劉巨海

（中鐵十七局集團第二工程有限公司，陜西 西安710043）

0 引言

采用掛籃懸臂澆筑的連續(xù)梁或連續(xù)剛構橋，其合龍段一般采用勁性骨架加固，通過配重使兩懸臂端在合龍前高差保持固定，從而使在澆筑合龍段過程中，兩懸臂端變形一致，更加有利于保證其線形[1]。此外，在合龍混凝土灌筑后，強度增長的過程中，若梁面在日照作用下產生溫度梯度，懸臂端下?lián)蟿荼貙淆埢炷廉a生擠壓及剪切，此時就需依靠勁性骨架來保護合龍混凝土不被擠壓剪切破壞[2-3]；當環(huán)境溫度降低時，兩側懸臂混凝土收縮，將對合龍混凝土產生拉力，此時不僅要進行勁性骨架鎖定，還要張拉部分預應力鋼絞線（剛構連續(xù)梁采取頂梁時可不進行預張拉），以此來抵消拉力對合龍混凝土的破壞。與勁性骨架一樣，合龍段托架除了要承受現(xiàn)澆段及合龍段混凝土的重量外，也要承受溫度變化引起的剪力。由此可見，溫度作用對勁性骨架、托架的設置起著十分重要的作用。鑒于此，本文以滬昆客專沅江大橋（88+168+88+40）m 剛構連續(xù)梁為工程背景，結合理論分析和現(xiàn)場試驗，研究合龍前在溫度作用下的梁端下?lián)狭皵D壓力，進而對勁性骨架及托架設計提供了依據(jù)。

1 工程概況

沅江大橋位于湖南省懷化市銅灣水庫內，連續(xù)梁跨度為（88+168+88+40）m，梁體截面采用單箱單室、變截面直腹板形式，全長385.8m。該橋中支點梁高12m，邊支點、跨中及40m單臂懸澆段梁高6.0m。箱梁頂寬12.0m，底寬7.0m，頂板厚度除梁端附近及中支點附近外，均為0.45m；腹板厚分別為0.5～1.1m，按折線變化；底板厚度由跨中的0.5m 按二次拋物線變化至根部的1.5m。梁體在支點及跨中等處共設置8道橫隔板，箱梁兩側腹板與頂板相交處外側，均采用圓弧倒角過渡。

本橋采用懸灌施工，邊跨懸臂21 個節(jié)段，最長懸臂長度為83m。該橋共有2個橋臺支架現(xiàn)澆段和3 個墩頂托架現(xiàn)澆段，4 個合龍段，合龍段長2.0m，其中，主跨合龍段重150t，其他合龍段重72t，采用先主跨、后次邊跨、再邊跨的順序進行合龍。主跨設計頂梁力4 000kN。中跨采用吊籃合龍，其余利用托（支）架合龍。

2 理論分析與現(xiàn)場試驗

按照設置方式勁性骨架可分為兩種[4]：①體內式勁性骨架，其優(yōu)點是勁性骨架埋在梁體中，不影響橋梁外觀；缺點是體內式勁性骨架多埋置在箱梁的倒角處，給合龍段的鋼筋綁扎帶來不便，合龍后體內式勁性骨架可抵消部分預應力，使合龍段混凝土所受預應力減少；②體外式勁性骨架，在懸臂端頂板、底板表面預埋鋼板，用剛度較大的型鋼焊接在預埋鋼板上，待成橋后將骨架切割移除，優(yōu)點為便于中跨合龍段橫隔板鋼筋的綁扎，混凝土的振搗，張拉前拆除勁性骨架，對合龍段混凝土的預應力無影響。本橋勁性骨架設置采用體外式，在懸臂端頂板、底板表面預埋鋼板，采用雙拼I40作支撐焊接在預埋鋼板上，布置形式如圖1 所示。邊跨直線段托架采用I22 作牛腿支撐，支架采用5根Φ 426螺旋管支撐。

