王解軍， 黃紫棟， 黃 佳

( 中南林業(yè)科技大學 土木工程與力學學院， 湖南 長沙 410004)

?

不對稱布置多跨連續(xù)梁橋施工控制計算

王解軍， 黃紫棟， 黃 佳

( 中南林業(yè)科技大學 土木工程與力學學院， 湖南 長沙 410004)

針對洞庭湖大橋君山側(cè)副孔不對稱5跨預應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋，運用橋梁通用有限元軟MIDAS/CIVIL軟件，建立結(jié)構(gòu)仿真計算模型，模擬箱梁施工過程，包括T構(gòu)箱梁掛籃懸臂澆筑、邊跨箱梁支架現(xiàn)澆及合攏、體系轉(zhuǎn)換等全過程，考慮結(jié)構(gòu)自重、預應(yīng)力及混凝土收縮徐變等荷載，進行結(jié)構(gòu)計算分析，得到了結(jié)構(gòu)的應(yīng)力與變形，為橋梁施工時主梁的線形和應(yīng)力控制提供理論依據(jù)。

不對稱連續(xù)梁橋； 施工過程，應(yīng)力與變形； 有限元分析

1 概述

近年來，在我國道路交通建設(shè)的發(fā)展過程中，連續(xù)梁橋憑借其突出優(yōu)點，得到廣泛的運用。連續(xù)梁橋?qū)儆诔o定結(jié)構(gòu)，在恒活載作用下，產(chǎn)生的支點負彎矩對跨中正彎矩有卸載的作用，因此與同等跨徑的簡支梁橋相比，其跨中的正彎矩顯著減小，從而跨越能力大。連續(xù)梁還具有結(jié)構(gòu)剛度大、變形小、主梁變形撓曲線平緩、動力性能好及有利于高速行車等優(yōu)點[1，2]。以往針對對稱布跨的連續(xù)梁橋的理論研究、設(shè)計和施工研究較多，但關(guān)于不對稱布置連續(xù)梁橋的研究成果較少。與對稱布置連續(xù)梁橋相比，不對稱連續(xù)梁橋在結(jié)構(gòu)受力與變形上一般也存在不對稱現(xiàn)象，給結(jié)構(gòu)設(shè)計、施工及控制帶來一定的難度與復雜性[3-6]。本文以洞庭湖大橋君山側(cè)副孔橋為對象，分析研究不對稱布置多跨連續(xù)梁橋的線形變化與應(yīng)力，為橋梁施工控制提供理論依據(jù)。

2 工程概況

君山側(cè)副孔橋為國家高速公路湖南省臨湘(湘鄂界)至岳陽公路洞庭湖大橋的連接線工程，為預應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋，位于湖南省岳陽市君山區(qū)。該橋由中交公路規(guī)劃設(shè)計院有限公司設(shè)計。橋型為不對稱布置多跨連續(xù)梁橋，主橋全長274.18 m，分5跨布置，橋跨布置為(32.18+4×60.5)m(見圖1)。

圖1 主橋立面圖(單位： mm)Figure 1 Elevation view of the bridge(unit： mm)

上部結(jié)構(gòu)為60.5 m跨徑的懸臂澆筑現(xiàn)澆預應(yīng)力混凝土箱梁。主梁采用單箱單室截面，梁高3.65 m，高跨比為1/16.5。單幅箱梁寬度為16.3 m，底板寬6.5 m；箱梁翼緣懸臂長3.95 m，懸臂端厚度20 cm，懸臂根部厚度60 cm。箱梁頂板厚度標準段厚28 cm，近墩頂處加厚到60 cm。腹板采用變厚度設(shè)計，由近墩頂處100 cm厚漸變?yōu)?0 cm厚，再變?yōu)榭缰刑?0 cm厚。左側(cè)邊跨因長度較短，不存在50 cm厚腹板區(qū)段。底板標準段厚26 cm，近墩頂處加厚到65 cm。中間墩頂橫隔板厚200 cm；小樁號側(cè)端橫隔板厚180 cm；大樁號側(cè)橫隔板厚230 cm。主梁采用縱、橫向預應(yīng)力體系；支座中心線距離箱梁底板中心的距離為2.3 m(沿底板)；箱梁底設(shè)置橫橋向防落梁裝置。

