大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁合攏順序?qū)κ┕た刂频挠绊?/h1>
2018-06-11 10:38龐建利彭曉菊
城市道橋與防洪 2018年5期
龐建利，彭曉菊
（1.西北民族大學(xué)，甘肅 蘭州 730124；2.蘭州市永登縣職業(yè)中等專業(yè)學(xué)校，甘肅 蘭州 730300）
0 引言
對(duì)于采用懸臂施工方法進(jìn)行施工的大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁，由于在施工過程中的已成結(jié)構(gòu)（懸臂階段）狀態(tài)是無法事后調(diào)整的或可調(diào)整的余地很小，為保證合攏前懸臂端豎向位移的偏差、主梁軸線的橫向位移不超過容許范圍、保證合攏后的橋面線形良好，必須對(duì)該橋主梁的位移等施工控制參數(shù)做出明確的規(guī)定，并在施工中加以有效的管理和控制，以確保該橋在施工過程中的安全，并保證在成橋后主梁線形符合設(shè)計(jì)要求。
對(duì)于分階段懸臂澆筑施工的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁來說，施工控制就是根據(jù)施工監(jiān)測所得的結(jié)構(gòu)參數(shù)真實(shí)值進(jìn)行施工階段計(jì)算，確定出每個(gè)懸澆階段的立模標(biāo)高，并在施工過程中根據(jù)施工監(jiān)測的成果對(duì)誤差進(jìn)行分析、預(yù)測和對(duì)下一階段立模標(biāo)高進(jìn)行調(diào)整，以此來保證成橋后的橋面線形、保證合龍段懸臂標(biāo)高的相對(duì)偏差不大于規(guī)定值以及結(jié)構(gòu)內(nèi)力狀態(tài)符合設(shè)計(jì)要求。
預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋懸臂施工過程中，合攏方案的確定尤為重要。首先，合攏方案改變了合攏所在跨的靜定性質(zhì)及澆筑梁段的收縮徐變進(jìn)程，隨著超靜定次數(shù)和收縮的變化，橋梁將產(chǎn)生與施工關(guān)聯(lián)較大的次內(nèi)力及內(nèi)力重分布，繼而影響成橋結(jié)構(gòu)的變形和內(nèi)力狀態(tài)；其次，合龍方案的選擇對(duì)合攏過程中結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和監(jiān)控提供的預(yù)拱度都會(huì)產(chǎn)生顯著的影響；最后，合攏方案直接關(guān)系到各墩的施工進(jìn)度安排，對(duì)工期和成本都有影響[1-10]。
1 工程背景
本文以武漢新港江北鐵路某70 m+115 m+70 m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋?yàn)榉治霭咐?。主梁采用預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁結(jié)構(gòu)，計(jì)算跨度為70 m+115 m+70 m，邊支座中心線至梁端0.75 m，一聯(lián)全長256.5 m。中支點(diǎn)截面中心處梁高8.8 m；中跨跨中2 m直線段，邊跨14.25 m直線段，跨中梁高4.8 m。梁體采用單箱單室、變截面直腹板形式箱梁，箱梁頂寬11.3 m，底寬7.0 m。頂板厚度除支點(diǎn)附近處均為50 cm；腹板厚45、70及90 cm，按折線變化；底板厚由跨中的50 cm按二次拋物線變化至根部的125 cm。梁體懸臂段為0#～14#塊，邊跨合龍段15#塊和中跨合龍段15#塊長度各為2 m，兩側(cè)16#塊現(xiàn)澆段長12.25 m。梁體上部結(jié)構(gòu)示意見圖1。
圖1 70 m+115 m+70 m連續(xù)梁橋上部結(jié)構(gòu)示意圖（單位：cm）
2 有限元模型
主梁結(jié)構(gòu)部分計(jì)算參數(shù)如下：
