于利存， 袁朝華， 連萌， 常丁

(1.中交第一公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司， 公路綠色智能養(yǎng)護(hù)技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新平臺， 西安 710075； 2.深圳高速公路集團(tuán)股份有限公司， 深圳 518026)

隨著交通量的不斷增加，公路改擴(kuò)建越來越頻繁，橋梁拼寬工程逐漸成為橋梁工程建設(shè)的主流[1]?，F(xiàn)階段的橋梁拼寬施工工藝，為了保證接縫的施工質(zhì)量，往往采用中斷交通的施工方式[2]。但是中斷交通會造成經(jīng)濟(jì)損失和交通擁堵，并且會造成不良的社會影響[3]。目前對不中斷交通條件下的橋梁拼寬施工的研究是橋梁工程的研究熱點(diǎn)之一。

為了確定不中斷交通的橋梁拼寬施工工藝，學(xué)者們從材料、變形控制措施和施工順序等諸多方面進(jìn)行了研究。在美國密歇根州，采用橋下設(shè)置臨時(shí)支撐的施工工藝進(jìn)行橋梁拼寬[4]，但是橋梁拼寬工程施工完成10年后，臨時(shí)支撐頂部的舊橋出現(xiàn)了較大程度的惡化[5]，所以該施工工藝具有較大的風(fēng)險(xiǎn)。新橋和舊橋可以通過臨時(shí)剪力架，從而減低相對撓度差[6]，但是固定臨時(shí)剪力架時(shí)將造成梁體的損傷。杜進(jìn)生等[7]、惠小榮[8]以T梁橋?yàn)槔芯苛私煌ü芸?、臨時(shí)剪力架、臨時(shí)支撐、分段澆筑等施工工藝。楊忠勝[9]通過對T梁橋拼寬的連接方式的研究，得到了連接方式的受力性能，該連接方式也可以優(yōu)化不中斷交通施工時(shí)接縫的受力性能。陳順欽[10]提出在舊橋上設(shè)置外加阻尼的方法，進(jìn)而減低橋梁的振動特性。除了撓度控制施工工藝外，也有學(xué)者通過改善接縫材料進(jìn)而保證接縫的安全性。ACI(American Concrete Institute)橋梁拓寬指南[6]使用混凝土坍落度為50～77 mm的混凝土；蔣鍵鋯等[11]將超高性能混凝土應(yīng)用在混蘭拼裝中，為混凝土裝配式施工提供參考。

為了實(shí)現(xiàn)橋梁不中斷交通條件進(jìn)行快速拼寬的目的，現(xiàn)從車橋耦合振動測試、振動環(huán)境下纖維增強(qiáng)材料力學(xué)性能出發(fā)，研究一次澆筑、分段澆筑以及本文提出的微差澆筑施工工藝的可行性及優(yōu)缺點(diǎn)，以期指導(dǎo)不中斷交通條件下橋梁拼寬工程的設(shè)計(jì)和施工。

1 車橋耦合振動環(huán)境下接縫材料早齡期力學(xué)性能

圖2 橋梁振動速度實(shí)測圖Fig.2 Measurement diagram of bridge vibration velocity

纖維增強(qiáng)混凝土具有良好的抗拉性能，在國內(nèi)外已經(jīng)較多的應(yīng)用在結(jié)構(gòu)工程中[12-13]。接縫材料選用纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料50型(fiber reinforced cementitious-composite material 50，F(xiàn)RCM50)。在不中斷交通橋梁拼寬施工時(shí)，接縫材料FRCM50將處在車橋耦合振動的環(huán)境中成型。下面通過實(shí)驗(yàn)，獲得振動環(huán)境FRCM50的主要力學(xué)性能。

1.1 車橋耦合振動參數(shù)測試

選取機(jī)荷高速改擴(kuò)建工程中的現(xiàn)澆連續(xù)箱梁橋(跨徑為20 m+25 m+20 m；現(xiàn)澆鋼筋混凝土連續(xù)箱梁橋)進(jìn)行現(xiàn)場測試，如圖1所示。

圖2所示場地實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，橋梁的最大振動頻率為5.62 Hz，最大振動速度為18 mm/s?，F(xiàn)有研究表明混凝土的材料力學(xué)性能隨著振動強(qiáng)度的增加而減低[14]。為了測試不同車輛振動條件接縫材料性能的變化，試驗(yàn)設(shè)置了兩種振動環(huán)境：振動頻率5 Hz，振動速度25 mm/s(常規(guī)振動環(huán)境); 振動頻率10 Hz，振動速度50 mm/s(極限振動環(huán)境)。

