劉祥基，孫曉軍，曲寶文，程海根

（1.華東交通大學(xué)，江西 南昌 330013；2.中鐵十六局集團第三工程有限公司，浙江 湖州 313000）

合龍及體系轉(zhuǎn)換順序?qū)︻A(yù)應(yīng)力連續(xù)梁橋的影響研究

劉祥基1，孫曉軍2，曲寶文2，程海根1

（1.華東交通大學(xué)，江西 南昌 330013；2.中鐵十六局集團第三工程有限公司，浙江 湖州 313000）

以吉安廬陵大橋為例，采用有限元分析軟件對八種合龍及體系轉(zhuǎn)換方案進行數(shù)值模擬，計算了不同方案合龍后的主梁豎向位移、箱梁應(yīng)力、主梁次內(nèi)力，結(jié)合施工監(jiān)控實測應(yīng)力數(shù)據(jù)，探討了不同的合龍及體系轉(zhuǎn)換順序?qū)υ摌蛄旱奈灰坪蛻?yīng)力及次內(nèi)力的影響，得出宜采用推薦方案作為合龍及體系轉(zhuǎn)換方案，有關(guān)經(jīng)驗可供相關(guān)專業(yè)人員參考。

預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁橋；合龍；體系轉(zhuǎn)換；位移；應(yīng)力；次內(nèi)力

0　引言

預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋具有用料節(jié)省，變形小，結(jié)構(gòu)剛度好、行車平順舒適，伸縮縫少，養(yǎng)護方便，抗震性能強，造型優(yōu)美等特點，尤其是懸臂施工法、頂推法、逐跨施工法在連續(xù)梁橋中的應(yīng)用，這種充分利用預(yù)應(yīng)力技術(shù)的優(yōu)點，使施工設(shè)備的機械化，生產(chǎn)工廠化，從而降低了生產(chǎn)成本，又提高了施工質(zhì)量，所以得到了許多國家橋梁設(shè)計者的青睞。懸臂施工法是預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋常采用的方法，在這種施工方法中，合龍順序和臨時固結(jié)的解除對橋梁施工和成橋內(nèi)力影響很大。不同的合龍順序和臨時固結(jié)的拆除將對結(jié)構(gòu)的位移和內(nèi)力，施工的難度和工期，施工關(guān)聯(lián)的次內(nèi)力和內(nèi)力重分布，工程的進度安排和成本產(chǎn)生重大影響。很有必要對橋梁的合龍順序和臨時固結(jié)的拆除進行研究分析。

因此，本文以吉安廬陵大橋為工程實例，分析合龍順序和體系轉(zhuǎn)換對橋梁的位移和內(nèi)力的影響，為今后類似橋梁的設(shè)計施工提供參考。

1　工程概況

廬陵大橋主橋上部結(jié)構(gòu)采用45 m+280 m+45 m變截面預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋，共分為14種梁段，其中0#～1#梁段為支架現(xiàn)澆，2#～11#梁段采用掛籃懸臂現(xiàn)澆施工，12#梁段為合龍段，13#、14#梁段為邊跨現(xiàn)澆（采用支架施工）。箱梁采用C50混凝土。主橋半幅橋?qū)?7.2～19.2 m，采用單箱兩室型斷面，其中箱梁底寬12.7 m，主梁邊跨外側(cè)翼緣板懸臂長由2.5 m漸變至4.5 m，中跨外側(cè)翼緣段懸臂長為4.5m，主橋內(nèi)側(cè)翼緣板懸臂長均為2 m。箱梁根部梁高為4.8 m，中跨跨中及邊跨端部梁高為2.3 m。箱梁梁高變化采用二次拋物線，變化范圍為懸澆段末端至墩身外側(cè)處，截面梁高方程為H=0.001 754 309+2.3（m），梁高為箱梁中心處高度。主橋橋墩編號為4號～8號，除6號墩支座為固結(jié)外，其他墩的支座都為滑動支座。為了確保施工的穩(wěn)定性，5～7號墩都設(shè)置了輔助墩，輔助墩與主梁固結(jié)。主橋橋型布置見圖1。

圖1　廬陵大橋主橋總體布置（單位：m）

2　計算模型

運用MIDAS-CIVIL2013建立了該橋的有限元模型，見圖2。該模型主梁共101個節(jié)點，劃分了100個單元，單元類型為梁單元，為簡化模型突出研究重點未對橋墩進行模擬。邊界條件的模擬，通過模型激活、鈍化來實現(xiàn)。施工階段荷載考慮結(jié)構(gòu)自重、鋼束預(yù)應(yīng)力荷載、時間荷載、掛籃自重、混凝土濕重。施工過程中不同T構(gòu)因施工時間不同產(chǎn)生的收縮徐變通過時間荷載考慮。