梁體混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C55，自重26.5 kN/m3，主橋二期恒載按曲線無聲屏障171.5 kN/m計(jì)算，梁體縱向及橫向預(yù)應(yīng)力采用高強(qiáng)度低松弛鋼絞線，公稱直徑為15.2 mm，彈性模量為195 GPa，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 860 MPa。錨口及喇叭口損失按錨外控制應(yīng)力的6%計(jì)算，管道摩阻系數(shù)取0.23，管道偏差系數(shù)取0.002 5。施工掛籃、機(jī)具及人群等按1 000 kN計(jì)算。 混凝土收縮、徐變系數(shù)，按照規(guī)范采用，計(jì)算按規(guī)范考慮結(jié)構(gòu)局部溫差效應(yīng)及考慮混凝土實(shí)際加載齡期的收縮、徐變的影響；連續(xù)梁支座采用球型橡膠支座，其中兩個(gè)邊墩（1#墩、4#墩）為滑動(dòng)支座，中墩（2#墩）為固定支座，中墩（3#墩）為滑動(dòng)支座。
根據(jù)施工設(shè)計(jì)圖反映的內(nèi)容，對(duì)全橋總體結(jié)構(gòu)建立能反映施工荷載的有限元模型，對(duì)該橋進(jìn)行正裝分析，得到各階段主梁變形狀態(tài)。計(jì)算模型中根據(jù)懸臂施工梁段的劃分、支點(diǎn)、跨中、截面變化點(diǎn)等控制截面將全橋主梁劃分為87個(gè)結(jié)點(diǎn)和86個(gè)單元。
70 m+115 m+70 m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁總體計(jì)算模型見圖2，圖2中示出了成橋階段的縱向預(yù)應(yīng)力鋼束。
圖2 全橋計(jì)算模型
3 合攏方案
本文針對(duì)70 m+115 m+70 m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁，分析兩種不同合龍順序?qū)ζ涫┕た刂频挠绊憽?/p>
合攏方案1（先邊跨后中跨）：14#塊張拉后→邊跨現(xiàn)澆段施工→在支架上邊跨合龍→張拉邊跨預(yù)應(yīng)力→拆除支架→在吊架上中跨合龍→張拉中跨預(yù)應(yīng)力→拆除吊架→二期恒載上橋，見圖3。
圖3 邊跨合龍后中跨合龍前計(jì)算模型
合攏方案2（先中跨后邊跨）：14#塊張拉后→在吊架上中跨合攏→張拉中跨預(yù)應(yīng)力→拆除吊架→邊跨現(xiàn)澆段施工→在支架上邊跨合攏龍→張拉邊跨及部分中跨預(yù)應(yīng)力→拆除支架→二期恒載上橋，見圖4。
圖4 中跨合龍后邊跨合龍前計(jì)算模型
4 合攏順序?qū)κ┕た刂频挠绊懛治?/h2>
對(duì)于本預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁最大懸臂階段（施工完14#塊），有限元模型計(jì)算得到梁體累計(jì)位移見圖5，其中橫坐標(biāo)為距離1#墩梁端的距離，縱坐標(biāo)為相對(duì)于梁體設(shè)計(jì)標(biāo)高的位移，單位m。由圖5可知，最大懸臂階段的梁體最大位移出現(xiàn)在12#塊端部，為-6.8 mm。
圖5 最大懸臂階段梁體累計(jì)位移圖
圖6中示出了兩種不同合攏順序下二期恒載上橋后的梁體累計(jì)位移對(duì)比圖，其中合攏方案1（先邊跨后中跨）的梁體累計(jì)位移中跨最大位移出現(xiàn)在12#塊端部，為-17.8 mm，邊跨最大位移出現(xiàn)在8#塊端部，為9.1 mm；合攏方案2（先中跨后邊跨）的梁體累計(jì)位移中跨最大位移出現(xiàn)在14#塊端部，為61.6 mm，邊跨最大位移出現(xiàn)在14#塊端部，為-129.9 mm。兩種不同合攏順序下計(jì)算所得梁體累計(jì)位移的走勢(shì)完全不同，不僅出現(xiàn)最大位移的位置不一致，而且位移大小更是相差懸殊。
圖6 二期恒載上橋后梁體累計(jì)位移對(duì)比圖
由圖7可見，合攏方案1張拉中跨預(yù)應(yīng)力使得梁體中跨產(chǎn)生向上的變形，邊跨產(chǎn)生向下的變形，中跨向上的最大變形為48.7 mm，邊跨向下的最大變形13.5 mm。由圖8可見，合龍方案2張拉中跨預(yù)應(yīng)力使得梁體中跨產(chǎn)生向上的變形，邊跨產(chǎn)生向下的變形，中跨向上的最大變形為120.8 mm，邊跨向下的最大變形155.2 mm。由此可以判斷出兩種不同合龍方案下梁體成橋階段的累計(jì)位移差距主要是由于張拉中跨預(yù)應(yīng)力引起的。
4 結(jié)語