圖1 現(xiàn)場測試工作照Fig.1 Field test work

1.2 振動環(huán)境下接縫力學(xué)性能試驗(yàn)

混凝土攪拌結(jié)束后裝入標(biāo)準(zhǔn)模具中，抹平表面后將模具固定在振動臺上等待FRCM50成型(圖3、圖4)。在終凝后1、2、3 h時(shí)取下對應(yīng)試件，測試FRCM50的彈性模量(長方體標(biāo)準(zhǔn)試件尺寸： 150 mm×150 mm×300 mm)和劈裂抗拉強(qiáng)度(立方體標(biāo)準(zhǔn)試件尺寸：150 mm×150 mm×150 mm)[15](圖5、圖6)。測試結(jié)果如表1和表2所示。結(jié)果顯示：在1 h時(shí)，彈性模量和劈裂抗拉強(qiáng)度均隨振動環(huán)境的增加而減??；在2 h時(shí)，彈性模量和劈裂抗拉強(qiáng)度均隨振動環(huán)境的增加而增大。與文獻(xiàn)[14]相比，表明FRCM50具有良好的抗振性能。

圖3 混凝土攪拌Fig.3 Concrete mixing

圖4 振動環(huán)境Fig.4 Vibration environment

圖5 彈性模量測試Fig.5 Elastic modulus measurement

圖6 劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)破壞狀態(tài)Fig.6 Failure state of splitting tensile strength test

表1 FRCM50彈性模量

表2 FRCM50劈裂抗拉強(qiáng)度Table 2 FRCM50 split tensile strength

軸心抗拉強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)的結(jié)果離散性很大，以劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)進(jìn)行替換是一種較為合理的方法。文獻(xiàn)[16]研究結(jié)果表明混凝土軸心抗拉強(qiáng)度為劈裂抗拉強(qiáng)度的0.8倍，據(jù)此可以得到FRCM50的軸心抗拉強(qiáng)度。

非振動條件為：60 min初凝，初凝與終凝差 15～20 min;常規(guī)振動條件(>5 Hz,>25 mm/s)下為：65 min初凝，初凝與終凝差20～25 min;極限振動條件(>10 Hz,>50 mm/s)下為：65 min初凝，初凝與終凝差20～25 min。初終凝時(shí)間差短的特點(diǎn)，無法采用商砼運(yùn)輸車直接運(yùn)輸。施工方法只能采用現(xiàn)場拌和，現(xiàn)場澆筑。市面上常見的攪拌機(jī)包括小型攪拌機(jī)(單次攪拌大于2 m3)和大型攪拌機(jī)(單次攪拌方量4 m3)。根據(jù)《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》(JTG D60—2015)[17]，標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度和設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度的折減系數(shù)為1.45。FRCM50的設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度如表3所示。接縫材料的設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度公式為

(1)

式(1)中：ft為混凝土設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度；ftk為混凝土劈裂抗拉強(qiáng)度。

表3 FRCM50設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度Table 3 FRCM50 design tensile strength

2 不中斷交通施工工藝仿真分析與對比

不中斷交通橋梁施工的要點(diǎn)主要包含兩個方面，首先需要確定車橋耦合振動環(huán)境對接縫材料的力學(xué)性能的影響。其次需要把保證施工過程中接縫應(yīng)力不會超過接縫材料的抗拉強(qiáng)度，保證施工過程中接縫沒有裂縫的產(chǎn)生。

2.1 有限元模型建立

為了準(zhǔn)確的研究不同施工工藝下接縫的受力特點(diǎn)，采用實(shí)體有限元模型對各個施工工藝進(jìn)行仿真分析。對于接縫的應(yīng)力分析，可以采用車道荷載[7]，且采用車道荷載可以更好地表征隨機(jī)車流的效應(yīng)，故本次研究選用車道荷載進(jìn)行分析研究。其中縱橋向加載位置，按照影響線在最不利位置進(jìn)行加載。后續(xù)計(jì)算模型中將對應(yīng)描述。

通過三維建模軟件AUTO CAD建立幾何模型，然后導(dǎo)入有限元分析軟件ABAQUS中進(jìn)行網(wǎng)格的劃分、邊界施加和荷載施加，通過節(jié)點(diǎn)耦合的方式完成支座邊界的施加，邊界條件約束如圖7所示。網(wǎng)格采用六面體網(wǎng)格(C3D8R)，網(wǎng)格劃分近似尺寸為0.2 m、有限元模型如圖8所示。