圖2　廬陵大橋有限元計算模型

3　合龍及體系轉(zhuǎn)換方案

目前，我國已經(jīng)修建大量預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋，對于建造這種橋型的橋梁有豐富的經(jīng)驗。懸臂現(xiàn)澆的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋，合龍順序有許多種，如先邊跨后中跨合龍順序、先中跨后邊跨合龍順序、一邊向另一邊逐跨合龍、全橋一次性同時合龍。下面把廬陵大橋主橋合龍及體系轉(zhuǎn)換方案分施工圖設(shè)計、實際施工、工程上常用方案列舉見表1。表1中方案①是施工圖設(shè)計提出的，方案②是該工程實際施工采用方案，其他6種方案是工程常用方案。

4　計算結(jié)果與分析

4.1豎向位移結(jié)果與分析

各方案在全橋合龍后，方案①～方案⑧全橋主梁豎向位移曲線見圖3、圖4。

圖3　全橋合龍后主梁豎向位移對比

圖4　全橋合龍后主梁豎向位移對比

對全橋合龍后主梁豎向位移分析，發(fā)現(xiàn)不同的合龍方案，不同的體系轉(zhuǎn)換順序，會產(chǎn)生不同的主梁豎向位移。各方案全橋合龍后的主梁豎向位移曲線變化趨勢基本一致，主梁豎向位移變化最大值都在中跨合龍段附近出現(xiàn)。

其中方案⑤的中跨合龍段66號節(jié)點變化最大為52.32 mm，方案④的中跨合龍段67號節(jié)點變化最小為29.18 mm，相差23.14 mm。方案③的豎向位移變化最大值為36.36 mm，其他各方案都在45 mm左右。方案①和方案②分別是設(shè)計方案和實際施工方案，在圖3中這兩種方案的位移曲線幾乎完全重合，其共同點是邊跨向中跨合龍，中跨合龍后再切割輔助墩，產(chǎn)生的豎向位移比較大，成橋后主梁線型不夠平順，優(yōu)點是施工過程中結(jié)構(gòu)處于多次超靜定，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定。

方案⑤是先中跨合龍后切割6號墩的輔助墩，再邊跨合龍。這種方案在切割6#輔助墩時其實沒有起到體系轉(zhuǎn)換的作用，因為6號墩本身就是固結(jié)。

方案⑥和方案⑦合龍順序不一樣，最終的體系轉(zhuǎn)換時機都是一樣的，都是全橋合龍后切割輔助墩，這兩種方案成橋主梁豎向位移相差很小，說明合龍順序?qū)Τ蓸蛑髁贺Q向位移影響不是很明顯。方案⑧成橋后豎向位移最大值為46.18 mm，這種方案主要便于管理，施工流程很清晰，但是工期較長。所有方案中方案③和方案④的豎向位移變化相對較小，其共同點是較早的把5#、7#輔助墩切割，及時的釋放了5#、7#墩T構(gòu)主梁的水平方向約束和繞主梁橫向的轉(zhuǎn)動方向約束，這兩種方案較其他方案在成橋后主梁整體線型要平順。同時方案④是在張拉邊跨長鋼束后解除臨時約束，比方案③要安全穩(wěn)定。

表1　合龍及體系轉(zhuǎn)換方案

4.2各跨主要截面應(yīng)力結(jié)果分析

各方案在全橋合龍后，方案①～方案⑧及現(xiàn)場實測的各跨主要截面箱梁底板應(yīng)力見圖5、圖6。圖5、圖6中縱坐標表示應(yīng)力值，橫坐標1～7分別表示第1跨合龍段中間位置截面、5號墩根部、第2跨合龍段中間位置截面、6號墩根部、第3跨合龍段中間位置截面、7號墩根部、第4跨合龍段中間位置截面。應(yīng)力以拉應(yīng)力為正，壓應(yīng)力為負。

圖5　全橋合龍后各跨主要截面應(yīng)力對比

圖6　全橋合龍后各跨主要截面應(yīng)力對比

各方案和現(xiàn)場實測主要截面底板應(yīng)力最大值都出現(xiàn)在中跨合龍?zhí)帲?號墩根部。模型計算最大值出現(xiàn)在方案④中跨位置，最小值出現(xiàn)在方案⑦。圖中應(yīng)力變化趨勢基本一致，除方案⑤在中跨合龍中間位置截面與其他方案的應(yīng)力相差較大，差值為2.15 MPa，各方案模型在同一截面應(yīng)力相差很小。但實測值與模型計算應(yīng)力值卻相差較大，盡管方案②是該工程實際施工采用方案，其值與實測值也相差較大。這是預(yù)應(yīng)力張拉的誤差，測量儀器測量誤差，測量儀器布置點與模型計算值位置點的偏差，模型設(shè)置溫度與實際測量溫度誤差所造成的。從上述各方案應(yīng)力圖說明：合龍及體系轉(zhuǎn)換順序?qū)Τ蓸蛑髁簯?yīng)力影響不大，應(yīng)力最大值出現(xiàn)在跨中附近。在相同施工工藝下，成橋主梁應(yīng)力主要和橋梁結(jié)構(gòu)型式相關(guān)。

