王宏偉 呂錦剛 陳保國

1 工程概況

該大橋橋型結構為剛構—連續(xù)組合梁橋，左橋為預制T梁，右橋為預制T梁和懸澆箱梁組合結構，橋梁軸線呈空間S形曲線。曲線箱梁段構造為42 m+76 m+42 m三跨三向預應力混凝土連續(xù)剛構變截面箱梁。由于箱梁軸線的曲線性，施工過程中其內(nèi)力必然為彎扭耦合作用[1]，其應力的分布非常復雜?，F(xiàn)行的鋼筋混凝土橋涵規(guī)范中并沒有對此進行詳細的介紹[2]，文獻[3]也是對一般情況下的懸臂澆筑預應力混凝土連續(xù)梁橋進行介紹。本文主要通過現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，分析曲線箱梁在施工過程中的應力變化規(guī)律，以期為類似工程提供參考。

2 應力檢測與結果分析

2.1 應變測量

2.1.1 應變計的選擇

本測試項目中選用長沙金碼JMZA-215，規(guī)格為30 MPa的鋼弦應變計。應變范圍為-1 500μ ε～1 500μ ε，溫度漂移2Hz/10 ℃～3 Hz/10℃，零點漂移2 Hz/3個月～4 Hz/3個月。應變計與測試導線捆綁在受力鋼筋的底部，以免搗振時將應變計和導線損壞。

2.1.2 應力應變測量與計算方法

應變與頻率的計算關系為:

其中，εi為各工況對應的應變值，μ ε;fi為各工況對應的振弦頻率值;k為振弦頻率系數(shù)，取k=0.002 346。

應變計埋入后，測量混凝土初凝時的初始頻率 f0(初始應變ε0)和相應的混凝土內(nèi)部溫度 T0。各施工工況計算的應變εi應根據(jù)相應工況下混凝土內(nèi)部溫度Ti進行溫度修正，應變修正值ε修通過下式計算:

其中，ε修為混凝土應變修正值，μ ε;Ti為各工況下混凝土內(nèi)部溫度;F為混凝土溫度系數(shù)，取F=10.0;F0為應變計溫度系數(shù)，取 F0=12.2。

各工況下應力σi由下式計算:

2.1.3 傳感器布置方案

考慮到箱梁應力測試斷面的重要性，混凝土材料應力測試的離散性、應力滯后性和剪力滯等影響因素，在懸梁根部關鍵控制截面上布置9個應力傳感器，如圖1所示。

2.2 應力分析

混凝土箱梁結構在懸澆過程中，按下述三個工序循環(huán)推進:1)掛籃前移、立模;2)混凝土澆筑、凝固;3)預應力鋼絞線張拉。每一道工序均為一工況，通過現(xiàn)場連續(xù)觀測對某箱梁T構懸臂施工過程中12個工況下根部截面的應力測量結果進行分析。

2.2.1 橫向應力測量結果分析

各工況下，頂板橫向應變計測量應力結果如圖2所示。由圖2可知，1號塊澆筑完畢后，小里程方向頂板橫向應變計測量的應力計算結果為16.866 MPa，大里程方向頂板橫向應變計測量應力為0.375 MPa;1號塊縱向張拉完畢后，應力分別為16.342 MPa和2.524 MPa，已經(jīng)超過混凝土的抗拉強度(說明計算出的應變已經(jīng)超過了混凝土的極限應變值，混凝土內(nèi)部已經(jīng)出現(xiàn)了裂縫)。經(jīng)分析，該應力是由掛籃的偏心荷載產(chǎn)生的。由于0號塊長度小于掛籃的長度，故在0號塊上錯開安裝掛籃，小里程方向，掛籃向腹板右邊偏移約60 cm，大里程方向，掛籃向腹板左邊偏移約60 cm，導致在翼板根部產(chǎn)生較大拉應力。

經(jīng)分析后，提出先張拉0號塊、1號塊橫向預應力，然后再澆筑2號塊混凝土。張拉后，小里程方向應力變?yōu)?.77 MPa，大里程方向應力變?yōu)?1.74 MPa。小里程頂板橫向應變計在橫向預應力張拉前后，其應力值按比例變化;而大里程頂板橫向應變計在橫向預應力張拉前后，其應力值也基本按同比例變化。只不過兩者減小的絕對值不同。

