卞同山

（鹽城市亭湖區(qū)交通工程建設管理處，江蘇 鹽城 224000）

大跨徑連續(xù)梁橋往往采用掛籃懸臂施工，為保證施工過程中結(jié)構(gòu)的抗傾覆穩(wěn)定性，需要采用臨時固結(jié)措施以使結(jié)構(gòu)成為幾何不變體系。臨時固結(jié)措施包括墩頂設臨時固結(jié)支座，橋墩兩側(cè)設臨時支墩等方式。目前，對于不平衡荷載作用下，最大懸臂狀態(tài)的傾覆穩(wěn)定性，大部分文獻均采用定性的方法分析臨時固結(jié)措施的安全系數(shù)，沒有考慮各種設計參數(shù)的變異性［1-3］。張楊永［4］、劉曉鑾［5］等人將可靠度分析方法引入橋梁結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)和施工過程的結(jié)構(gòu)安全性分析中。張建仁［6］、許福友［7］、李生勇［8］、駱佐龍［9］等人均針對具體的工程項目，考慮少量設計參數(shù)的變異性，建立可靠度分析模型，對最大懸臂狀態(tài)的可靠性進行了一些研究，取得了一些成果。但在目標可靠指標的取值上沒有展開討論，對設計荷載參數(shù)和極限失穩(wěn)時的組合工況考慮不全面。因此，本文針對設計參數(shù)的選擇、目標可靠指標取值等方面進一步開展研究。

1 工程概況

吳淞大橋為60 m+100 m+60 m的大跨徑變截面連續(xù)梁橋，截面形式為單箱雙室。中墩處梁高為7.0 m，跨中梁高2.8 m，梁高按二次拋物線變化。該橋梁采用對稱懸臂澆筑方法施工，單個懸臂共劃分為13個節(jié)段，其中0#塊長6 m，1#~2#塊長2.5 m，3#~6#塊長3.0 m，7#~10#塊長3.5m，11#~13#塊長4.0 m，中孔合龍段長2.0m，節(jié)段最大重量為150 t。橋梁中墩為頂部擴大的矩形墩柱，立柱底部尺寸為5.8 m（橫橋向）×3 m（順橋向），立柱頂部尺寸為8.4 m（橫橋向）×3.6 m（順橋向）。

在懸臂澆注施工過程中，為了抵抗不平衡彎矩，臨時支承結(jié)構(gòu)采用墩頂支座兩側(cè)設支墩的形式，如圖1所示。臨時支墩內(nèi)的錨固鋼筋采用Φ32 mm的PSB785精軋螺紋鋼，底板處截面下端埋入墩身2.5 m，上端伸出底板頂面。中腹板處截面下端埋入墩身2.5 m，上端埋入梁體1.8 m。每個臨時支座設置82根精軋螺紋鋼筋。臨時支座采用C50混凝土。

圖1 臨時錨固布置圖

2 可靠性模型

2.1 設計荷載參數(shù)

大跨度連續(xù)梁橋的掛籃懸臂施工過程中，隨著主梁懸臂長度的增加，其失穩(wěn)的可能性越來越大。主梁傾覆失穩(wěn)的最不利狀態(tài)為主梁處于施工合龍前的最大懸臂狀態(tài)，因此，取該狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)體系進行梁體抗傾覆穩(wěn)定性的研究。

連續(xù)梁懸臂施工時，由于各種偶然因素會引起主墩兩側(cè)的荷載不平衡，從而有發(fā)生傾覆失穩(wěn)的可能性。這些不平衡荷載主要包括：梁體自重不平衡荷載，施工機具和材料堆載，懸臂兩端梁段施工不同步時的自重不平衡荷載，兩側(cè)合龍段施工不同步引發(fā)的不平衡荷載，兩側(cè)懸臂承受的不平衡風荷載，施工過程中懸臂端掛籃突然脫落的偶然荷載。

