馬碧波,周 藝,李光鳳

(西南交通大學土木工程學院,四川成都 610031)

1 設計簡介

1.1 天津市靜王立交

天津市靜王立交主線 7#～10#墩主橋上跨津滄高速公路,設計荷載:公路 —Ⅰ級。橋寬 15 m,布置跨徑(35+50+35)m,為等截面箱形預應力混凝土連續(xù)梁。梁高 2.5 m,為主跨的 1/20,采用單箱三室截面,懸臂長 2 m,腹板中心線間距 3.6 m,頂板厚 25cm,底板厚 20cm,跨中腹板正常段厚度40cm,支點段加厚至 60cm,以提高抗剪能力和滿足雙排鋼束錨固布置需要。主梁采用支架現(xiàn)澆施工,分段施工,分段張拉。設置施工縫 2道。先施工中跨 50 m和兩邊跨靠近中間支點段 10 m(此處恒載作用下彎矩為零,由結構力學可知邊跨彎矩零點距中支點的距離為L/5=10 m,L為主跨跨徑),形成簡支雙懸臂結構,張拉腹板鋼束 F 5～F 8并拆除中跨支架以盡量減少交通中斷。然后澆筑兩邊跨剩余混凝土,張拉剩余腹板鋼束 F 1～F 4,F 9～F 12。拆除邊跨支架后張拉中間支點頂板束D1～D 2。主梁采用 C 50混凝土,腹板鋼束采用9j15.24和 12j15.24預應力鋼絞線,O V M15—9,O V M15—12錨具,每個腹板上橫向布置 2束,縱向采用連接器在施工縫處接長。預應力鋼束采用雙向張拉,張拉控制應力0.72fpk。頂板局部短束采用 5j15.24,B M15—5體系。在頂板預留槽口處張拉,最后完成橋面二期鋪裝。

1.2 抗州至長興高速公路

杭州至長興高速公路主線 177#～181#墩主橋上跨東西大道,設計荷載:公路 —Ⅰ級。單幅橋寬 13.25 m,布置跨徑為(27+33.8+31+27)m,為等截面箱形預應力混凝土連續(xù)梁。梁高 2.1 m,約為主跨的 1/16,采用單箱雙室截面,懸臂長 1.75m,腹板中心線間距 4.65 m,頂板厚 25c m,底板厚 25cm,跨中腹板正常段厚度 45c m,支點段加厚至 65c m。主梁采用支架整體現(xiàn)澆,一次張拉成橋。雙向張拉,張拉控制應力 0.72fpk,不設施工縫。主梁采用 C 50混凝土,腹板鋼束采用12j15.24預應力鋼絞線,每個腹板上橫向布置 1束,同時設置頂板通長束和局部短束以及底板通長束,均采用12j15.24預應力鋼絞線,O V M15—12錨具。在頂板和底板設置齒塊,短束錨固于齒塊上,最后完成橋面二期鋪裝。

2 計算分析

《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》(JTGD 62-2004)采用近似概率極限狀態(tài)設計法,對上面兩座連續(xù)梁按正常使用極限狀態(tài)和承載能力極限狀態(tài)進行計算分析和對比。其中正常使用極限狀態(tài)以結構彈性理論為基礎進行計算,承載能力極限狀態(tài)以塑性理論為基礎進行計算。對于正常使用極限狀態(tài)給出短期荷載效應組合截面抗裂性計算結果 (一般以此項作為應力的控制),對于承載能力極限狀態(tài)給出正截面抗彎承載力的計算結果(見圖1～圖 6)。

從圖 1知,靜王立交連續(xù)梁在荷載短期效應組合情況下,截面上下緣均處于完全受壓狀態(tài)(沒有出現(xiàn)負值),上緣最小壓應力 0.4 MPa,下緣最小壓應力0.3MPa,屬于全預應力混凝土構件。但是由于梁高為主跨的1/20,只配置了腹板鋼束和頂板局部短束給調束帶來較大的不便,造成整個梁段應力的分布不均勻,個別截面很難通過(如支點鋼束彎起處)。值得注意的是由截面溫度梯度荷載產生的跨中截面下緣拉應力達到 1.08MPa,而汽車荷載產生的拉應力也只有2.23 MPa。當然從圖 2、圖 3可以看出結構內力包絡圖比較逼近,此種配束方法比較節(jié)約材料,鋼絞線 22.7 kg/m2,混凝土 0.75m3/m2。此橋的另一配束優(yōu)點是考慮到長預應力鋼束由于多次反彎引起的預應力損失 (這種損失通常很大)。計算結果顯示跨中截面鋼束F 5的預應力摩阻損失 σl1=158 MPa,由混凝土徐變引起的跨中主梁上拱值為 4.1mm,中間設置施工縫。鋼束分段接長,同時方便了穿束、張拉和壓漿等操作工藝,但橋梁在實際使用中容易出現(xiàn)施工縫處滲漏水的毛病,這也是其弊病之一。