3 有限元模型

本次結(jié)構(gòu)計算選用大型橋梁通用有限元軟件MIDAS/CIVIL，考慮主橋平曲線與豎曲線，不考慮箱梁橫坡與超高，根據(jù)設(shè)計圖的施工階段、結(jié)構(gòu)布置和結(jié)構(gòu)尺寸建立主橋的計算模型進行空間分析。主橋左右兩幅主體結(jié)構(gòu)布置基本相同，僅選擇對左幅橋進行分析計算，右幅橋梁施工時，相關(guān)數(shù)據(jù)可參照左幅橋梁計算結(jié)果。對橋梁結(jié)構(gòu)建立有限元模型(見圖2)，主梁采用梁單元進行模擬，共劃分為110節(jié)點，103個梁單元；主梁劃分時，0#、1#節(jié)段均分為2個單元，2#～8#節(jié)段均分為1個單元，首跨現(xiàn)澆段分為4個單元，末跨現(xiàn)澆段分為11個單元，邊跨合龍段和中跨合龍段均分為2個單元。在2#、15#、39#、63#、87#和110#節(jié)點處，建立彈簧單元模擬支座。

該橋采用掛籃懸臂施現(xiàn)澆法分段對稱施工。0#、1#梁段采用托架施工法，2#～8#橋段采用掛籃懸臂澆筑，邊跨搭設(shè)落地支架，拆除掛籃后，立模板澆筑邊跨現(xiàn)澆段。主橋施工先合攏邊跨，再合攏次中跨，最后合攏中跨。

圖2 全橋有限元模型Figure 2 Finite element model of total bridge

4 計算結(jié)果分析

4.1 位移計算結(jié)果

以左幅Z08#墩為例，將橋梁上部結(jié)構(gòu)懸臂施工時的最大懸臂階段、合龍后以及二期恒載施工完成等關(guān)鍵施工階段的豎向撓度繪制成曲線圖進行對比分析。其中，邊跨、中跨合龍后，則給出全橋豎向撓度曲線。在撓度曲線圖中，橫坐標表示結(jié)構(gòu)節(jié)點，縱坐標表示撓度值，“+”表示位移向上、“-”表示位移向下，單位：mm，如圖3～圖10所示。

圖3 最大懸臂施工階段箱梁撓度Figure 3 The vertical deflection of box girder in extreme cantilever stage

圖4 首跨合龍后箱梁豎向撓度曲線Figure 4 The vertical deflection of box girder after first spans closure construction

圖5 8#梁段施工完畢后首跨及Z07墩右懸臂豎向撓度曲線Figure 5 The vertical deflection of box girder after 8# cantilever construction

圖6 末跨合龍后末跨及Z10墩左懸臂箱梁豎向撓度曲線Figure 6 The vertical deflection of box girder after last spans closure construction

圖7 次跨合龍后全橋箱梁豎向撓度曲線Figure 7 The vertical deflection of box girder after secondary spans closure construction

圖8 中跨合龍后全橋箱梁豎向撓度曲線Figure 8 The vertical deflection of box girder after midspan closure construction

圖9 二期恒載施工完畢后全橋箱梁豎向撓度曲線Figure 9 The vertical deflection of box girder after secondary permanent load construction

圖10 10 a收縮徐變后全橋箱梁豎向撓度曲Figure 10 The vertical deflection of box girder after ten year shrinkage creep

