［摘要］本文介紹了布跨138＋240＋240＋240＋138＝996m的剛構一連續組合梁橋的結構設計情況,并以之為例探討了該類型橋在結構方案比選、設支座主繳的結構型式、支座力的平衡措施、計算模式以及一些其他方面的問題。
關鍵詞 大跨徑 剛構一連續組合梁 結構設計 探討
一、前言
在大跨徑橋型方案比選中，連續梁橋型仍具有很強的競爭力。連續梁橋型在結構體系上通常可分為連續梁橋、連續剛構橋和剛構一連續組合梁橋。后者是前兩者的結合，通常是在一聯連續梁的中部一孔或數孔采用墩梁固結的剛構，邊部數孔解除墩梁團結代之以設置支座的連續結構。在結構上又可分為在主跨跨中設鉸、其余各跨梁連續和全聯不設鉸的組合梁橋兩種形式，通常稱后者為剛構一連續組合梁。在我國已建成的該橋型的比較典型的例子有東明黃河大僑，跨徑比之更大的該類型橋現已初見嘗試。
二、剛構一連續組合梁橋的結構受力特點及應用
1結構特征及受力特點
在連續梁橋中，將墩身與主梁團結而成為連續剛構橋。由于墩身與主梁形成剛架承受上部結構的荷載，一方面主梁受力合理，另一方面墩身在結構上充分發揮了潛能，因此該橋型在我國得到迅速的應用和發展[2]。具有一個主孔的單孔跨徑已達 270m，具有多個主孔的單孔跨徑也達250m，最大聯長達1060m。隨著新材料的開發和應用、設計和施工技術的進步，具有一個主孔的單孔跨徑有望突破300m的潛力。而對于多跨一聯的連續剛構是不是也能在聯長上有更大的發展呢？眾所周知，墩身內力與其順橋向抗推剛度和距主梁順橋向水平位移變形零點的距離密切相關。抗推剛度小的薄壁式墩身能有效地降低其內力，但隨著聯長的加大，墩身距主梁順橋向水平位移變形零點的距離亦將加大，在溫度、混凝土收縮徐變等荷載的作用了，墩頂與主梁一道產生很大的順橋向水平和轉角位移，墩身剪力和彎矩將迅速增大，同時產生不可忽視的附加彎矩，致使剛構方案無法成立。在結構上將墩身與主梁的團結約束予以解除而代之以順橋向水平和轉角位移自由的支座，這樣就變成剛構一連續組合梁的結構形式。于是邊主墩墩身強度問題得以解決，且在一定條件下聯長可相對延長。可見，剛構一連續組合梁是連續梁和連續剛構的組合，它兼顧了兩者的優點而揚棄各自的缺點，在結構受力、使用功能和適應環境等方面均具有一定的優越性。
2.在我國的應用情況
東明黃河大橋開創了剛構一連續組合梁橋在我國應用的先例。
由于放松了多跨連續剛構橋對邊主墩高度的要求，因此剛構一連續組合梁橋適用于不同的地形、地質條件、通航要求等。下面將介紹的武漢軍山長江公路大橋初步設計剛構一連續組合梁橋方案就是一個典型的設計實例。目前國內在建的典型的大跨徑剛構一連續組合梁有杭州饒城公路東段錢江六橋，其技術設計階段主橋為 127＋ 3 X 232＋ 127= 950m的五跨預應力混凝土剛構一連續組合梁體系，中、邊主墩均為雙壁墩，中主墩墩身與主梁固接，邊主墩墩身與主梁分離，分別設置4個65000kN的支應與主梁連接，懸臂施工中墩梁通過預應力粗鋼筋臨時固接。受地形影響解除邊主墩墩身與主梁固結的剛構一連續組合梁橋還有黑河大橋，該橋布跨為 6016 ＋6×100＋ 60＝ 720m，墩身為單箱墩，最外邊墩設支座。
剛構一連續組合梁橋還適合于某些特殊布跨情形。如廈門海滄大橋西航道橋，布跨為70＋ 140十70十 42＋ 42（m），其中兩孔 42m跨錨碇，避免了設兩孔連續或簡支梁，并減少了伸縮縫。像這樣將邊墩設支座的小邊跨與連續剛構主體相連而成為非典型的剛構一連續組合梁橋的橋還有很多。
三、設計實例
