫處易出現“跳車”現象，嚴重影響行車速度、安全和舒適性。此外，伸縮縫長期承受汽車動載，易損壞，養護困難，需要經常更換。

為了解決上述問題，20 世紀70 年代末，工程師提出了橋面連續的概念，即將相鄰兩跨簡支梁橋面板（全部或部分）或橋面鋪裝連成一體代替伸縮縫構造，這樣一來既能繼續利用簡支梁的優點，又能提高橋面平整性。80 年代日本開始大規模采用橋梁無縫化技術來避免伸縮縫裝置的弊端，其中橋面連續是最經濟可行的方式之一，通過選擇合適的橋面連續材料或設置人工縫來吸收、分散或誘導橋面連續的變形［1］。目前國內大量空心板梁、T 梁及小箱梁等中小跨徑橋梁都采用了橋面連續構造［2-3］。橋面連續構造根據受力方式和施工工藝不同，分為鉸接式、剛接式和拉桿式。大量工程實踐表明，這樣的橋面連續結構由于結構厚度小，整體性差，配筋少，很多情況下無法滿足受力要求，導致連續結構開裂、滲水，耐久性較差，增加了養護成本。

隨著組合梁的發展，橋面連續運用于組合橋梁的工程實例也逐漸增多。簡支組合梁的橋面連續典型結構是以無粘結橋面連續DLS（Debond Link Slab）［4-6］為主，率先在歐美國家興起，主要處理方式是將橋面連續構造作為橋面板的一部分進行設計，但DLS施工時需要澆筑母板，且破壞后容易導致鋼梁上翼緣腐蝕。

1 新型橋面連續結構

1.1 新型橋面連續結構簡介

筆者結合既存橋面連續結構的優缺點，以“構造簡單、受力可靠、經濟可行、耐久性好”為出發點提出了一種新型橋面連續結構，如圖1所示。

圖1 橋面連續構造示意圖Fig.1 Schematic of deck continous structure

在簡支組合梁端部設置橋面連續結構。其無粘結長度為Lc，板厚為hc，在無粘結長度范圍內設置薄層低彈模材料。在橋面連續結構內設置縱向抗裂鋼筋，在橋面連續結構端部設置長度L0的過渡段，過渡段內設置箍筋或加長剪力釘，確保橋面連續結構端部與組合梁橋面板之間可靠連接和剛度勻順過渡。組合梁端部通過下凹鋼主梁來確保組合梁橋面板具有需要的厚度，以提供足夠的端橫梁橫向剛度，并為后澆的橋面連續結構混凝土提供模板，同時保證運營階段橋面連續結構開裂后鋼梁的耐腐蝕性。

1.2 新型橋面連續結構受力分析

以下對本新型橋面連續結構在主要荷載作用下的受力模式進行簡要的分析。

1.2.1 縱向位移作用下橋面連續結構受力分析

橋面連續結構在汽車制動力及整體溫度作用下，組合梁會產生整體縱向變形使得橋面連續結構產生縱向拉伸或者壓縮作用，其中縱向拉伸會導致橋面連續結構混凝土受拉開裂，如圖2所示。

圖2 縱向位移下橋面連續結構變形狀態Fig.2 Deformation state of continuous deck structure under longitudinal displacement

1.2.2 梁端轉動下橋面連續結構受力分析

在恒載、收縮徐變、梯度溫度（混凝土橋面板和鋼主梁因膨脹系數不同導致變形差）、車道荷載及不均勻沉降等作用下，簡支組合梁端部產生轉動使橋面連續結構承受負彎矩而導致上表面開裂。其中，當結構及作用對稱時，組合梁端部轉角一致，則會產生如圖3 所示變形狀態，反之，則會產生如圖4 所示變形情況。此時橋面連續結構主要承受彎矩，上翼緣受拉，下翼緣受壓。

圖3 對稱轉角下的橋面連續結構變形狀態Fig.3 Deformation state of continuous deck structure under symmetric rotation

圖4 非對稱轉角下的橋面連續結構變形狀態Fig.4 Deformation state of continuous deck structure under asymmetric rotation

2.2.3 局部輪載作用下橋面連續結構受力理論分析

當橋面連續結構下方為非剛性支承時（脫空或者彈性支承），車輪荷載作用下橋面連續結構為兩端固結梁的受力模式。當車輪作用在橋面連續結構跨中時，橋面連續結構跨中下表面及端部上表面承受拉應力而開裂，如圖5所示。