從圖 4可知杭長高速(27+33.8+31+27)m連續(xù)梁在荷載短期效應組合情況下,截面上下緣均處于完全受壓狀態(tài),上緣最小壓應力 0.7 MPa,下緣最小壓應力 1.9 MPa,屬于全預應力混凝土構件。由于梁高為主跨的 1/16,同時配置了腹板鋼束、頂板通長束和局部短束、底板通長束使得整個梁段應力的分布比較均勻,截面調束容易通過,混凝土收縮徐變較小,材料強度得到充分利用。計算結果同時顯示由截面溫度梯度荷載產生的跨中截面下緣拉應力達到 0.98MPa,而汽車荷載產生的拉應力也只有 1.13MPa,由混凝土徐變引起的跨中主梁上拱值為 3.5mm?；钶d作用下應力變化范圍較小,各個截面的安全系數趨于統(tǒng)一。但從圖 5、圖6可以看出內力包絡圖相差較遠,此種配束方法比較耗費鋼絞線材料,其用材指標為:鋼絞線 25kg/m2,混凝土 0.74m3/m2。特別是跨中截面鋼束 W1的預應力摩阻損失 σl1高達 433 MPa。另外近 120 m長的連續(xù)梁一次張拉到位也不易控制,尤其是鋼束張拉伸長量與理論計算值相差較大。齒塊的設置也是使得錨固構造復雜化。當然此法避免了施工縫帶來的后患,使用安全性也比較穩(wěn)定。

圖1 靜王立交短期荷載效應組合下截面正應力圖

圖2 靜王立交承載能力極限狀態(tài)最小彎矩及抗力

圖3 靜王立交承載能力極限狀態(tài)最大彎矩及抗力

圖4 杭長高速短期荷載效應組合下截面正應力圖

圖5 杭長高速承載能力極限狀態(tài)最大彎矩及抗力

圖6 杭長高速承載能力極限狀態(tài)最小彎矩及抗力

3 設計體會

對于常規(guī)的等截面預應力混凝土連續(xù)梁,可以根據跨徑布置情況,采取靈活的配束方式,上面兩座連續(xù)梁互有優(yōu)缺點,對于采用何種配束方法,除按結構受力計算確定外,都必須考慮實際施工和使用階段的要求。(1)為了減少預應力損失,可以采用分段張拉接長的方式, 一次張拉長度不易超過 120 m。(2)考慮到活載偏載引起的約束扭轉正應力影響,將活載橫向分布系數乘以 1.15來計算。(3)為了減少連續(xù)梁的次內力,鋼束線形可以參考確定活載作用下的吻合束線形。但實際的設計還是應該以束界為主作為控制。(4)主梁高度對鋼束的布置影響很大,腹板的間距和總厚度對主梁抗剪影響很大,從而決定鋼束的彎起位置,一般在恒載的零彎矩點處,束筋合力重心線應靠近該處截面中心線,施工縫也應盡量選擇于此處設置。(5)考慮到剪力滯的影響和橋面板橫向應力的限制,腹板的間距不易太大,同時應優(yōu)先布置腹板束,且鋼束應盡量靠近腹板布置。(6)新規(guī)范對溫度應力的要求有嚴格的限制,在引起連續(xù)梁溫度應力的諸溫度荷載中,以截面溫度梯度荷載最為不利,其產生的溫度自應力和次應力應給予足夠的重視。

4 結束語

對于變截面預應力混凝土連續(xù)梁可以通過調整支點和跨中的梁高來調整結構的內力,但對于等截面連續(xù)梁來說,由于截面剛度沿橋長幾乎不變,所以只能通過調整鋼束線形來抵抗固定的內力。這就要求在設計過程中對預應力鋼束進行反復大量的試調和微調以達到設計期望的應力分布和結構抗力。

[1]范立礎.橋梁工程[M].人民交通出版社,2001

[2]葉見曙.結構設計原理[M].人民交通出版社,2005

[3]項海帆.高等橋梁結構理論[M].人民交出版社,2001