武漢軍山長江公路大橋初步設計作了斜拉橋和連續剛構兩個方案同等深度的經濟技術比較。其中連續剛構方案最初的跨徑布置為 138 ＋ 24O＋ 240＋ 240 ＋ 138（m)，三個主跨的四個主墩均為雙薄壁墩，墩身與主梁固結。設計中發現兩個邊主墩由于高度較矮，受力很不合理，因此，將其與主梁的固結約束予以解除，橋型變為剛構一連續組合梁的結構形式（后出于總體布跨考慮，將跨徑布置調整為 138＋ 240＋ 240＋ 240＋ 138＋ 56（m））。現以布跨 138＋240 ＋ 240＋ 240＋ 138（m)的大跨徑剛構一連續組合梁橋的設計為例對其結構設計加以介紹和探討。其結構設計簡介如下：
1.結構體系
橋梁分左右兩幅，采用138＋240＋240＋240 ＋ 138（m）五跨一聯三向預應力混凝土剛構一續梁組合梁橋型方案，雙壁墩結構，中主墩墩身與主梁固結，邊主墩及邊墩墩頂設支座。邊主跨比 L邊： L主＝0.575：1，縱坡 3％，縱曲線要素為 T＝5l0m， R= 17000m，E=7.65m。橫坡2％，由箱梁頂板坡度形成。橋面鋪裝為6cm鋼纖維混凝土墊平層加6cm瀝青混凝土。橋型布置見圖1。
2.下部構造
主墩墩身為普通鋼筋混凝土結構，采用50號混凝土，雙壁墩結構。P2，P5號墩為邊主墩，墩高28m，左右幅每片墩墩頂各設兩個噸位為60000kN的球形鋼支座，墩身為矩形實心斷面，斷面尺寸320cmX800cm，順橋向外緣距12m；P3，P4號為中主墩，墩高 39.9m，墩身與主梁固結，墩身為矩形實心斷面，斷面尺寸280cmX750cm。，順橋向外緣距12m。承臺采用30號混凝土，均為整體式，厚5m。P2～P5兩號墩樁基礎采用 25號水下混凝土，均為 18根直徑 2．5m的鉆孔樁，樁長分別為 55m，35m，40m，37.5m，均按支承樁設計。下部構造平面布置如圖2.P3,P4及P5號墩基礎擬采用雙壁鋼圍堰方案施工，P2號墩擬采用鋼管樁平臺加鋼套箱方案施工。為有效抵抗偶發的巨大船撞荷載，各主墩均設計為整體式基礎和承臺。防撞構造立足于墩身自身防撞，因此墩身按實心斷面設計。
3上部構造
主梁為分離式單箱單室直腹板箱梁，采用50號混凝土。根部梁高h根=13.2m，h根：L主=1：18.18；跨中梁高h中=4.0m，h中： L主=l：60；箱梁底線變化曲線y＝4.0+（9.2/114）×X。箱梁擬采用對稱懸臂現澆施工工藝，施工梁段長度分為3m，4m，5m三種類型，0號塊現澆段17m，合龍段3m。1/2標準跨的分塊布置為：（l/2） x 17m＋ 10 x 3m＋ 10 x 4m＋ 8 x 5m＋（1/2） x 3.0m＝ 120m。最大懸臂施工長112．5m，共28對施工塊件，塊件重量在140.8～234.5t之間。箱梁頂寬16.45m，底寬7.5m，翼緣板懸臂長4.475m（含承托），外側厚15cm，根部厚50cm。0號塊頂板厚45cm，其他位置頂板厚 28cm。 0號塊腹板厚 100cm。向跨中分 70cm，60cm，40cm三個梯段變化。根部底板厚130cm。；跨中底板厚28cm，中間按y＝0.28＋（1.02／114）×x變化。箱梁僅在墩項及梁端設橫隔板，墩頂橫隔板位置及厚度與每片墩身相對應。為增強箱梁整體性，還在墩頂設置了箱外橫隔板。箱梁橫斷面見圖3.
箱梁縱向預應力體系采用 15－ 22，控制張拉力4296.6kN，橫向預應力體系采用15－4，控制張拉力 781.2KN。縱、橫向預應力均采用 φ15.24mm預應力超強、低松弛鋼絞線，極限抗拉強度為1860MPa，計算彈性模量E=1.95x10'MPa。豎向預應力體系采用φ32mm軸軋螺紋粗鋼筋，控制張拉力 542.8kN.箱梁典型斷面縱向預應力鋼束布置見圖4.