圖5 局部輪載下橋面連續結構變形狀態Fig.5 Deformation state of continuous deck structure under local wheel load

綜上可知，在恒載、收縮徐變、車道荷載、梯度降溫、整體升溫、支座沉降等作用下，橋面連續結構會因為軸向變形、梁端轉動而承受軸拉力及負彎矩，導致表面開裂，因此需要進行必要的結構設計來確保其具有足夠的抵抗外力能力，控制裂縫發展。

2 新型橋面連續結構計算模型

2.1 計算條件

現以匹配倒T 蓋梁的4×35 m 簡支鋼混組合槽梁為研究對象，分析該新型橋面連續結構受力性能及主要影響參數。單跨簡支梁梁長35 m，計算跨徑為32.44 m，橋寬取6.45 m，構造及尺寸如圖6所示，支座布置如圖7所示。

圖6 簡支鋼-混組合梁斷面布置圖Fig.6 Cross-section of simply supported steel-concrete composite beam bridge

圖7 支座布置圖及剛度取值Fig.7 Schematic of bearing layout and stiffness value

橋面連續結構分析時考慮的作用如表1所示。

表1 作用取值Table 1 Action Values

進行橋面連續結構設計時主要考慮承載能力極限狀態（基本組合）及正常使用極限狀態（頻域及準永久組合）驗算。各作用組合的作用分項系數取值如表2所示。

新型簡支-橋面連續鋼混組合梁施工過程如下：

（1）架設組合梁。鋼主梁自重及橋面板自重由簡支組合梁體系承擔。

（2）施工欄桿。欄桿重量由簡支組合梁體系承擔。

（3）施工橋面連續結構后施工鋪裝。橋面連續結構濕重及鋪裝由簡支-橋面連續體系承擔。

2.2 計算模型

采用Midas Civil 2020 建立梁單元模型進行分析。組合梁采用雙單元模擬（混凝土橋面板+鋼主梁），單元間距1～1.5 m，不考慮橋面板與鋼主梁之間的滑移效應，二者之間采用剛性彈簧單元連接；橋面連續結構處采用三單元模擬（橋面連續結構+混凝土橋面板+鋼主梁），單元間距0.1～0.15 m，橋面連續結構與組合梁之間采用僅受壓彈簧單元連接，可調節豎向支承剛度，水平向剛度為零，如圖8所示。

圖8 分析模型Fig.8 Schematic of analysis model

3 橋面連續結構受力影響參數分析

通過2.2節的簡要分析可知，不同荷載作用下的新型橋面連續結構受力形態各異。橋面連續結構受力與其約束情況（即主梁對橋面連續結構的支承情況，主要指二者之間無粘結段長度LC范圍內的填充物所能提供給橋面連續結構的豎向支承剛度）、無粘結段長度及橋面板厚度相關?，F逐一對以上影響因素進行分析。

3.1 橋面連續結構與主梁間的豎向支承剛度

以無粘結長度Lc=4 m、板厚hc=280 mm 的橋面連續結構為研究對象，采用僅受壓彈簧單元模擬橋面連續結構與組合梁之間的豎向支承，其豎向剛度在0～107kN/m 之間變化（即脫空到剛性支承變化），得到如圖9 所示的橋面連續結構彎矩及軸力（除特殊說明外，各內力圖均取基本組合包絡最大值，下文同）與豎向支承剛度關系圖。

圖9 不同豎向支承剛度下的橋面連續結構內力圖Fig.9 Stress state of continuous deck structure with different vertical bearing stiffnesses

由圖可知，①隨著橋面連續結構與組合梁之間豎向支承剛度的變化，橋面連續結構的受力模式逐漸發生改變。隨著豎向支承剛度的增加，橋面連續結構端部彎矩逐漸降低，跨中彎矩逐漸增大，變化拐點出現在橋面連續結構約1/4Lc處。②橋面連續結構軸力隨豎向支承剛度增加而增加，但變化不大?？傮w來看，橋面連續結構以承受負彎矩為主，軸向受力較小，因此后續參數分析中僅針對彎矩項進行。

現將以上豎向支承剛度下橋面連續結構承擔的基本組合下最大彎矩值匯總如表3所示。

表3 不同豎向支承剛度下的橋面連續結構最大彎矩表Table3 Maximum moment of continuous deck structure with different vertical bearing stiffnesses

