朱洪泉，張文學(xué)，張 雷

(1.山西省交通廳長平高速公路建設(shè)管理處，山西太原030012;2.北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，北京100124)

1 工程概況

微子立交橋位于山西省長治市邯長鐵路微子鎮(zhèn)站內(nèi)，主橋跨度為(72+120+72)m連續(xù)梁，主橋在13號和14號墩之間跨越既有邯長鐵路和遠(yuǎn)期規(guī)劃鐵路，采用支架現(xiàn)澆、單側(cè)(13號墩)平面轉(zhuǎn)體施工方法。由于該項目工期非常緊，所以轉(zhuǎn)體側(cè)箱梁采取長節(jié)段支架現(xiàn)澆施工方案。這致使在預(yù)應(yīng)力張拉時底模支架未撤除，則現(xiàn)澆梁與底模支架緊密接觸形成了摩阻力，阻礙了梁體一部分水平自由變形，模架與結(jié)構(gòu)之間的耦合效應(yīng)必然對預(yù)應(yīng)力張拉后箱梁的有效預(yù)應(yīng)力狀態(tài)產(chǎn)生影響。而目前關(guān)于這方面的研究還很少，此方面研究的文獻報道也少見，為此非常有必要對此展開進一步研究，以便為類似工程提供參考。

2 現(xiàn)澆梁與模架之間耦合效應(yīng)假定及建模

2.1 耦合效應(yīng)假定

(1)模板與現(xiàn)澆梁的切向粘結(jié)力。根據(jù)路橋施工計算手冊，C50混凝土與模板的切向粘結(jié)力為:對于鋼模板，涂廢機油時平均值為15.1 kPa，最大值為27.5 kPa;涂隔離劑時平均值為5.9 kPa，最大值為18.0 kPa。對于木模板，涂廢機油時平均值為17.6 kPa，最大值為29.7 kPa;涂隔離劑時平均值為8.2 kPa，最大值為24.2 kPa。

(2)現(xiàn)澆梁與底模支架摩阻系數(shù)取值。根據(jù)相關(guān)文獻可知現(xiàn)澆梁與支座的摩阻系數(shù)介于0.03～0.3之間，而現(xiàn)澆梁與底模支架的摩阻系數(shù)要比支座與混凝土之間的摩阻系數(shù)大。為便于分析和對比，分析時分別取現(xiàn)澆梁與底模支架摩阻系數(shù)為0.03、0.1、0.3、1.0，然后分別計算在以上四個摩阻系數(shù)下最大箱梁懸臂狀態(tài)轉(zhuǎn)體段的應(yīng)力。

2.2 分析模型

本分析采用有限元軟件Midas Civil 2010模型，主橋連續(xù)預(yù)應(yīng)力箱梁共分為134個單元，橋墩分為14個單元，如圖1所示。單元劃分為:橋面系主梁單元編號順序從左至右依次為1～134，橋墩單元編號順序從墩頂至墩底，墩順序從左墩到右墩;主梁和主墩均采用C50混凝土;混凝土材料力學(xué)性能按規(guī)范取值，容重取26.0 kN/m;預(yù)應(yīng)力鋼束計算參數(shù)為，彈性模量1.95×105MPa，標(biāo)準(zhǔn)強度1 860 MPa，設(shè)計強度1 260 MPa，張拉控制應(yīng)力1 395 MPa;采用預(yù)埋波紋管成型，錨具變形及鋼束回縮每端按6 mm計。

計算模型采用依托工程實際施工的分段情況，分三段澆筑混凝土，每一節(jié)段施工部分為支架現(xiàn)澆混凝土、張拉本節(jié)段預(yù)應(yīng)力、本節(jié)段預(yù)應(yīng)力管道灌漿、拆除本節(jié)段支架4個施工階段(圖1)。