4.結構分析
（1）計算模式
順橋向總體結構靜力分析采用平面桿系綜合程序進行。接施工階段將結構分為328個單元325個節點，共63個施工階段。由于地質條件相對較好，因此未按等剛度原理將樁基礎進行模擬，即不計樁基礎的影響，近似按承臺底固結考慮。中主墩與主梁固結，邊墩為單向交承，計算中計入了邊主墩，結構離散圖見圖5。
(2)計算荷載
汽車：半幅橋橫向按布置 4個車隊數考慮，橫向折減系數為 0.67，縱向折減系數為0.97，偏載系數 1.15。
掛車：按全橋布置一輛考慮，偏載系數 1.15。
滿布人群:3.5KN/平方米
二部恒載：7t／m。
溫度：結構體系溫差考慮升溫20℃，降溫20℃；梁體溫差考慮了由于太陽輻射和其他影響引起上部結構頂層溫度增加時產生的正溫差及由于再輻射和其他影響，熱量由橋面頂層散失時產生的負溫差，參照BS5400荷載規范取用；箱內外溫差為5℃；橋墩墩體考慮日照不均勻溫度差：升溫時，兩片墩身的一側比另一側和中間高5℃，降溫時，兩片墩身的一側和中間比另一側高5℃。溫度效應考慮兩種組合：體系升溫十正溫差十升溫時墩體溫差，體系降溫十反溫差十降溫時墩體溫差。
靜風荷載：施工風速按30年一遇，成橋風速按100年一遇計。橫橋向風力按規范公式計算。
船撞力：橫橋向18400kN，順橋向9200kN。作用點位置按規范或專題確定。
（3）施工方法及主要工況
擬采用懸臂澆注法施工。為確保施工階段單T的順橋向抗彎及根橋向抗扭穩定性，將P2、P5號墩墩頂與主梁臨時固結，在次邊跨合龍施工完成后予以解除，完成體系轉換。主要工況為；①施工基礎及墩身，懸臂澆筑至最大懸臂狀態，形成單T；②滿堂支架澆筑邊跨現澆段，配重施工；③邊跨合龍，現澆段支架拆除；④次邊跨合龍；⑤中跨合龍，形成結構體系對施加二部恒載；⑦運營。
（4）計算參數及荷載組合
混凝土：徐變特征終級值2.3，彈性繼效系數0.3，徐變速度系數0.021，收縮特征終級值0.00015，收縮增長速度系數 0.021。
預應力：松弛率0.03，管道摩阻系數0.22，管道偏差系數0.001，一端錨具變形及鋼束回縮值 0.006m。
考慮五種組合：①恒十汽；②恒十汽十溫度；③恒十掛;④恒十滿人；⑤恒十汽十溫度+船撞力。
(5)計算結果
主梁成橋狀態及組合①的內力包絡圖見圖6
主梁次邊跨跨中汽車活載撓度為0.111m，中跨跨中為0.096m。
主梁應力：成橋狀態混凝土應力最大約155kg／平方厘米，最小約26kg／平方厘米，組合①混凝土應力最大約 17Ikg／平方厘米，最小約 10kg／平方厘米，組合②混凝土應力最大約 215kg／平方厘米，最小約一6kg／平方厘米。
五、幾個問題的探討
1.結構方案比較
在維持主跨規模不變的前提下，為尋求一個受力合理、結構安全、適用美觀的方案，對結構形式及主墩厚度作了計算比較。比較的方案有 138＋ 3 X 240＋ 138（m）連續剛構方案，墩厚2.5m；138＋3x240＋138（m）連續剛構方案，墩厚2.1m；138＋3x240＋138（m)剛構一連續組合梁方案，固接墩厚 2.5m； 138 ＋ 3 x 240＋ 138（m)剛構一連續組合梁方案，固接墩厚2.lm。經過計算分析得出如下結論：
（1）相同布跨和墩厚的兩種方案，主梁的內力和位移相差較小，中主墩由于高度較大，且距順橋向變形零點較近，內力相差也不大，而邊主墩受力則相差懸殊。在連續剛構方案中，由于高度較矮，且距變形零點很遠，因此，盡管在設計上采取了措施，在恒載、活載及溫降組合工況下，墩身兩端仍產生了很大的彎矩，而且靠外側的墩身軸力難以提高，而在剛構一連續組合梁方案中，墩底彎矩是由支座最大靜摩阻力決定的，因此相對較小，另外墩頂軸力通過配重措施可以得到很好的解決。
(2)墩身厚度的降低，迅速降低了墩身剛度，從而迅速減小了溫度產生的墩身的荷載效應，對邊主墩效果更為明顯。但墩身厚度同時受截面應力狀態和穩定性的限制，存在一個低限。
2邊主墩合理型式的選擇
對于規模較小的橋梁，最不利組合下的墩頂豎向力相對較小，支座數量少且容易布置，而且最大懸臂狀態下的穩定性問題顯得次要的情況，采用單柱式墩是合適的。但對于大跨徑剛構一連續組合梁橋，從以下幾方面的研究可見，采用雙柱式墩是邊主墩的合理型式。
（1）結構受力比較