車輛荷載按照公路-Ⅰ級車道荷載施加，沖擊系數(shù)取值為1.3[12]。橫橋向加載按照實(shí)際施工情況，分別設(shè)置3車道通行、2車道通行和1車道通行。設(shè)置方式如圖9所示。

圖8 橋梁模型圖(中跨加載)Fig.8 Bridge model diagram (midspan loading)

圖9 橫橋向車道布置工況Fig.9 Cross-bridge lane arrangement condition

2.2 一次澆筑成型施工工藝

一次澆筑成型，即在同時(shí)澆筑完成整個接縫。本次接縫斷面面積為0.27 m2，使用小型攪拌機(jī)單次可澆筑7 m，使用大型攪拌機(jī)單次可澆筑14.5 m。若采用一次澆筑，則施工工藝如圖10所示。

圖10 一次成型澆筑工藝Fig.10 Primary molding pouring process

投料及拌合工序用時(shí)小于16 min，且13 min內(nèi)完成卸料和澆筑。故一次攪拌至澆筑完成需要時(shí)間在30 min之內(nèi)。

如果采用一次成型的澆筑工藝，需要大型攪拌機(jī)4臺，小型攪拌機(jī)1臺，可以在0.5 h之內(nèi)澆筑完成整座橋梁。

澆筑完成后，混凝土開始凝結(jié)。以終凝后1、2、3 h為判斷標(biāo)準(zhǔn)，通過數(shù)值仿真分析研究終凝后1、2、3 h的接縫受力狀態(tài)。通過商用有限元軟件，建立實(shí)體有限元模型，其中支座通過節(jié)點(diǎn)耦合，并在節(jié)點(diǎn)處添加相應(yīng)約束；單元選用六面體單；新橋?yàn)镃50混凝土，舊橋40號混凝土，接縫采用不同齡期的FRCM50。

車道工況共三種，接縫材料控制時(shí)間點(diǎn)分別為終凝后1、2、3 h,共需要計(jì)算9個模型。分析9個有限元模型的計(jì)算結(jié)果可知，各個模型中橫橋向應(yīng)力占主應(yīng)力的96%左右，剪應(yīng)力占主應(yīng)力的2%左右。結(jié)合相關(guān)文獻(xiàn)[7,10,18]，在計(jì)算結(jié)果中選取橫橋向拉應(yīng)力為控制指標(biāo)。計(jì)算結(jié)果如圖11所示。Pk為車道荷載的集中荷載，qk為車道荷載的均布荷載，按《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》(JTG D60—2015)[17]取值。

圖11 一次澆筑接縫應(yīng)力時(shí)變性能Fig.11 Time-varying stress performance of once-pouring joint

根據(jù)圖11可知，接縫最大拉應(yīng)力1～3 h內(nèi)接縫應(yīng)力變化較小，其中1車道、2車道和3車道的變化幅度分別為0.01、0.04、0.13 MPa。1車道和2車道通行時(shí)，接縫應(yīng)力均未超過常規(guī)振動環(huán)境和極限振動環(huán)境下FRCM50的最小抗拉強(qiáng)度，可以滿足車輛的正常通行。但是3車道通行時(shí)，接縫的最大拉應(yīng)力大約在終凝后1.5 h之前超過了FRCM50的最小抗拉強(qiáng)度，此時(shí)不能滿足3車道通行。FRCM50的初凝時(shí)間為65 min，初終凝時(shí)間差為20～25 min。根據(jù)文獻(xiàn)[19-20]，接縫發(fā)生損傷的時(shí)間為混凝土流動性消失后至強(qiáng)度尚未滿足要求之前,所以在初凝的前0.5 h可不中斷交通，故施工時(shí)間節(jié)點(diǎn)為：a時(shí)刻開始拌和混凝土→a+30 min澆筑完成，并開始中斷外側(cè)一車道→a+65 min(初凝結(jié)束)→a+90 min(終凝結(jié)束)→a+180 min(終凝后1.5 h，為三車道使接縫損傷的臨界時(shí)間點(diǎn)；已經(jīng)中斷一個車道2.5 h)→a+210 min(終凝后2 h，此時(shí)已經(jīng)中斷交通3 h，且接縫的安全系數(shù)為1.12)。