圖1 勁性骨架布置圖

2.1 邊跨現(xiàn)澆段托架設置

托架設置除考慮現(xiàn)澆段自重、合龍段混凝土自重外，還要考慮梁體在溫度作用下，下?lián)弦鸬募袅Γ矗和屑苁芰=現(xiàn)澆段自重+合龍段重量/2+施工荷載+下?lián)袭a生的剪力。為此，筆者對下?lián)狭M行現(xiàn)場測試。在梁端對地基進行加固處理并安裝反力墩，反力墩采用Φ830 螺旋管，管內填充C40混凝土振搗密實，頂面預埋3cm厚鋼板，鋼板頂面確保水平，首先使用千分表測量下?lián)现惦S時間溫度的變化，然后采用測力器測量下?lián)狭﹄S時間溫度的變化。通過試驗得出結論：當環(huán)境氣溫升高時，梁體升溫具有滯后性，在15：00氣溫達到最高時，下?lián)狭考跋聯(lián)狭Σ⑽催_到最大，而是在16：50 氣溫開始回落時最大；在4：00 氣溫達到最低時，下?lián)狭考跋聯(lián)狭Σ⑽催_到最小，而是在7：00 氣溫開始回升時最小；通過合龍前試驗測得受陽光照射下，晝夜溫差10℃，梁端最大下?lián)狭繛?3mm，最大下?lián)狭?60kN，下?lián)狭颗c下?lián)狭Τ删€形分部。因此，推算懸臂端每下?lián)?0mm，產生的剪力為200kN。

2.2 中跨合龍段勁性骨架設置

（1）勁性骨架強度主要考慮的因素為水平力，包括設計頂梁力（或臨時張拉力）、梁體溫度變化引起的溫度內力。根據(jù)設計要求，中跨頂梁力是根據(jù)主跨10年收縮徐變產生的變形反算求得，頂推力受實際合龍溫度影響。本橋設計合龍溫度為15～18℃，實際合龍溫度為28℃，Δt=28－18=10℃。

式中：a為混凝土線性膨脹系數(shù)，取10-5；Δt為實際合龍溫度與設計合龍溫度差；L為懸臂端梁總長度為16.8m。

式中：N為梁因溫度引起的軸向力；Lih為懸臂段各階段長度；為懸臂段各階段截面積；En為懸臂段混凝土的彈性模量。

通過公式②可知：

由公式（1）可知，在合龍前單端懸臂狀態(tài)下，梁體溫度升高10℃，單個懸臂端受溫度影響伸長ΔL/2=8.4mm，由于梁體自身剛度較大，墩身設計為薄壁墩，且為高墩可視為柔性墩，通過midas 軟件模擬在跨中給T 構施加強制位移ΔL/2=8.4mm，通過分析墩身彎矩和墩身剪力可知：1#墩單肢墩頂彎矩為80.3t.m，墩底彎矩為89.6t.m，2#墩單肢墩頂彎矩為75.1t.m，墩底彎矩為83.7t.m；1#墩承受推力為4.5t（450kN），2#墩承受推力為4.1t（410kN），小于3 688.9kN，取其小，可知梁體受溫度影響每變化1mm需承受48.8kN的軸力。

為了驗證理論計算，筆者對懸臂端在不同溫度下的伸長量和擠壓力進行測試，分別采用千分表和測力器（見圖2）對主跨合龍段在溫差作用下的梁體伸長量和擠壓力進行測量（見表1）。從實測結果可以看出，當晝夜溫差為10℃時，梁體的變化值為2.5mm，遠小于理論值；由溫度升高影響梁體的溫度軸力為107kN，可推算出梁體受溫度影響每變化1mm需承受42.8kN的軸力，與midas軟件計算相吻合。

圖2 測量儀

表1 合龍段日照溫差下擠壓力實測記錄表

表1（續(xù)）

因此，中跨合龍段勁性骨架所受水平力為F=N=4 000+107=4107kN。從強度方面考慮勁性骨架需滿足：

可推算出：

選用雙拼I40，則A=8607mm2×8=0.0689m2滿足要求。

（2）從保證中跨抗拉、抗壓剛度方面考慮，要求勁性骨架焊接后在晝夜溫差作用下的伸長和縮短不超過混凝土的抗拉應變值，盡量對處于養(yǎng)護期間的混凝土不產生擾動，從而保證混凝土質量。

2.3 邊跨合龍段勁性骨架設置

邊跨合龍段連接懸臂端和支（托）架現(xiàn)澆段，支架現(xiàn)澆段在溫度變化時豎向變形很小，可以忽略不計，而懸臂端受到溫度變化時不僅產生縱向變形，而且產生豎向變形，將使合龍段產生豎向錯動，因此，邊跨勁性骨架強度在設置時，除了考慮水平力外，還要考慮合龍段混凝土自重、陽光照射梁面影響梁體下?lián)狭笆┕ず奢d作用產生的剪力。

（1）邊跨勁性骨架所受軸力為臨時預應力束提供的壓力、邊跨直線段與支架、支座之間的摩擦力。

溫度升高時：

溫度降低時：

簡化為軸向受力：

式中：NG為合龍段/2重+邊跨直線段混凝土重量；μ為支座的摩擦系數(shù)，球形鋼支座取0.06；混凝土與木頭之間的摩擦系數(shù)取0.5；Fy為臨時鎖定束的張拉力，為保證合龍段混凝土不受拉，要求Fy≥NG·μ。