由上述分析及圖3～圖10可以看出：

① 箱梁懸臂施工達到最大懸臂狀態(tài)，即澆筑8#塊時，梁端的豎向撓度達到-11.4 mm，張拉預應(yīng)力后，梁端豎向撓度為-6.9 mm。

② 由于小樁號邊跨無合龍段，施工過程采用先拆除掛籃，后張拉預應(yīng)力，以及Z07#墩右懸臂施工8#塊，導致Z07#墩右懸臂澆筑8#塊時，梁端下?lián)线_到最大值-25.9 mm，張拉預應(yīng)力后，梁端撓度為-18.4 mm。

③ 上部結(jié)構(gòu)施工完畢時，累計最大豎向撓度位于大樁號次跨跨中處，其值為-29.8 mm，最大豎向上撓位于大樁號邊跨合攏段處，其值為27.3 mm；成橋后，計入10 a徐變作用，累計最大豎向撓度位于大樁號次跨跨中處，其值為-28.2 mm，最大豎向上撓位于大樁號邊跨合攏段大里程方向附近截面處，其值為30.4 mm。

4.2 應(yīng)力計算結(jié)果

采用懸臂法施工時，上部結(jié)構(gòu)各關(guān)鍵部位應(yīng)力隨著梁段的伸展而累計增加。將橋梁主要施工階段的結(jié)構(gòu)應(yīng)力曲線繪制如下，在懸臂施工階段，以左幅Z08#墩為例；邊中跨合龍后，則給出全橋各單元的應(yīng)力曲線。在應(yīng)力結(jié)果曲線圖中，橫坐標表示結(jié)構(gòu)單元，縱坐標表示應(yīng)力分析結(jié)果，“+”表示拉應(yīng)力，“-”表示壓應(yīng)力。應(yīng)力曲線如圖11～圖18所示。

圖12 最大懸臂狀態(tài)箱梁下緣應(yīng)力分布圖Figure 12 The inferior margin stress of box girder in extreme cantilever stage

圖13 次跨合龍后全橋箱梁上緣應(yīng)力分布圖Figure 13 The superior margin stress of box girder after secondary spans closure construction

圖14 次跨合龍后全橋箱梁下緣應(yīng)力分布圖Figure 14 The inferior margin stress of box girder after secondary spans closure construction

圖15 中跨合龍后全橋箱梁上緣應(yīng)力分布圖Figure 15 The superior margin stress of box girder after midspan closure construction

圖16 中跨合龍后全橋箱梁下緣應(yīng)力分布圖Figure 16 The inferior margin stress of box girder after midspan closure construction

圖17 二期恒載施工完畢后全橋箱梁上緣應(yīng)力圖Figure 17 The superior margin stress of box girder after secondary permanent load construction

圖18 二期恒載施工完畢后全橋箱梁下緣應(yīng)力圖Figure 18 The inferior margin stress of box girder after secondary permanent load construction

按照《公路鋼筋混凝土及預應(yīng)力鋼筋混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》JTG D62 — 2004[7]第7.2.8條對施工階段正截面法向應(yīng)力進行驗算，對于預應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件，在預應(yīng)力和構(gòu)件自重等施工荷載作用下截面邊緣混凝土應(yīng)力應(yīng)滿足：

(1)

由圖11～圖18可知：

① 上部結(jié)構(gòu)箱梁最大懸臂施工階段，澆筑8#節(jié)段混凝土后，箱梁正截面最大壓應(yīng)力為-9.38 MPa，最大拉應(yīng)力為0.11 MPa；8#節(jié)段張拉預應(yīng)力后，箱梁正截面最大壓應(yīng)力為-10.30 MPa，最大拉應(yīng)力為0.21 MPa，均符合JTG D62 — 2004第7.2.8條的相關(guān)規(guī)定，滿足結(jié)構(gòu)安全要求。

② 中跨合龍施工完畢后，箱梁正截面最大壓應(yīng)力為-15.00 MPa，最小壓應(yīng)力為-0.79 MPa，全截面均處于受壓狀態(tài)，符合JTG D62 — 2004第7.2.8條的相關(guān)規(guī)定，滿足結(jié)構(gòu)安全要求。