2.3 分段澆筑施工工藝

分段澆筑成型[7]，即按照將橋梁分成幾個不同的施工階段，然后按照當(dāng)上一個施工階段接縫材料強(qiáng)度形成后，此時(shí)第一階段澆筑的混凝土相當(dāng)于臨時(shí)支撐。然后澆筑下一個施工階段。本橋的跨徑較小，結(jié)合實(shí)際情況，選用兩階段施工即可。施工示意圖如圖12所示。

圖12 分段澆筑工藝Fig.12 Subsection casting process

第一階段采用1號墩和2號墩左右皆澆筑第一階段7.25 m，見圖12(a)，待第一階段的澆筑超過7 d后，澆筑剩余部分，見圖12(b)。有限元部分與2.1節(jié)建模一致，僅對不同接縫位置的接縫材料參數(shù)進(jìn)行相應(yīng)修改。首先分析兩車道時(shí)，第一階段時(shí)終凝后1、2、3 h的接縫應(yīng)力。接著分析第一階段終凝7 d后，第二階段澆筑位置，終凝后1、2、3 h時(shí)的接縫應(yīng)力。施工階段接縫最大拉應(yīng)力見圖13。

由圖13(a)可知，在第一階段時(shí)，當(dāng)1車道和2車道通行時(shí)，接縫最大應(yīng)力沒有超過接縫材料的最小抗拉強(qiáng)度，接縫不會發(fā)生損傷。但是3車道通行時(shí)，接縫應(yīng)力超過接縫材料FRCM50的抗拉強(qiáng)度限值，不能滿足3車道通行，且終凝后3 h時(shí)，依舊不能完全開放交通，且接縫最大拉應(yīng)力超限約30%。分析拉應(yīng)力云圖(圖14)可以發(fā)現(xiàn)，在澆筑的端部位置出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象。當(dāng)?shù)谝浑A段1澆筑部分養(yǎng)護(hù)7 d后，開始第二階段的施工。根據(jù)圖13(b)可知在澆筑剩余部分時(shí)，依舊需要中斷1個車道約2.8 h。故該施工工藝的適用性較差。

2.4 微差澆筑施工工藝

針對一次澆筑成型施工工藝中攪拌機(jī)數(shù)目較多的問題，提出微差澆筑施工工藝。微差澆筑成型，即首先使用兩臺大型攪拌機(jī)和一臺小型攪拌機(jī)，澆筑中跨及邊跨部分位置[圖15(a)]。待微段1澆筑完成后，立刻移動攪拌機(jī)至剩余部分并進(jìn)行澆筑[圖15(b)]。根據(jù)材料特性兩次澆筑時(shí)間間隔為0.5 h。

由于模型采用車道加載，故針對不同的加載位置需設(shè)置不同的布載方式，計(jì)算微段1和微段2時(shí)有不同的縱橋向加載方式，如圖16所示，其中微段1較微段2早0.5 h施工。

圖14 應(yīng)力集中現(xiàn)象Fig.14 Stress centralization

圖15 微差澆筑施工工藝Fig.15 Construction technology of slight difference pouring

圖16 加載計(jì)算結(jié)果Fig.16 Calculation results of side span loading

結(jié)合圖16，中跨加載時(shí)，接縫最大應(yīng)力出現(xiàn)在三車道加載工況，微段1部分。在微段1終凝后約1.4 h(微段2終凝后0.9 h)可以開放三車道通行。當(dāng)邊跨加載時(shí)，接縫的最大應(yīng)力出現(xiàn)在三車道加載工況，微段2部分。在微段2終凝后0.7 h(微段2終凝后1.2 h)可以開放三車道通行。綜合分析可知，微段1終凝后1.4 h(微段2終凝后0.9 h)為接縫是否發(fā)生損傷的臨界時(shí)間節(jié)點(diǎn)。

綜合上述分析，并且接縫材料在初凝的前半個小時(shí)可不中斷交通，可以得到施工的時(shí)間節(jié)點(diǎn)為：在a時(shí)刻開始拌和微段1混凝土→a+30 min微段1澆筑完成，并移動攪拌機(jī)至微段2處；完成后開始中斷外側(cè)1車道→a+60 min微段2澆筑完成→a+65 min微段1初凝結(jié)束→a+90 min微段1終凝結(jié)束→a+95 min微段2初凝結(jié)束→a+120 min微段2終凝結(jié)束，微段1終凝后0.5 h→a+174 min微段2終凝后0.9 h，微段1終凝后1.4 h；已經(jīng)中斷1個車道持續(xù)144 min；到達(dá)接縫是否發(fā)生損傷的臨界時(shí)間點(diǎn)→a+210 min，微段1終凝后2 h，微段2終凝后1.5 h，此時(shí)微段1接縫具有16%的安全富余量，微段2接縫具有51%的安全富余量。