（1）梁體自重不平衡荷載

由于混凝土生產(chǎn)和現(xiàn)場澆筑過程中的不均勻性，墩頂兩側(cè)懸臂段的混凝土自重存在差異。梁體自重荷載的變異性主要取決于混凝土生產(chǎn)、運輸、和現(xiàn)場澆筑過程的施工管理水平和施工技術(shù)水平。

該橋單側(cè)懸臂0#~12#塊共重18 286 kN，重心距墩頂中心線的距離為16.50 m；單側(cè)懸臂0#~13#塊共重19 302 kN，重心距墩頂中心線的距離為17.95 m。

根據(jù)施工經(jīng)驗，梁體自重不平衡荷載用W表示，服從正態(tài)分布，平均值μW按5%的梁體自重考慮，變異系數(shù)δW取0.15。

（2）施工機具和材料堆載

考慮到施工需要，梁體上需要臨時堆放施工機具和材料，現(xiàn)場操作人員的移動也會對主梁產(chǎn)生不平衡荷載。

根據(jù)施工經(jīng)驗，施工活載可由懸臂端的集中力P和懸臂上的均布力g表示，兩者均服從正態(tài)分布。一側(cè)懸臂端作用集中力的平均值μP取100 kN，變異系數(shù)δP取0.15；懸臂上作用的均布力的平均值μg取5 kN/m，變異系數(shù)δg取0.15。

（3）梁段施工不同步荷載

由于實際施工過程中，墩頂兩側(cè)懸臂節(jié)段的施工很難做到嚴格同步，這主要取決于施工的現(xiàn)場管理水平。考慮最不利情況，一側(cè)最后一個節(jié)段已經(jīng)完成施工，另外一側(cè)最后一個節(jié)段施工完成1/2。梁段施工不同步荷載用G表示，服從正態(tài)分布，其平均值μG取510 kN，變異系數(shù)δG取0.20。

（4）掛籃脫落荷載

考慮到施工的突發(fā)情況，施工到最后一個節(jié)段時，一側(cè)掛籃突然脫落。按掛籃和模板的設計圖紙，掛籃及模板等自重取550 kN，掛籃脫落的沖擊系數(shù)取1.2。掛籃系統(tǒng)脫落荷載用T表示，服從正態(tài)分布，其平均值μT取660 kN，變異系數(shù)δT取0.10。

（5）合龍段不同步荷載

由于施工進度的偏差，考慮最不利情況，一側(cè)邊跨合龍，另外一側(cè)邊跨尚未合龍。合龍段混凝土重量的一半作用在最后一個懸澆節(jié)段末端。合龍段不同步荷載用F表示，服從正態(tài)分布，其平均值μF取300 kN，變異系數(shù)δF取0.10。

（6）風荷載

該橋施工期少于1年，根據(jù)橋梁工程所在地的實際情況，按10年重現(xiàn)期計算施工階段的設計風速。最不利情況下，一側(cè)懸臂作用風荷載，另外一側(cè)懸臂作用0.5倍的風荷載。抗傾覆穩(wěn)定驗算時可以僅考慮風荷載豎向升力作用，用q表示，服從極值I型分布。風荷載的平均值μq取6 kN/m，變異系數(shù)δq取0.15。

實際上，以上各種荷載并非同時發(fā)生，可考慮以下幾種荷載組合的工況。

組合1：（1）+（2）+（3）+（6），即最后一個懸澆節(jié)段施工不同步；

組合2：（1）+（2）+（4）+（6），即最大懸臂狀態(tài)時一側(cè)掛籃脫落；

組合3：（1）+（2）+（5）+（6），即合龍段施工不同步，一側(cè)邊跨合龍。

2.2 結(jié)構(gòu)抗力參數(shù)

連續(xù)梁橋懸臂施工過程中產(chǎn)生的不平衡彎矩主要由墩頂?shù)呐R時支座承受。臨時支座除了承受不平衡彎矩外，還承受上部結(jié)構(gòu)的自重荷載。當不平衡彎矩引起的臨時支座上拉力超過上部結(jié)構(gòu)自重荷載的壓力時，墩頂兩側(cè)的臨時支座一個受拉、一個受壓。根據(jù)圖紙，臨時支墩內(nèi)的錨固鋼筋采用Φ32 mm的PSB785精軋螺紋鋼，臨時支墩中心距墩頂中心線距離為1.48 m。施工期的臨時錨固措施往往由抗拉控制設計［1］，需要做好抗拉錨固措施。