由表3 可知，①當橋面連續結構與組合梁之間脫空時，橋面連續結構端部承擔的最大彎矩為1 122 kN·m；當橋面連接結構剛性支承于組合梁上時，在組合梁端部位置處的橋面連續結構所承擔的彎矩最大，達到1 930 kN·m，較支座脫空時增加了72%，說明橋面連續結構不宜剛性支承于組合梁上。②通過調節橋面連續結構與組合梁之間的豎向支承剛度可以改變橋面連續結構的受力模式。當豎向支承剛度在104kN/m 左右時，橋面連續結構彎矩較脫空狀態可降低約10%。③彈性支承與脫空條件相比對橋面連續結構受力改善幅度有限。進一步分析可知，隨著橋面連續結構無粘結長度的減小，上述改善邊際效應更小。

考慮到彈性支承時需采用邊界非線性方法進行分析，對于工程設計而言過于復雜。此外，尋找合適的彈性支承材料及其施工均有難度，且彈性材料容易老化失效，因此考慮橋面連續結構與主梁之間脫空來進行結構設計更為簡便有效。

3.2 無粘結長度

考慮橋面連續結構豎向脫空，橋面連續結構板厚度取280 mm，研究無粘結長度2～6 m 下橋面連續結構受力情況。以邊跨與次邊跨之間的橋面連續結構為例進行分析。不同荷載作用下橋面連續結構彎矩如圖10所示。

圖10 各項荷載作用下不同無粘結長度的橋面連續結構彎矩圖Fig.10 Moments of continuous deck structure with different unbonded lengths under various loads

由圖10 可知，①在上述各項荷載作用下，橋面連續結構端部受力均大于跨中受力，基本組合作用下橋面連續結構主要承擔負彎矩，結構上表面受拉，下表面受壓。②恒載及車道荷載作用下，橋面連續結構端部彎矩隨著無粘結長度增加先降低后反向增加，拐點出現在無粘結長度為3～4 m時（即為相鄰跨徑之和的5%左右）；跨中彎矩隨無粘結長度增加而降低。當無粘結長度較小時，梁端轉動對橋面連續結構受力影響起主導作用；當無粘結長度增加到一定程度后，由于無粘結段在自身恒載及車輪集中力作用下的效應明顯，導致端部負彎矩增加幅度較大。③收縮徐變、溫度及沉降作用下，橋面連續結構整體彎矩隨著無粘結長度的增加而減小，變化幅度與無粘結長度近似呈線性關系。④不同無粘結長度下的橋面連續結構受力中，恒載、車道及溫度起主導作用，三者占到總體受力的80%～95%，其中，恒載作用占總體受力的10%～25%，隨無粘結長度增加而增大，主要是跨徑增大后其自重作用效應比重加大；車道作用占總體受力的45%～55%；溫度作用占總體受力的15%～20%。

經分析得知：橋面連續結構承載能力不控制設計，以下僅對抗裂計算結果進行分析。橋面連續結構上表面采用束筋?28 mm@150 mm，下表面采用單層配筋?28 mm@150 mm，得到不同板厚的橋面連續結構裂縫寬度，如表 4所示。

由表4 可知，無粘結長度并非越長越好。從受力角度來看，無粘結長度Lc取3～4 m 為宜（即為相鄰跨徑之和的5%左右），此時橋面連續結構端部的彎矩及裂縫寬度相對較小。繼續增加無粘結長度無任何實際意義。但工程設計中，特別是城市高架橋梁建設，考慮到環保、噪音污染等因素，常常不希望混凝土現場澆筑量過多，一般無法做到5%相鄰跨徑之和的無粘結長度，因此也可考慮適當減小無粘結長度，適度增加配筋的方式來設計橋面連續結構。

表4 不同無粘結長度下橋面連續結構的裂縫寬度Table 4 Crack widths of continuous deck structure with different unbonded lengths

3.3 橋面板厚度

考慮橋面連續結構豎向脫空，無粘結長度取3 m 及4 m，分析對比板厚200～320 mm 時橋面連續結構的受力情況。以無粘結長度為4 m 時的邊跨與次邊跨間的橋面連續結構為例，不同荷載作用下橋面連續結構彎矩如圖11所示。

由圖11 可知，不同荷載作用下，橋面連續結構承受的彎矩隨板厚的增加而增加。對不同板厚的橋面連續結構進行抗裂計算，橋面連續結構上表面采用束筋?28 mm@150 mm，下表面采用單層配筋?28 mm@150 mm，得到不同板厚下橋面連續結構裂縫寬度，如表5所示。

表5 不同板厚下橋面連續結構的裂縫寬度Table5 Crack widths of continuous deck structure with different thicknesses