底板橫向應力測量計算結果如圖3所示。由于在掛籃偏心荷載和0號，1號塊橫向預應力張拉的影響下，底板橫向應力在工況2，工況 3，工況4，工況 5時，應力變化差別較大，最大差值為2.406 MPa，發(fā)生在工況5。此后各工況下，底板橫向應力變化趨勢相同且趨于一致。在各工況下的應力都滿足混凝土設計強度要求。

2.2.2 縱向應力測量結果分析

箱梁根部截面各工況下底板和頂板的縱向平均應力計算結果如圖4所示。從圖4可以看出，在工況1和2時，頂板平均壓應力減小，且混凝土澆筑時壓應力的減小量較大，小里程方向還出現(xiàn)過拉應力，底板壓應力增大;在工況3時，頂板平均壓應力增大，底板平均壓應力減小，且此過程中底板出現(xiàn)過較小的拉應力。各工況下，大里程方向頂板最大平均壓應力為-10.033 MPa，未出現(xiàn)拉應力，小里程方向頂板最大平均壓應力為-6.989 MPa，出現(xiàn)最大拉應力為0.917 MPa;大里程方向底板最大平均壓應力為-2.099 MPa，最大拉應力為 0.576 MPa，小里程方向底板最大平均壓應力為-2.669 MPa，且未出現(xiàn)拉應力。

圖4中顯示，某些工況下，掛籃前移后出現(xiàn)頂板壓應力增加的現(xiàn)象，這與理論情況不相符。事實表明，施工過程中截面的應力狀況與現(xiàn)場操作關系緊密。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，這是由于預應力鋼絞線張拉后與掛籃前移的時間間隔很短，預應力張拉后，由于混凝土收縮徐變緩慢，存在應力滯后性，當掛籃前移完畢后，預應力才完全發(fā)揮，導致箱梁頂板的壓應力有增大趨勢。

從現(xiàn)場實測情況可知，各工況下，大里程方向和小里程方向截面應力也存在差異，如果懸臂兩端不平衡內(nèi)力過大，將直接影響箱梁的施工。由箱梁兩端實際測量應力計算結果可知，在施工的前10工況，大小里程方向的不平衡內(nèi)力有增大趨勢，在后期的工況中將逐漸調(diào)整，并有減小趨勢。施工過程中頂板最大應力差為3.706 MPa，底板最大應力差為1.75 MPa。

曲線箱梁隨著施工過程中荷載的增加，梁體將有受扭趨勢，其左右側應力存在差異，特別是預應力張拉對箱梁截面的應力影響較大。各工況下左右側應力測量結果如圖5，圖6所示。

由圖5，圖6可知，在各工況下，應力分布存在差異，大里程底板左右側最大應力差值為1.292 M Pa，頂板左右側最大應力差值為2.487 MPa;小里程方向底板左右側最大應力差為2.950 MPa，頂板左右側最大應力差為2.743 MPa。由圖5可知，各工況下，隨著掛籃前移、混凝土澆筑，大里程方向箱梁底板左側的壓應力增加量比右側壓應力增加量略大，頂板則是右側的拉應力變化比左側大;預應力張拉后，頂板右側壓應力增量比左側壓應力增加量略大(左側為箱梁弧線內(nèi)側，右側為弧線外側)。由圖6可知，小里程方向箱梁頂板左右側應力變化規(guī)律與大里程基本相同，底板左右側變化規(guī)律則與大里程相反。

3 結語

1)施工過程中，掛籃偏心荷載將會在箱梁翼板根部的局部位置產(chǎn)生較大的橫向拉應力，應在施工過程中嚴格控制掛籃的偏心荷載。2)掛籃前移后和混凝土澆筑完畢兩工況時，頂板平均壓應力減小，且混凝土澆筑時壓應力的減小量較大，有時頂板甚至還會出現(xiàn)拉應力，底板壓應力增大;在預應力鋼絞線張拉后，頂板平均壓應力增大，底板平均壓應力減小，且此過程中底板常會出現(xiàn)較小的拉應力。3)施工過程中，大、小里程方向根部截面應力存在不平衡性，此不平衡性主要受到施工順序和橋面活荷載的影響。4)曲線箱梁底板和頂板左右側應力存在差別，但是各工況下箱梁左右側應力變化的趨勢相同。

[1] 石雪飛，高 寶.大跨高墩變截面曲線箱梁橋懸臂施工變形分析與控制[J].結構分析，2004(2):10-14.

[2] JTG D62-2004，公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范[S].

[3] 張繼堯，王昌將.懸臂澆筑預應力混凝土連續(xù)梁橋[M].北京:人民交通出版社，2004.