精軋螺紋鋼抗拉強度設計值為650 MPa，考慮材料性能不確定參數(shù)和計算模式的不確定性后［9］，單根精軋螺紋鋼抗力用S表示，服從正態(tài)分布，抗力S均值μS取470 kN，變異系數(shù)δS取0.10。

2.3 極限狀態(tài)函數(shù)

連續(xù)梁橋懸臂施工過程中抗傾覆穩(wěn)定計算的示意圖如圖2所示。

圖2 抗傾覆穩(wěn)定計算示意圖

連續(xù)梁橋懸臂施工過程中的抗傾覆穩(wěn)定可靠性分析的極限狀態(tài)函數(shù)可表示為：

式中：MR為抵抗結(jié)構(gòu)傾覆失穩(wěn)的內(nèi)力矩；MS為引起結(jié)構(gòu)傾覆失穩(wěn)的外力矩。

可以得到3種不同工況組合下，結(jié)構(gòu)抗傾覆穩(wěn)定可靠性分析的極限狀態(tài)函數(shù)分別為：

組合1：

Z=242.72S-16.5W-42P-882g-44G-529q；

組合2：

Z=242.72S-16.5W-42P-882g-44T-529q；

組合3：

Z=242.72S-17.95W-46P-1 058g-46F-529q；

式中各符號的含義同前文所述。

2.4 目標可靠指標

目標可靠指標應結(jié)合工程經(jīng)驗，根據(jù)結(jié)構(gòu)的重要性、破壞后果、經(jīng)濟效應、社會影響等因素綜合確定。目前，關(guān)于施工期的目標可靠指標國內(nèi)并沒有規(guī)范予以明確的規(guī)定。

國際標準化組織發(fā)布的《結(jié)構(gòu)可靠性設計總原則》（ISO 2394∶1998）中對于承載能力極限狀態(tài)下，安全等級低、一般、高的結(jié)構(gòu)目標可靠指標建議取值為3.1、3.8、4.3。北歐五國發(fā)布的《承載結(jié)構(gòu)的荷載及安全規(guī)定》（NKB NO55E）中對安全等級低、一般、高的結(jié)構(gòu)目標可靠指標取值為3.71、4.26、4.75。英國的《結(jié)構(gòu)規(guī)范中安全及正常使用狀態(tài)系數(shù)合理化》（CIRIA Report 63）對于安全級別為一般、重要、很重要的可靠指標取值為3.09、3.71、4.26。歐洲統(tǒng)一標準EN 1990∶2002中對于承載能力極限狀態(tài)的結(jié)構(gòu)目標可靠指標建議取值為3.3、3.8、4.3。美國混凝土協(xié)會發(fā)布的《混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》（ACI 318-02）中對于現(xiàn)澆或預制混凝土梁結(jié)構(gòu)在受彎或受剪時的目標可靠指標取值為3.5。《公路工程結(jié)構(gòu)可靠度設計統(tǒng)一標準》（GB 50283—1999）中按持久狀況進行承載能力設計時的目標可靠指標如表1所示?！陡劭诠こ探Y(jié)構(gòu)可靠度設計統(tǒng)一標準》（GB 50158—2010）中規(guī)定對應于安全等級一級、二級、三級的最小目標可靠指標分別為4.0、3.5、3.0?！豆こ探Y(jié)構(gòu)可靠度設計統(tǒng)一標準》（GB 50153—2008）中規(guī)定可靠度水平的設置應根據(jù)結(jié)構(gòu)構(gòu)件的安全等級、失效模式和經(jīng)濟因素等確定。安全等級每相差一級，其可靠指標的取值宜相差0.5。但沒有明確給出橋梁結(jié)構(gòu)的目標可靠指標的取值［10］。