對比表5 中裂縫寬度數據可知，①通過增加橋面連續結構厚度可有效提高橋面連續結構的抗裂性，但橋面連續結構板厚也有合理取值，當超過一定程度后，橋面連續結構受力增加的幅度大于自身抗力反而對其抗裂計算不利；②無粘結長度不同，匹配的合理橋面連續結構板厚不同，因此在工程實際時需要針對不同無粘結長度橋面連續結構進行合理板厚分析，以便得到最優組合。以本算例為例，當橋面連續結構無粘結長度取3 m 時，對應厚度取240 mm為最佳組合；當橋面連續結構無粘結長度取4 m時，對應厚度取280 mm為最佳組合。

4 橋面連續結構對簡支組合梁整體受力的影響分析

以35 m 簡支組合梁及4×35 m 簡支-橋面連續組合梁為例，取橋面連續結構無粘結長度2～6 m、板厚280 mm，分析簡支-橋面連續結構體系的受力與簡支結構體系的受力差距，從而判斷橋面連續結構的設置對簡支組合梁的影響程度。圖12為不同無粘結長度下的簡支組合梁在跨中位置的作用效應圖（其中，無粘結長度為0 表示橋面不連續）。

圖12 不同橋面連續結構對簡支組合梁影響Fig.12 Effects of different continuous deck structures on simply supported composite girders

分析圖12 及表6 可知，無論是從受力角度還是變形角度來看，當無粘結長度小于4 m 時（即為相鄰跨徑之和的5%以下），設置橋面連續結構后對簡支梁的跨中受力起到了卸載作用，提高了結構整體性，使得組合梁橋面板頂應力及鋼主梁底應力降低了2%～5%，活載變形減小了7%～16%。但隨著無粘結長度的增加，橋面連續結構適應變形能力增強，其約束作用降低，對簡支梁受力影響變小。本算例中，當無粘結長度到6 m 時，設置橋面連續結構與否對簡支梁受力已基本無影響。但總體來看，合理無粘結長度范圍內的橋面連續結構對簡支組合梁受力影響均較小，簡支組合梁整體設計時可不考慮橋面連續結構的影響。

表6 不同無粘結長度下的簡支組合梁跨中效應Table 6 Mid-span effect of simply supported composite beams with different unbonded lengths

5 結論

本文提出了一種新型橋面連續結構，旨在克服傳統橋面連續結構的弊病，讓橋面連續結構更簡單、受力更可靠、耐久性更好、經濟性更佳，具有較強的工程推廣應用價值。筆者對該新型橋面連續結構進行了桿系簡化模型計算分析，得到了如下主要結論：

（1）橋面連續結構與主梁之間的豎向支承剛度對其受力模式影響較大。兩者之間剛性接觸時，在組合梁梁端與橋面連續結構接觸位置會產生較大的集中彎矩；通過調節豎向支承剛度可以適當優化橋面連續結構的受力，但從作用組合效應結果來看，效用有限，建議橋面連續結構設計時采用脫空進行。

（2）無粘結長度是影響橋面連續結構受力的重要因素。隨著無粘結長度的增加，橋面連續結構的受力先降低后增加，說明無粘結長度并非越長越好。從受力角度來看，無粘結長度取相鄰跨徑之和的5%左右較為適宜，但綜合考慮工程實際，可適當提高配筋率減小無粘結長度以降低混凝土的現場澆筑量，提高施工綜合效益。

（3）控制其他變量相同，橋面連續結構受力隨著其板厚的增加而增大。結合鋼筋混凝土構件抗裂計算可知，找到橋面板連續結構受力與抗力平衡，是其設計的關鍵所在。以35 m 跨徑典型中小跨徑簡支組合梁為例，當橋面連續結構無粘結長度取3 m 時，對應厚度取240 mm 為最佳組合；當橋面連續結構無粘結長度取4 m 時，對應厚度取280 mm為最佳組合。

（4）橋面連續結構設置與否對簡支梁整體受力影響有限，簡支梁整體設計時可不考慮橋面連續結構的影響。

（5）本文通過參數分析論證了可以通過選擇合理的構造尺寸、加強配筋的方式來設計中小跨徑的橋面連續結構，從而使其裂縫寬度控制在工程允許范圍內。需要注意的是，本文未對橋面連續結構進行實體分析和試驗研究，對其空間受力模式、疲勞性能和具體的設計方法等缺乏數據支撐，這些研究工作將在今后陸續開展。