4.3次內(nèi)力結(jié)果分析

預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋是超靜定結(jié)構(gòu)，在受到各種影響因數(shù)作用下，產(chǎn)生的變形會在多余約束的位置產(chǎn)生多余約束力，多余約束力又會產(chǎn)生的內(nèi)力，這種內(nèi)力我們習(xí)慣稱之為次內(nèi)力，各種影響因數(shù)包括鋼束預(yù)應(yīng)力、混凝土的收縮徐變。

各方案在全橋合龍后，方案①～方案⑧全橋鋼束預(yù)應(yīng)力引起的主梁次內(nèi)力結(jié)果最大值見表2。

從表2可看出鋼束引起的主梁次內(nèi)力最大值都出現(xiàn)在6號墩1#-2#交界處。因6號墩支座為固定支座，又處于兩中跨之間，故在6號墩附近易產(chǎn)生最大鋼束次應(yīng)力。表1中除方案③和方案⑤最大彎矩值低于60 000 kN·m外，其他方案都在60 000 kN·m以上。不同方案的鋼束次內(nèi)力結(jié)果相差較大，方案③與方案⑦有最大差值為3 681.93 kN·m。

各方案在全橋合龍后，方案①～方案⑧全橋收縮引起的主梁次內(nèi)力結(jié)果最大值見表3。

從表2、表3可以看出收縮引起的次內(nèi)力相比鋼束引起的次內(nèi)力很小，收縮引起的彎矩值大部分都在735 kN·m左右，最大值出現(xiàn)的位置大部分在5號墩1#～0#交界處，少部分在6、7號墩的0#～1#附近。上述現(xiàn)象說明：不同的合龍及體系轉(zhuǎn)換方案對全橋合龍后收縮次內(nèi)力影響不大，對收縮次內(nèi)力最大值出現(xiàn)位置有一定的影響，主梁收縮次內(nèi)力主要受梁體澆筑時間影響。

各方案在全橋合龍后，方案①～方案⑧全橋徐變引起的主梁次內(nèi)力結(jié)果最大值如表4所示。

從表4中可以看出不同方案的徐變次內(nèi)力有較大差異，方案⑤彎矩值最大，方案⑥彎矩值最小，相差10 025.44 kN·m。各方案的徐變次內(nèi)力都出現(xiàn)在5號墩0#～1#主梁附近或7號墩0#～1#主梁附近。

4　結(jié)　論

（1）不同的合龍及體系轉(zhuǎn)換方案對全橋合龍后位移變化趨勢影響不大，但成橋線型有一定的變化。合龍及體系轉(zhuǎn)換順序和合龍后主梁應(yīng)力關(guān)聯(lián)不大，在施工工藝相同的情況下，主梁應(yīng)力還主要取決于橋梁結(jié)構(gòu)型式。在本文各方案中方案③與方案④相比其他方案，合龍后主梁應(yīng)力相差不大，有位移較小的優(yōu)勢。

表3　全橋合龍各方案主梁次內(nèi)力結(jié)果最大值（單位：kN·m）

表4　全橋合龍各方案主梁次內(nèi)力結(jié)果最大值（單位：kN·m）

（2）這八種方案雖然在施工時間上相差不大，但是合龍順序和體系轉(zhuǎn)換時機不一樣，導(dǎo)致合龍后預(yù)應(yīng)力鋼束、混凝土收縮、徐變產(chǎn)生的次內(nèi)力不同，其中以徐變次內(nèi)力相差最大，方案⑤產(chǎn)生最大徐變次彎矩，其值是方案六產(chǎn)生最大值的3倍以上，故應(yīng)該盡量避免采用方案⑤這種合龍及體系轉(zhuǎn)換方案。

（3）對這八種方案的分析比較得出，方案④合龍后的累積位移最小，主梁應(yīng)力也較小，合龍后全橋的線型比其他方案的線型平順，施工過程安全穩(wěn)定，有利與施工過程的線型控制。所以推薦該橋的合龍及體系轉(zhuǎn)換采用方案④，該方案可為今后同類型的橋梁合龍方案提供研究參考。

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U448.21+5

A

1009-7716（2016）01-0153-04

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2016.01.044

2015-10-10

劉祥基（1991-），男，江西南昌人，碩士，從事橋梁結(jié)構(gòu)方面研究工作。