③ 二期恒載施工完畢，即上部主體結(jié)構(gòu)施工完畢后，箱梁正截面最大壓應(yīng)力為-13.70 MPa，最小壓應(yīng)力為-0.93 MPa，全截面均處于受壓狀態(tài)，符合JTG D62 — 2004第7.2.8條的相關(guān)規(guī)定，滿足結(jié)構(gòu)安全要求。

5 結(jié)論

通過以上對主橋結(jié)構(gòu)的計算結(jié)果可以看出：

① 在澆筑8#塊時，箱梁懸臂施工達到最大懸臂狀態(tài)，由于小樁號邊跨無合龍段，使梁端下?lián)线_到最大值。在次跨、中跨合攏工況，預應(yīng)力鋼絞線的張拉產(chǎn)生的預應(yīng)力對箱梁撓度的變化起主導作用，使得合攏段梁體上撓，最大豎向上撓位于大樁號邊跨合攏段處。

② 計算結(jié)果表明，在懸臂施工階段，箱梁截面應(yīng)力都處在規(guī)范規(guī)定的范圍內(nèi)，在中跨合攏和二期恒載施工完畢后，全截面處于全壓狀態(tài)，具有一定的壓應(yīng)力儲備，整個上部結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)。

[1] 姚玲森.橋梁工程( 第二版)[M].北京: 人民交通出版社，2008.

[2] 王解軍，周先雁.大跨橋梁[M]．北京: 北京大學出版社，2012.

[3] 湯崇菊,鄧磊. 不對稱跨徑的連續(xù)梁橋靜動載試驗研究[J].鐵道建筑,2014(08)：17-19.

[4] 杜榮生.非對稱連續(xù)梁橋設(shè)計及結(jié)構(gòu)內(nèi)力優(yōu)化[J].公路交通科技,2015(11)；147-148.

[5] 黃曉東,祝哨晨,周焱,等.連續(xù)梁橋中跨與邊跨不對稱施工的線形控制[J].中國市政工程,2007(5):21-23.

[6] 夏風波.大跨徑不對稱預應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋設(shè)計[J].中國水運，2010(10):221-222 .

[7] JTG D62-2004,公路鋼筋混凝土及預應(yīng)力鋼筋混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范[S] .

[8] Chen Mengcheng,Gu Zhangchuan. Monitoring Technology for Multi-span Continuous Beam Bridge Construction[J].Urban Mass Transit,2012(5)61-64.

[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(03):162-164.

[10] 王志誠,許春榮.大跨度鋼連續(xù)梁線形幾何控制法[J].公路工程，2012,37(05):156-160.

[11] JTG/T F50-2011,公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范[S].

The Construction Control Calculation of The Asymmetry Layout Multi-span Continuous Girder Bridge

WANG Jiejun, HUANG Zidong, HUANG Jia

( College of Civil Engineering and Mechanics，Central South University of Forestry and Technology，Changsha，Hunan 410004，China)

For the asymmetric 5 span prestressed concrete continuous Girder bridge of the Junshan side of the Dongting Lake bridge, based on the general finite element software MIDAS/CIVIL, the structural simulation model is established, and the whole process of box girder construction is simulated, including the T frame box girder cantilever hanging basket casting, cast-in-place and closure up of the side span box girder, system transformation. Then considering the load of the structure, such as the weight of the structure, the shrinkage and creep of the concrete,the stress and deformation of the structure are calculated and analyzed, which provides a theoretical basis for the linear and stress control of the main beam in bridge construction.

asymmetric continuous girder bridge; construction process; stress and deformation; finite element analysis

2016 — 07 — 29

王解軍(1963 — )，男，湖南邵陽人，教授，博導，主要從事大跨與復雜橋梁結(jié)構(gòu)理論及新技術(shù)研究。

U 448.21+5

A

1674 — 0610(2016)05 — 0147 — 04