針對(duì)武漢新港江北鐵路某70 m+115 m+70 m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁，對(duì)不同合攏方案下梁體的累計(jì)位移進(jìn)行對(duì)比分析，合攏方案2（先中跨后邊跨）梁體的累計(jì)位移較大，尤其在邊跨，再考慮到活載變形和掛籃變形，最大施工預(yù)拱度將超過150 mm，不僅難以保證實(shí)際施工過程和理論計(jì)算的變形一致性，也會(huì)增加施工控制的難度；合龍方案1（先邊跨后中跨）梁體的累計(jì)位移較小，施工預(yù)拱度也會(huì)較小，從而更容易進(jìn)行施工控制。大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋的合攏是施工過程中非常重要的一個(gè)環(huán)節(jié)，不同的合攏方案會(huì)產(chǎn)生不同的豎向位移，而梁體的累計(jì)豎向位移直接影響掛籃懸臂施工階段各個(gè)節(jié)段的立模標(biāo)高，因此有關(guān)單位應(yīng)該準(zhǔn)確確定合攏方案和嚴(yán)格控制合攏程序。
圖7 合攏方案1梁體累計(jì)位移對(duì)比圖
圖8 合攏方案2梁體累計(jì)位移對(duì)比圖
參考文獻(xiàn)：
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對(duì)于分階段懸臂澆筑施工的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁來說，施工控制就是根據(jù)施工監(jiān)測所得的結(jié)構(gòu)參數(shù)真實(shí)值進(jìn)行施工階段計(jì)算，確定出每個(gè)懸澆階段的立模標(biāo)高，并在施工過程中根據(jù)施工監(jiān)測的成果對(duì)誤差進(jìn)行分析、預(yù)測和對(duì)下一階段立模標(biāo)高進(jìn)行調(diào)整，以此來保證成橋后的橋面線形、保證合龍段懸臂標(biāo)高的相對(duì)偏差不大于規(guī)定值以及結(jié)構(gòu)內(nèi)力狀態(tài)符合設(shè)計(jì)要求。
預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋懸臂施工過程中，合攏方案的確定尤為重要。首先，合攏方案改變了合攏所在跨的靜定性質(zhì)及澆筑梁段的收縮徐變進(jìn)程，隨著超靜定次數(shù)和收縮的變化，橋梁將產(chǎn)生與施工關(guān)聯(lián)較大的次內(nèi)力及內(nèi)力重分布，繼而影響成橋結(jié)構(gòu)的變形和內(nèi)力狀態(tài)；其次，合龍方案的選擇對(duì)合攏過程中結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和監(jiān)控提供的預(yù)拱度都會(huì)產(chǎn)生顯著的影響；最后，合攏方案直接關(guān)系到各墩的施工進(jìn)度安排，對(duì)工期和成本都有影響[1-10]。
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圖1 70 m+115 m+70 m連續(xù)梁橋上部結(jié)構(gòu)示意圖（單位：cm）
2 有限元模型
主梁結(jié)構(gòu)部分計(jì)算參數(shù)如下：
梁體混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C55，自重26.5 kN/m3，主橋二期恒載按曲線無聲屏障171.5 kN/m計(jì)算，梁體縱向及橫向預(yù)應(yīng)力采用高強(qiáng)度低松弛鋼絞線，公稱直徑為15.2 mm，彈性模量為195 GPa，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 860 MPa。錨口及喇叭口損失按錨外控制應(yīng)力的6%計(jì)算，管道摩阻系數(shù)取0.23，管道偏差系數(shù)取0.002 5。施工掛籃、機(jī)具及人群等按1 000 kN計(jì)算。 混凝土收縮、徐變系數(shù)，按照規(guī)范采用，計(jì)算按規(guī)范考慮結(jié)構(gòu)局部溫差效應(yīng)及考慮混凝土實(shí)際加載齡期的收縮、徐變的影響；連續(xù)梁支座采用球型橡膠支座，其中兩個(gè)邊墩（1#墩、4#墩）為滑動(dòng)支座，中墩（2#墩）為固定支座，中墩（3#墩）為滑動(dòng)支座。
根據(jù)施工設(shè)計(jì)圖反映的內(nèi)容，對(duì)全橋總體結(jié)構(gòu)建立能反映施工荷載的有限元模型，對(duì)該橋進(jìn)行正裝分析，得到各階段主梁變形狀態(tài)。計(jì)算模型中根據(jù)懸臂施工梁段的劃分、支點(diǎn)、跨中、截面變化點(diǎn)等控制截面將全橋主梁劃分為87個(gè)結(jié)點(diǎn)和86個(gè)單元。