從計算式可知，勁性骨架只承受臨時鎖定束提供的壓力和梁體伸縮產生的摩擦力，且勁性骨架的強度是由升溫時應力大小決定的；由于合龍前邊墩活動支座受限、懸臂梁受臨時固結限制，兩者之間相對距離完全固定，因此要求在邊跨合龍口鎖定后，應立即釋放邊墩滑動的限位裝置，使合龍后的結構體系形成一端固定，一端滑動的靜定體系。

（2）根據(jù)現(xiàn)場實際測量，受溫度影響懸臂端豎向位移a=13mm，經過計算，限制梁端單位豎向位移，需在梁端施加反向力。假定在溫度變化和勁性骨架作用下，懸臂端下降Δh=3mm，此時骨架所受剪力為：

通過測力器實際測量，梁體的下?lián)狭?60kN，理論與實際測量相符，因此，勁性骨架的剪切變形為：

式中：lb、ld為邊跨長度、墩高；Id、Ih為墩身、梁體的截面抗彎慣距；γ為勁性骨架的剪切應變；Gs為鋼材的剪切模量。

由變形協(xié)調得：Δh=η

求得懸臂段沉降為：

勁性骨架剪應變?yōu)椋?/p>

由此可得，勁性骨架考慮邊跨抗剪切應力和變形的最小截面積，以滿足合龍段混凝土的養(yǎng)護要求。

（3）從滿足邊跨抗彎曲和變形要求考慮，勁性骨架可以看作是固端梁，懸臂端的豎向位移必然引起勁性骨架的固端彎矩，因此勁性骨架也有抗彎要求。邊跨合龍段布置圖如圖3所示。

圖3 邊跨合龍段布置圖

由圖4可知，勁性骨架的固端彎矩為：

因此，骨架的最大應力為：

式中：hs為勁性骨架頂板肢頂面到底板肢底面的距離。

圖4 邊跨抗彎計算簡圖

從剛度方面考慮，骨架的最大線應變?yōu)椋?/p>

式中：Es=2.1×105；Ec=3.45×105；[εc]=0.002

3 結語

在預應力剛構連續(xù)梁合龍段施工時，通過理論計算懸臂端在溫度變化時產生的軸向拉壓力、剪切力，與測力器實測軸向擠壓力、下?lián)狭M行對比得出結論：實測擠壓力遠小于理論值，因為梁體在溫度作用下膨脹時，由于受縱向預應力的約束，實際產生的伸長值小于理論伸長值，在勁性骨架鎖定后，此位移主要由墩身變形轉化為對墩身的推力，墩身越高推力越??；受溫度影響下?lián)弦鸬募袅εc理論相符，懸臂端下?lián)?0mm約產生200kN的力。

通過計算分析，勁性骨架截面的大小不是由強度控制的，而是由剛度控制的。為了保證合龍段混凝土養(yǎng)護期間不受擾動，保證合龍段混凝土質量，要求勁性骨架具有較大的剛度，且在邊跨直線現(xiàn)澆段托架設計時，除考慮現(xiàn)澆段、合龍段混凝土重量、施工荷載外，還要考慮溫度作用下懸臂端下?lián)弦鸬募袅Α?/p>

由計算可知，勁性骨架支撐工字鋼主要受軸向壓縮，支撐工字鋼相連的預埋鋼板與梁體之間的剪力等于工字鋼的軸力，為了使預埋鋼板能提供足夠的剪力，建議在鋼板下方焊接“幾”字形錨固鋼筋，并要求焊縫強度及錨固鋼筋的抗剪能力滿足要求。

[1] 汪劍，方志.大跨預應力混凝土連續(xù)梁橋施工控制研究[J]. 湖南大學學報：自然科學版，2003，30（3）：130-133.

[2] 張明遠，盧哲安，劉飛鵬，等.某大跨預應力混凝土連續(xù)梁橋的溫度效應分析[J]. 武漢理工大學學報，2007，29（2）：110-113.

[3] 胡競先.高墩連續(xù)大跨預應力剛構橋溫度效應影響分析[J].湖南工業(yè)大學學報，2009（2）：6-9.

[4] 謝尚英，錢冬生.勁性骨架混凝土拱橋施工階段的非線性穩(wěn)定分析[J].土木工程學報，2000（1）：23-27.

[5] 陳麗敏.混凝土剛構橋高大邊跨不平衡現(xiàn)澆施工技術[J].石家莊鐵道學院學報，2007（1）：125-130.

[6] 劉鴻，何崇雄，張磊.連續(xù)梁邊跨特長現(xiàn)澆段托架設計方案優(yōu)化分析[J].西部交通科技，2013（8）：99-105.