表1 公路橋梁結(jié)構(gòu)的目標可靠指標

綜上所述，結(jié)合本工程項目的實際情況，梁體抗傾覆穩(wěn)定的目標可靠指標取值為4.7，對應的失效概率為1.3×10-6。

3 可靠性分析

根據(jù)《工程結(jié)構(gòu)可靠度設計統(tǒng)一標準》附錄E的結(jié)構(gòu)可靠指標計算方法進行計算，可得該橋3種工況下的可靠指標值，驗算結(jié)果如表2所示。

表2 可靠指標驗算表

從中可以看出，組合2工況下，結(jié)構(gòu)可靠指標最小，其值為4.965，滿足目標可靠指標的要求。比較3個組合工況下結(jié)構(gòu)可靠指標可知，最大懸臂狀態(tài)時一側(cè)掛籃脫落對結(jié)構(gòu)抗傾覆穩(wěn)定的可靠性影響最大。施工過程中，應重視掛籃的設計和現(xiàn)場管理，防止發(fā)生掛籃脫落的事故。

4 結(jié)論

通過吳淞大橋懸臂施工階段結(jié)構(gòu)抗傾覆穩(wěn)定的可靠性分析，可得出如下結(jié)論：

（1）施工過程中引起梁體傾覆失穩(wěn)的不平衡荷載很多，應該根據(jù)施工單位的工程經(jīng)驗，全面考慮各種荷載出現(xiàn)的概率和大小。

（2）掛籃脫落荷載對結(jié)構(gòu)抗傾覆穩(wěn)定的可靠性影響最大，施工中應重視掛籃結(jié)構(gòu)的設計和現(xiàn)場施工管理，確保掛籃施工的安全性。

（3）目標可靠指標的取值應根據(jù)結(jié)構(gòu)的重要性、破壞后果、經(jīng)濟效應、社會影響等因素綜合確定，不宜取得太小，留下安全隱患；也不宜取得太大，造成無謂的浪費。

（4）連續(xù)梁橋懸臂施工抗傾覆穩(wěn)定分析的研究成果可用于指導臨時錨固措施的設計。

［1］ 張文學，黃薦，劉海陸.預應力混凝土連續(xù)箱梁橋懸臂施工臨時固接結(jié)構(gòu)設計［J］.公路交通科技，2013，30（2）：55-58.

［2］ 蔣志強，曾燕玲.懸澆連續(xù)梁墩梁臨時固結(jié)技術(shù)的驗算與應用［J］.西部交通科技，2013（5）：64-69.

［3］ 丁東.連續(xù)梁懸臂施工臨時固結(jié)設計與檢算［J］.城市道橋與防洪，2013（7）：222-223.

［4］ 張楊永,蔡敏. 基于響應面重構(gòu)的一種可靠度計算方法［J］.合肥工業(yè)大學學報(自然科學版)，2006，29（4）：482-485.

［5］ 劉曉鑾，張楊永，畢研川.基于APDL的大型橋梁結(jié)構(gòu)可靠度分析程序［J］. 燕山大學學報，2009，33（6）：517-521.

［6］ 張建仁，許福友.連續(xù)梁橋懸臂施工整體穩(wěn)定性可靠度分析［J］.長沙交通學院學報，2002，18（1）：26-29.

［7］ 許福友，張建仁.懸臂施工混凝土橋基于可靠度的分項安全系數(shù)［J］.國外公路，2001，21（1）：28-33.

［8］ 李生勇，張哲，黃才良，等.曲線梁橋最大懸臂施工狀態(tài)下的可靠性分析［J］.武漢理工大學學報(交通科學與工程版)，2008，32（3）：518-521.

［9］ 駱佐龍，董峰輝.連續(xù)梁橋懸臂施工狀態(tài)可靠度分析［J］.公路工程，2013，38（3）：162-164.

［10］ 李峰，候建國，安旭文，等.國內(nèi)外規(guī)范中目標可靠指標取值的比較研究［J］.電力建設，2009，30（5）：13-16.