70 m+115 m+70 m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁總體計(jì)算模型見圖2，圖2中示出了成橋階段的縱向預(yù)應(yīng)力鋼束。
圖2 全橋計(jì)算模型
3 合攏方案
本文針對(duì)70 m+115 m+70 m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁，分析兩種不同合龍順序?qū)ζ涫┕た刂频挠绊憽?/p>
合攏方案1（先邊跨后中跨）：14#塊張拉后→邊跨現(xiàn)澆段施工→在支架上邊跨合龍→張拉邊跨預(yù)應(yīng)力→拆除支架→在吊架上中跨合龍→張拉中跨預(yù)應(yīng)力→拆除吊架→二期恒載上橋，見圖3。
圖3 邊跨合龍后中跨合龍前計(jì)算模型
合攏方案2（先中跨后邊跨）：14#塊張拉后→在吊架上中跨合攏→張拉中跨預(yù)應(yīng)力→拆除吊架→邊跨現(xiàn)澆段施工→在支架上邊跨合攏龍→張拉邊跨及部分中跨預(yù)應(yīng)力→拆除支架→二期恒載上橋，見圖4。
圖4 中跨合龍后邊跨合龍前計(jì)算模型
4 合攏順序?qū)κ┕た刂频挠绊懛治?/h2>
對(duì)于本預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁最大懸臂階段（施工完14#塊），有限元模型計(jì)算得到梁體累計(jì)位移見圖5，其中橫坐標(biāo)為距離1#墩梁端的距離，縱坐標(biāo)為相對(duì)于梁體設(shè)計(jì)標(biāo)高的位移，單位m。由圖5可知，最大懸臂階段的梁體最大位移出現(xiàn)在12#塊端部，為-6.8 mm。
圖5 最大懸臂階段梁體累計(jì)位移圖
圖6中示出了兩種不同合攏順序下二期恒載上橋后的梁體累計(jì)位移對(duì)比圖，其中合攏方案1（先邊跨后中跨）的梁體累計(jì)位移中跨最大位移出現(xiàn)在12#塊端部，為-17.8 mm，邊跨最大位移出現(xiàn)在8#塊端部，為9.1 mm；合攏方案2（先中跨后邊跨）的梁體累計(jì)位移中跨最大位移出現(xiàn)在14#塊端部，為61.6 mm，邊跨最大位移出現(xiàn)在14#塊端部，為-129.9 mm。兩種不同合攏順序下計(jì)算所得梁體累計(jì)位移的走勢(shì)完全不同，不僅出現(xiàn)最大位移的位置不一致，而且位移大小更是相差懸殊。
圖6 二期恒載上橋后梁體累計(jì)位移對(duì)比圖
由圖7可見，合攏方案1張拉中跨預(yù)應(yīng)力使得梁體中跨產(chǎn)生向上的變形，邊跨產(chǎn)生向下的變形，中跨向上的最大變形為48.7 mm，邊跨向下的最大變形13.5 mm。由圖8可見，合龍方案2張拉中跨預(yù)應(yīng)力使得梁體中跨產(chǎn)生向上的變形，邊跨產(chǎn)生向下的變形，中跨向上的最大變形為120.8 mm，邊跨向下的最大變形155.2 mm。由此可以判斷出兩種不同合龍方案下梁體成橋階段的累計(jì)位移差距主要是由于張拉中跨預(yù)應(yīng)力引起的。
4 結(jié)語
針對(duì)武漢新港江北鐵路某70 m+115 m+70 m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁，對(duì)不同合攏方案下梁體的累計(jì)位移進(jìn)行對(duì)比分析，合攏方案2（先中跨后邊跨）梁體的累計(jì)位移較大，尤其在邊跨，再考慮到活載變形和掛籃變形，最大施工預(yù)拱度將超過150 mm，不僅難以保證實(shí)際施工過程和理論計(jì)算的變形一致性，也會(huì)增加施工控制的難度；合龍方案1（先邊跨后中跨）梁體的累計(jì)位移較小，施工預(yù)拱度也會(huì)較小，從而更容易進(jìn)行施工控制。大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋的合攏是施工過程中非常重要的一個(gè)環(huán)節(jié)，不同的合攏方案會(huì)產(chǎn)生不同的豎向位移，而梁體的累計(jì)豎向位移直接影響掛籃懸臂施工階段各個(gè)節(jié)段的立模標(biāo)高，因此有關(guān)單位應(yīng)該準(zhǔn)確確定合攏方案和嚴(yán)格控制合攏程序。
圖7 合攏方案1梁體累計(jì)位移對(duì)比圖
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