2.5 不同施工工藝對比分析

以接縫安全性、施工周期、攪拌機(jī)用量三方面進(jìn)行對比，進(jìn)而選擇最合適的施工工藝。對比結(jié)果如表4所示。

對比三種施工工藝，首先分段澆筑工況，由于應(yīng)力集中現(xiàn)象，致使其第一階段中斷時(shí)間大于3 h(由于試驗(yàn)數(shù)據(jù)不足，尚不能確定具體的交通管控時(shí)間)，且第二階段施工仍需中斷大于1.5 h，比較一次澆筑和微差澆筑，該工藝劣勢明顯；對比施工時(shí)間，分段澆筑由于需要等待階段1部分成型，故需要等待時(shí)間較長，比較剩余兩種工藝，該工藝劣勢明顯；對比攪拌機(jī)數(shù)目，并該工藝沒有明顯的優(yōu)勢或劣勢。綜合來說工藝二不建議被采用。

對比一次澆筑工藝和微差澆筑工藝，其中一次澆筑工藝中斷1車道時(shí)間為2.3 h，建議中斷時(shí)間為3 h，對應(yīng)的接縫應(yīng)力安全余量為12%。其中微差澆筑工藝中斷1車道時(shí)間為2.4 h，建議中斷時(shí)間為3 h，對應(yīng)的接縫應(yīng)力安全余量為16%。兩種工藝在交通管控時(shí)間和接縫應(yīng)力狀態(tài)上比較并未有明顯差別。對比攪拌機(jī)數(shù)目和施工時(shí)間，可以明顯發(fā)現(xiàn)一次澆筑工藝的攪拌機(jī)數(shù)目大于微差澆筑工藝，但是施工時(shí)間略小于微差澆筑工藝。

綜合而言，分段澆筑工藝不適用于不中斷交通的橋梁拼寬施工；一次澆筑成型工藝和微差澆筑工藝均可滿足3 h時(shí)間內(nèi)通車；但是微差澆筑工藝需要的攪拌機(jī)數(shù)目顯著小于一次澆筑工藝，故此時(shí)與之配套的人員、機(jī)械、機(jī)電設(shè)備、施工費(fèi)用等均顯著小于一次澆筑工藝，并且隨著橋梁長度的增加這些優(yōu)勢將更加明顯。

3 結(jié)論

為了研究不中斷交通條件下橋梁快速拼寬施工工藝，本文通過場地試驗(yàn)測得典型橋梁的振動參數(shù)，通過室內(nèi)試驗(yàn)測得振動環(huán)境下接縫材料的力學(xué)性能。然后數(shù)值仿真分析了一次澆筑成型施工工藝、分段澆筑施工工藝和微差澆筑施工工藝，得到如下結(jié)論。

(1)現(xiàn)澆箱梁橋的最大振動頻率為5.62 Hz，最大振動速度為18 mm/s。

(2)定義了常規(guī)振動環(huán)境(5 Hz，25 mm/s);極限振動環(huán)境(10 Hz，50 mm/s);并測定了振動環(huán)境下FRCM50早齡期的力學(xué)性能。

(3)根據(jù)室內(nèi)測試得到的振動環(huán)境下的材料力學(xué)性能，通過有限元仿真分析不同的施工工藝。結(jié)果表明常規(guī)分段澆筑工藝易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，致使應(yīng)力超限，不能用于不中斷交通橋梁拼寬工程；以中斷交通3 h為標(biāo)準(zhǔn)，一次澆筑成型工藝和微差澆筑工藝均可滿足相應(yīng)要求；但是微差澆筑具有施工機(jī)械少、施工人員少、施工費(fèi)用少等優(yōu)勢，且這些優(yōu)勢將隨著橋梁總長的增加而增大。

(4)以機(jī)荷高速的某座現(xiàn)澆連續(xù)箱梁橋?yàn)槔?，給出了橋梁不中斷交通拼寬施工工藝確定的流程，為其余類似工程的實(shí)施提供參考。

表4 不同施工工藝對比表