摘要：研究結果表明：新、舊橋橫向拼接后，在汽車活載作用下舊橋的懸臂板受力、主橋跨中截面和懸臂端部等撓度變形有明顯改善作用。橫向拼接采用鉸接方案時應力狀態優于剛接方案，撓度變形則無明顯差異，原則上可優先考慮鉸接方案。拼接后翼緣板厚沒有必要增大。本文研究成果可對橋梁拓寬工程提供一定的參考。
關鍵詞：箱梁;拓寬;應力;撓度;接縫
1.緒論
高速公路拓寬工程目前在國內開始興起。對于高速公路全線擴建的橋梁拓寬，為了保證設計的質量和提高工作效率，必須在高速公路擴建的技術標準和總體方案基礎上，對橋梁拓寬的結構型式和構造進行研究，既要考慮拓寬結構使用性能還要考慮施工可行性。本文結合某高速公路擴建的技術要求，參照國內外工程的建設經驗[1]-[5]，對預應力混凝土箱梁梁橋拓寬后的力學特性進行了相關研究。
2.空間有限元分析
主橋為三跨變截面連續預應力鋼筋混凝土箱梁。橋跨為38.5m+65m+38.5m，大橋全長142m。原橋寬為12.5m。加寬為半幅對稱加寬，加寬后大橋寬20.5m。新舊橋的模型見圖1。x方向為橫向，y方向為豎向，z方向為縱向。
按汽車-超20級加載，對于新、舊橋，橫向布置4列車。根據《規范》橫向布置4列車隊時，荷載應乘以折減系數0.67。荷載布置形式為將車隊的重車布置在中跨的跨中截面，其余車輛按《規范》布置。將荷載直接施加橋面板上，將產生過高的局部應力，因此，將荷載按輪載作用面積均布施加在橋面上。根據規范規定按45°擴散后輪載作用面積為0.8m×0.4m。
荷載工況布置為：
工況1-舊橋橫向4列車隊布置在舊橋距緣石50cm處;
工況2-新舊橋接縫鉸接橫向4列車隊布置在舊橋距緣石50cm處;
工況3-新舊橋接縫剛接橫向4列車隊布置在舊橋距緣石50cm處;
工況4-新舊橋接縫鉸接橫向4列車隊對稱布置在新舊橋接縫處;
工況5-新舊橋接縫剛接橫向4列車隊對稱布置在新舊橋接縫處。
3.拓寬后原橋內力比較
拓寬后，原橋、拓寬后新橋的橫向正應力、豎向剪應力及接縫處的豎向撓度見表1、表2、表3。表1、表2中的應力值為圖3中各點位的應力值。圖3中3點位于舊橋懸臂板根部上緣;2點位于舊橋懸臂板根部下緣。
沿橋的縱向取各跨跨中截面、l/2截面各點的應力值。
表1 新、舊橋接縫處橫向正應力計算結果
|
工況 |
計算點位 |
橫向正應力σx（Mpa） |
|
左邊跨 |
中跨 |
右邊跨 |
|
支座 |
L/2 |
支座 |
支座 |
L/2 |
支座 |
支座 |
L/2 |
支座 |
|
工況1 |
1 |
0.0085 |
-0.004 |
0.35 |
0.35 |
0.76 |
0.29 |
0.29 |
0.52 |
-0.0046 |
|
2 |
-0.16 |
0.22 |
0.12 |
0.12 |
-0.55 |
0.099 |
0.099 |
-0.51 |
-0.097 |
|
工況2 |
1 |
0.0028 |
-0.095 |
0.25 |
0.25 |
-0.071 |
0.19 |
0.19 |
-0.25 |
0.19 |
|
2 |
-0.2 |
0.13 |
0.076 |
0.076 |
0.25 |
0.16 |
0.16 |
-0.20 |
-0.17 |
|
工況3 |
1 |
0.028 |
-0.094 |
0.24 |
0.24 |
-0.056 |
-0.13 |
-0.13 |
0.25 |
-0.20 |
|
2 |
-0.20 |
0.13 |
-0.076 |
-0.076 |
0.23 |
0.062 |
0.062 |
-0.21 |
-0.16 |
|
工況4 |
1 |
0.096 |
0.064 |
0.27 |
0.27 |
0.84 |
0.22 |
0.22 |
0.38 |
-0.19 |
|
2 |
0.64 |
-0.077 |
0.084 |
0.084 |
-0.92 |
0.07 |
0.07 |
-0.49 |
0.11 |
|
工況5 |
1 |
0.085 |
0.046 |
0.27 |
0.27 |
0.77 |
0.22 |
0.22 |
0.37 |
0.20 |
|
2 |
0.50 |
-0.06 |
0.082 |
0.082 |
-0.84 |
0.068 |
0.068 |
-0.47 |
0.098 |
表2 新、舊橋接縫處剪應力計算結果
|
工況 |
計算位置 |
豎向剪應力τxy（Mpa） |
|
左邊跨 |
中跨 |
右邊跨 |
|
支座 |
L/2 |
支座 |
支座 |
L/2 |
支座 |
支座 |
L/2 |