設單柱式墩的截面尺寸為BX2H，雙柱式墩為BXH，中心距2r，墩高相同，如圖7所示。在其他條件相同的前提下，經計算，邊主墩若采用單位式墩，與采用雙柱式墩相比較：
主梁內力：中跨跨中的M，Q，N略有減小，邊跨跨中和次邊跨跨中的M，Q，N均略有增大；邊主墩頂和中主墩頂的N，Q均略有增大，變化值不大，但M卻增大很多，對邊主墩頂：成橋狀態增大81％，最不利組合增大45％，對中主墩頂：成橋狀態增大 1.3％，最不利組合增大6.l％；
中主墩墩身內力：N，Q略有增大，M成橋狀態增大9％，最不利組合增大8％；
主梁撓度；次邊跨跨中汽車荷載撓度增大36％，中跨跨中汽車荷載增大8％。
可見，邊土墩采用雙柱式可減小上部結構的計算跨徑，降低箱梁截面內力和撓度。
(2)采用雙柱式墩有利于施工階段最大懸臂狀態下的安全性
施工階段，由于墩身與箱梁臨時固結，因此，采用雙柱式墩的順橋向抗彎慣性矩為
而采用單柱式墩的順橋向抗彎慣性矩為
對于本橋，前者為后者的 5.92倍。
（3）能保證橋梁橫向抗風的要求
施工期間，橋梁處于懸臂狀態，其橫向抗風穩定性尤為重要。此時墩頂與主梁固接，對于單柱式墩，當其受到橫橋向扭矩后，柱身產生扭轉角（見圖7），從而產生抵抗扭矩，對于雙柱式墩，橋墩的抗扭能力由兩部分組成：一是兩片柱身扭轉產生的抵抗扭矩，二是由于柱身產生橫橋向水平力Q，從而產生抵抗扭矩，其值為Q與2r的乘積，它是雙柱式墩的主要抵抗扭矩。從數值上看，后者遠大于前者，因此能保證大跨徑橋梁橫向抗風穩定性的要求。
（4）構造和美觀要求
最不利組合下墩頂的豎向力決定了支座的數量，大尺寸的大噸位支座的布置及在施工期間墩身與主梁的臨時固結構造決定了墩身的最小平面尺寸。對本橋而言，若采用單柱式墩，其墩身厚度在6m以上，顯得過于厚重，與輕巧的中主墩不協調，在材料用量上與雙柱式墩相差很少。
3邊主墩支座力的平衡措施
由于邊主墩距橋梁中心線較遠，加上特定的合龍順序和邊中跨比，在不采取措施的前提下，兩片邊主墩墩身的豎向力會相差較大，這樣一會導致支座噸位很大且規格相差懸殊；二來增加基礎的工程量。為解決此問題，在邊跨合龍前在外側懸臂端施加配重能較好的解決。
本橋的設計措施是在邊跨合龍前在外側懸臂端施加 90t的永久配重，其與不配重計算結果比較見表1。
可見，配重對平衡邊墩墩頂軸力的效果是明顯的。
最大懸臂狀態下順橋向施工穩定性取決于該狀態下的最大不平衡荷載，其由箱梁已澆筑梁段的自重偏差、掛籃等機具的安裝偏差、正澆筑梁段的自重偏差、澆筑時的動力系數偏差、兩端掛籃裝拆和移位的不平衡和墩身兩側的風壓不平衡等其中的幾種相組合得出，其值往往達100t以上。因此，配重施工前采取的有效措施并在良好的施工環境下，配重施工時順橋向的施工穩定性是可以得到保證的。
4計算模式的處理
中主墩墩身與主梁固結，兩者相連接的部位可用綜合程序系統的帶剛臂桿件單元來處理，能比較準確而簡單地模擬構件交匯點的剛域效應。對于邊墩，其對結構總體受力影響很小，一般不計入總體結構計算中，而從中分離出來，其對結構的效應用該處的約束（單向支承）來代替。而對于邊主墩，其對結構總體受力影響較大，宜計人總體結構計算模型中。為此，綜合程序增設了兩個特殊桿件元，來解決實際結構中非剛性中間節點的約束模擬問題。
在本橋計算中，將P2，P5號墩與主梁間的支座連接約束用兩端鉸接剛性桿（А→∞，I→0）來處理，使計算圖式歸為全部剛結的形式。
5其他方面
由于主梁受力狀態同連續剛構相差不大，因此三向預應力設計基本相同。但由于施工過程中的配重措施，必然使得在各合龍階段施工時，合龍段兩端的高程會有所差值，這可以通過設置預拱度或采取加卸載措施進行施工撓度控制于以解決。另外，由于0號塊同連續剛構相比，其邊界條件有了變化，應作相應的空間有限元分析。
六、結語
剛構一連續組合梁兼顧了連續梁和連續剛構的優點而揚棄各自的缺點，在結構受力、使用功能和適應環境等方面均具有優越性。在大墩位大位移支座逐步開發和應用、懸臂施工技術已相當成熟的前提下，只要對施工階段進行合理的安排，施工中采取必要的措施，大跨徑剛構一連續組合梁橋不失為受力合理、施工可行、造價經濟的方案。
參考文獻
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