圖1 Midas有限元模型

3 對現(xiàn)澆箱梁有效應(yīng)力的影響

為表述方便現(xiàn)做如下規(guī)定:①自重應(yīng)力:不考慮現(xiàn)澆梁與底模支架之間的摩阻力的情況下，箱梁最大懸臂狀態(tài)單獨由自重引起的應(yīng)力。②預(yù)應(yīng)力:不考慮現(xiàn)澆梁與底模支架之間的摩阻力的情況下，箱梁最大懸臂狀態(tài)單獨由預(yù)應(yīng)力筋引起的應(yīng)力。③無摩阻:不考慮現(xiàn)澆梁與底模支架之間的摩阻力的情況下，同時考慮自重和預(yù)應(yīng)力效應(yīng)時箱梁的應(yīng)力。④底模切向粘結(jié):在張拉預(yù)應(yīng)力只時考慮梁體底模切向粘結(jié)力，落架后底模切向粘結(jié)力去掉，同時考慮自重和預(yù)應(yīng)力效應(yīng)時箱梁的應(yīng)力。⑤底腹模切向粘結(jié):在張拉預(yù)應(yīng)力時考慮梁體的底模和外側(cè)腹模切向粘結(jié)力，落架后底模和外側(cè)腹模切向粘結(jié)力去掉，同時考慮自重和預(yù)應(yīng)力效應(yīng)時箱梁的應(yīng)力。⑥全外側(cè)模切向粘結(jié):在張拉預(yù)應(yīng)力時考慮梁體的底模、外側(cè)腹模和翼緣模板切向粘結(jié)力，落架后切向粘結(jié)力去掉，同時考慮自重和預(yù)應(yīng)力效應(yīng)時箱梁的應(yīng)力。⑦μ=0.03、μ=0.1、μ=0.3和μ=1.0:在計算模型中考慮現(xiàn)澆梁與底模支架的摩阻系數(shù)為分別為0.03、0.1、0.3和1.0，落架后底模摩擦力去掉，同時考慮自重和預(yù)應(yīng)力效應(yīng)時箱梁的應(yīng)力。

考慮不同模板約束時張拉預(yù)應(yīng)力后箱梁最大懸臂狀態(tài)時各單元上下緣應(yīng)力對比，如圖2所示?，F(xiàn)澆梁與底模支架之間不同摩阻系數(shù)情況下箱梁最大懸臂狀態(tài)時各單元上下緣應(yīng)力對比，如圖3所示。由此可知:

(1)采取支架現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁施工時，模板與混凝土之間的耦合效應(yīng)對箱梁有效預(yù)應(yīng)力效應(yīng)有較大的影響。

(2)在張拉時考慮底模切向粘結(jié)力與不考慮底模切向粘結(jié)力相比，主梁上緣壓應(yīng)力小1.02 MPa，占理論應(yīng)力值的17.22%;下緣壓應(yīng)力大1.30 MPa，占理論應(yīng)力值的29.96%。

(3)考慮底模、外側(cè)腹模切向粘結(jié)力與不考慮模板切向粘結(jié)力相比，主梁上緣壓應(yīng)力小1.56 MPa，占理論應(yīng)力值的26.38%;下緣壓應(yīng)力大2.03 MPa，占理論應(yīng)力值的41.97%。

(4)考慮全外模切向粘結(jié)力與不考慮模板切向粘結(jié)力相比，主梁上緣壓應(yīng)力小1.99 MPa，占理論應(yīng)力值的33.69%;下緣壓應(yīng)力大2.61 MPa，占理論應(yīng)力值的53.89%。

(5)取混凝土與底模支架的摩阻系數(shù)為0.03與不考慮摩阻系數(shù)相比，主梁上緣壓應(yīng)力小0.08 MPa，占理論應(yīng)力值的1.29%;下緣壓應(yīng)力大0.05 MPa，占理論應(yīng)力值的1.04%。

(6)當(dāng)混凝土與底模之間阻系數(shù)取為0.1與不考慮摩阻系數(shù)相比，主梁上緣壓應(yīng)力小0.17 MPa，占理論應(yīng)力值的2.61%;下緣壓應(yīng)力大0.16 MPa，占理論應(yīng)力值的3.51%。

(7)當(dāng)混凝土與底模之間阻系數(shù)取為0.3與不考慮摩阻系數(shù)相比，主梁上緣壓應(yīng)力小0.42 MPa，占理論應(yīng)力值的6.47%;下緣壓應(yīng)力大0.48 MPa，占理論應(yīng)力值的10.54%。

(8)當(dāng)混凝土與底模之間摩阻系數(shù)取為1.0與不考慮摩阻系數(shù)相比，主梁上緣壓應(yīng)力小1.38 MPa，占理論應(yīng)力值的22.31%;下緣壓應(yīng)力大 1.76 MPa，占理論應(yīng)力值的34.86%。

圖2 考慮不同模板與混凝土間約束情況各單元應(yīng)力對比圖

圖3 模板混凝土之間不同摩擦系數(shù)時各單元應(yīng)力對比圖

4 結(jié)論

通過以上分析可知:模架與結(jié)構(gòu)之間的耦合效應(yīng)對箱梁有效預(yù)應(yīng)力有很大的影響，可以降低預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁實際有效預(yù)應(yīng)力20%以上。因此，在采取支架法就地現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁施工張拉預(yù)應(yīng)力筋時必須考慮模板對混凝土約束影響，盡量放松所有模板約束，使其與混凝土脫離，同時降低箱梁與底模支架的摩擦系數(shù)，最大限度地減小模架與結(jié)構(gòu)耦合效應(yīng)的不利影響。

［1］JTJ041－2002公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范［S］

［2］JTJD62－2004公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范［S］