支座 |
|
工況1 |
1 |
0.025 |
0.01 |
0.049 |
0.049 |
-0.019 |
0.009 |
0.009 |
-0.039 |
-0.002 |
|
2 |
0.037 |
-0.00016 |
-0.024 |
-0.024 |
0.074 |
-0.015 |
-0.015 |
0.017 |
0.20 |
|
工況2 |
1 |
-0.025 |
-0.0023 |
0.0005 |
0.0005 |
-0.18 |
0.0008 |
0.0008 |
-0.10 |
0.0012 |
|
2 |
-0.033 |
0.00001 |
-0.015 |
-0.015 |
0.10 |
-0.0067 |
-0.0067 |
0.0023 |
0.0036 |
|
工況3 |
1 |
-0.022 |
-0.022 |
0.005 |
0.005 |
-0.17 |
-0.009 |
-0.009 |
-0.1 |
0.015 |
|
2 |
-0.032 |
0.0002 |
-0.015 |
-0.015 |
0.1 |
-0.007 |
-0.007 |
0.024 |
0.038 |
|
工況4 |
1 |
0.099 |
0.028 |
0.0013 |
0.0013 |
0.11 |
0.0054 |
0.0054 |
0.0034 |
-0.014 |
|
2 |
0.12 |
-0.0091 |
-0.021 |
-0.021 |
-0.036 |
-0.012 |
-0.012 |
-0.015 |
0.32 |
|
工況5 |
1 |
0.096 |
0.024 |
0.0011 |
0.0011 |
0.095 |
0.053 |
0.053 |
-0.0011 |
-0.01 |
|
2 |
0.12 |
-0.0093 |
-0.021 |
-0.021 |
-0.036 |
-0.012 |
-0.012 |
-0.016 |
0.31 |
表3 接縫處、跨中最大位移
|
|
跨中最大位移（cm） |
接縫處（懸臂端部）最大豎向位移（cm） |
|
原橋 |
工況1 |
1.262 |
1.308 |
|
拓寬后原橋 |
工況2 |
0.971 |
0.678 |
|
工況3 |
0.97 |
0.691 |
|
工況4 |
0.748 |
0.984 |
|
工況5 |
0.753 |
0.931 |
從表1、表2中可以看出，各點的橫向正應力值較小。最大拉應力值1.36Mpa，位于接縫處6點中跨跨中截面，由工況5作用的荷載產生。各點的豎向剪應力值也較小。最大剪應力為工況4作用荷載下產生值為0.32Mpa，位于原橋懸臂板根部2點右邊跨支座處。
根據橋規，汽車荷載作用下跨中最大豎向撓度規定的限值為l/600，本橋為10.83 cm。懸臂體系的端點撓度規定的限制為l/300，本橋為1cm。表3中的跨中豎向撓度值、接縫處撓度值均滿足規范要求。同時，橫向拼接改善了原有舊橋的受力變形，效果顯著。
從計算結果可知，接縫處采用剛接方案時，在中跨跨中截面新、舊橋接縫處橫向正應力
明顯大于鉸接方案。同時接縫處(即懸臂端部)最大豎向位移在兩種方案下無明顯差異。由此看來，翼板拼接時剛度不宜過大，連接剛度減小反而有利于改善受力狀況。
4.新舊橋接縫處板厚對接縫處應力的影響
分析了新舊橋接縫處板厚分別為17.6cm、21.2cm、24.8cm三種情況。這三種情況分別對應將舊橋箱梁懸臂板鑿除50cm、100cm、150cm。圖中給出的應力值是5點的應力值。
5.結論
通過以上計算，可初步得出以下結論：1、新、舊橋橫向拼接后，在汽車活載作用下舊橋的懸臂板受力、主橋跨中截面和懸臂端部等撓度變形有明顯改善作用。2、橫向拼接采用鉸接方案時應力狀態優于剛接方案，撓度變形則無明顯差異，原則上可優先考慮鉸接方案。3、拼接后翼緣板厚沒有必要增大。
參考文獻：
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[2] 魯昌河.廣佛高速公路新舊橋梁結構連接試驗段設計.廣東公路交通，2003年第4期，p24-27
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[4] 張世平，廖朝華.橋涵構造物擴建的勘察方法與拼接設計思路. 高速公路擴建工程技術研究會論文集，P258-265
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