基于不同规范的悬臂施工连续梁桥设计分析

杨志军，刘育新，徐 岳

0 引言

《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62—2004)、《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2004)(以下统称为“新规范”)正式颁布实施已有7 a时间，然而我国很多在役桥梁都是按照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTJ 023—85)、《公路桥涵设计通用规范》(JTJ 021—89)(以下统称为“旧规范”)设计而成的。当采用旧规范设计的桥梁出现问题时，往往需要按照新规范进行重新计算，以确定安全状态及相应的处理措施。为了总结新、旧规范设计条件与结果的区别，本论文用悬臂浇筑的三跨预应力连续梁桥为示例，采用两种规范分别进行设计计算，主要涉及在两种规范下的汽车荷载及冲击系数、材料强度取值、作用效用组合方式、抗裂验算、挠度计算等方面，主要目的在于正确应用新规范与旧规范，并总结在设计条件、设计结果等方面的差异，为新桥设计与旧桥加固改造提供借鉴。

1 基本资料

1.1 桥型布置及孔径划分

该实例是某立交桥主线桥的一联。为减小建筑高度，适当增大跨径并提高行车舒适性，采用预应力混凝土连续梁桥，跨径布置为30 m+45 m+30 m。为了与主线桥其他各联配合，实际桥长为104.96 m，另外的4 cm为预留伸缩缝，桥梁结构计算图示如图1所示。

图1 桥梁计算图式(单位:cm)

1.2 截面形式及截面尺寸拟定

本实例桥梁采用变高度单箱双室截面形式，箱梁根部高取为2.4 cm，高跨比H1/L=1/18.75;跨中最小梁高H2取为1.2 m，H1/H2=2。

每幅桥面全宽为16 m，顶板翼缘外悬2.5 m，则箱梁底板宽度为11 m。考虑布置预应力钢束、普通钢筋及承受轮载的需要，箱梁顶板厚度一般为20～25 cm左右，本设计取为22 cm。根据设计经验资料，设置防撞护栏时，箱梁顶板翼缘端部厚度一般为15～20 cm左右，本设计取20 cm，翼缘根部厚度为30 cm。腹板与顶、底板相接处均做成 10 cm×10 cm承托，以利脱模并减弱转角处的应力集中。主梁横截面构造如图2所示。

2 有限元建模及分析

2.1 结构离散及建模

根据对悬臂施工桥梁的建模原则，对桥梁结构进行离散化，为便于模拟施工过程，本示例每一个施工节段自然划分为一个单元。另外，在永久支座、临时支座和一些构造变化位置相应增设节点。这样全桥从左至右顺序共划分为50个单元，51个节点。 单元划分情况如图3所示。

图2 主梁横断面构造(单位:cm)

图3 主梁单元划分示意(单位:m)

2.2 计算参数确定

预应力混凝土连续梁桥主要由混凝土、普通钢筋和预应力钢筋组成，新、旧规范中三种材料型号和强度方面有所区别。本例按照旧规范主梁采用40号混凝土，轴心抗压强度设计值为23.0 MPa，对应于新规范中C50的混凝土轴心抗压强度设计值为22.4 MPa，故按新规范设计时，采用 C50混凝土。预应力钢筋采用公称直径为15.2 mm、截面面积为140 mm2的高强度、低松弛钢绞线，标准强度均为1 570 MPa。用R235钢筋和HRB235钢筋分别对应规范中Ⅰ级热轧圆钢筋和Ⅱ级热轧螺纹钢筋。

计算汽车荷载时，本设计桥面宽度16 m，单向车道桥梁设计道数为4。由文献［1］中表 4.3.1－4知4车道横向折减系数为0.67，而按文献［2］选取时四行车队布载，汽车荷载可折减30%，但折减后不得小于用两行车队布载的计算结果。

新、旧规范计算参数见表1。

表1 新旧规范计算参数

3 计算结果对比分析

采用新旧规范分别进行设计计算时，主要涉及到在汽车荷载及冲击系数、材料强度取值、作用效用组合方式、抗裂验算、挠度计算等方面的不同，本论文主要在以下方面进行对比分析。

3.1 汽车荷载效应对比

新规范将汽车荷载作用分为公路—Ⅰ级和公路—Ⅱ级，结构整体计算采用车道荷载模式，局部分析计算采用车辆荷载模式，替代了旧规范的汽车－超20级和汽车－20级。同时将以跨径为主要影响因素的计算方法修订为以结构基频为主要因素来计算汽车冲击系数。，对汽车冲击系数，旧规范近似地认定冲击力与计算跨径成反比，计算简便但不能反映其本质，更重要的是系数偏小。新规范采用与桥梁结构基频相关的冲击系数，综合反映了结构的尺寸、类型、建筑材料等动力特性。

通过有限元建模计算分析得知:采用旧规范计算时中支座截面位置产生的最小负弯矩为－12 465.0 kN·m，最大正弯矩为 2 549.7 kN·m;采用新规范计算时支座截面位置产生的最小负弯矩为 －13 784.7 kN·m，最大正弯矩为 2 374.4 kN·m。可知，按新规范计算汽车荷载效应的支点负弯矩比按旧规范计算值大10.6%，而跨中正弯矩值比按旧规范计算值大8.6%，可见根据新规范计算的汽车荷载内力要明显大于根据旧规范计算的结果。

3.2 温度作用效应对比

预应力混凝土连续梁桥由于日照引起桥面与其他部位的温度差而产生内力。计算温度次内力时，旧规范中假定梯度温度采用线性变化，具体为箱梁顶、底板相差5℃。而在新规范中，本实例采用正梯度温度:T1=14℃，T2=5.5℃，T3=0℃，反梯度温度:T1=－7℃，T2=－2.75℃，T3=0℃。由两种规范计算下的结果可知，新规范正温度梯度产生的次内力最大弯矩值为5 313.2 kN·m，旧规范的温度次内力最大弯矩值为3 224.5 kN·m，可见，新规范正温度梯度产生的次内力要明显大于旧规范的温度次内力;另外按新规范计算有负温差次内力，而按旧规范计算则没有。

3.3 作用效应组合对比

新规范和旧规范在作用组合方式发生较大改变，旧规范承载能力极限状态及正常使用极限状态一般采用Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ三种组合;而新规范承载能力极限状态设计采用基本组合，正常使用极限状态设计分作用短期效应和长期效应分别组合。在此仅给出在配筋后的两种规范计算下的承载能力极限状态作用效应内力组合的变化情况，弯矩对比结果见表2。

新规范计算下支座处的最大负弯矩为65 451.7kN·m，跨中截面处的最大正弯矩为47 485.9 kN·m;采用旧规范计算时，支座处的最大负弯矩61 752.5 kN·m，跨中截面处的最大正弯矩40 804.4 kN·m。对比可知基于不同规范作用效应结果差异较大，新规范作用效应组合内力值总体大于旧规范作用效应组合内力值。

表2 承载能力极限状态内力组合对比

3.4 计算与验算结果

旧规范规定对预应力混凝土构件应进行承载能力极限状态验算和正常使用极限状态验算。其中承载能力极限状态验算包括正截面强度验算、斜截面抗剪强度验算和斜截面抗弯强度验算;正常使用极限状态验算包括使用阶段混凝土主应力、钢束应力、混凝土法向应力、变形验算以及及施工阶段混凝土法向应力验算。

新规范规定预应力混凝土连续梁桥的验算包括:持久状况承载能力极限状态验算、持久状况正常使用极限状态验算及持久状况和短暂状况构件的应力验算等。其中承载能力极限状态验算包括正截面抗弯承载能力验算、斜截面抗剪承载能力验算和斜截面抗弯承载能力验算;正常使用极限状态验算包括抗裂验算和挠度验算;持久状况和短暂状况构件的应力验算包括持久状况预应力混凝土构件应力验算和短暂状况构件的应力验算。限于篇幅要求，本论文在此仅给出短暂状况混凝土法向压应力计算及验算的对比情况，其它的计算与验算对比结果不再给出。

对于短暂状况混凝土法向压应力限值，85规范规定40号混凝土施工阶段正截面混凝土法向压应力限值为16.8 MPa，法向拉应力按预拉区配置非预应力筋时其限值为规范规定短期状况正截面混凝土法向压应力限值为短期状况正截面混凝土法向拉应力按预应力区配有有配筋率不小于0.2%的纵向钢筋时其限制为短暂状况混凝土法向应力对比结果见表3。

表3 短暂状况法向压应力计算结果对比

由表3可知，根据04规范计算的短暂状况混凝土法向最大应力和最小应力结果与85规范的计算结果略有差别。

4 结语

对于采用悬臂施工的预应力钢筋混凝土连续梁桥，在特定的实例及设计参数基础上通过有限元程序按新旧规范分别进行计算及分析，以下几点可供借鉴:

1)新、旧规范在计算参数有所区别，主要在汽车荷载、温度梯度和作用效应组合方式有较大调整。新规范的汽车荷载效应比旧规范大10%左右;新规范正温度梯度产生的次内力要明显大于旧规范的温度次内力，可见温度梯度选取的正确与否是关系到结构安全的关键因素，尤其对于大跨径连续梁影响更大，不应忽视;按新规范计算的控制截面作用效应组合结果大于旧规范。

2)新规范对全预应力混凝土构件需进行短期效应组合下的主应力验算;旧规范直接对使用阶段混凝土法向应力和主拉应力验算。本例按新规范计算时中跨L/4截面斜截面抗裂仍未通过验算，这是由于旧规范规定的全预应力混凝土构件现场浇筑的混凝土截面主拉应力限值比新规范高，说明新规范对于抗裂性的要求比旧规范要严格。

3)短暂状况下按不同规范计算的混凝土截面法向应力略有差异，主要由于收缩及徐变作用次内力和预应力损失差异引起。

4)需要注意的是，以上旧规范和新规范之间的对比结果，仅是针对本章示例桥梁在悬臂施工方法下的对比分析，对比的结果并不适合于所有桥型，不具有普遍性，仅供参考。

［1］JTG D60－2004，公路桥涵设计通用规范［S］.

［2］JTJ 021－89，公路桥涵设计通用规范［S］.

［3］徐 岳，王亚君，万振江.预应力混凝土连续梁桥设计［M］.北京:人民交通出版社，2000.

［4］JTG D62－2004，公路钢筋混凝土与预应力混凝土桥涵设计规范［S］.

［5］JTJ 023－85，公路钢筋混凝土与预应力混凝土桥涵设计规范［S］.

［6］范立础.预应力混凝土连续梁桥［M］.北京:人民交通出版社，1988.