李劍鋒,季日臣

(蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730070)

使用懸臂澆筑法建造預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋時，一般分階段對稱施工，然后依次澆筑各跨合龍段，最后經(jīng)過體系轉(zhuǎn)換形成多跨整聯(lián)結(jié)構(gòu)[1]。不同的合龍順序會導(dǎo)致最終成橋狀態(tài)時內(nèi)力和線形不同，目前一般采用的合龍順序主要有：邊跨到中跨依次合龍、中跨到邊跨依次合龍、靜定小合龍和超靜定大合龍、綜合幾跨同時合龍以及從一側(cè)向另一側(cè)依次合龍[2-3]。合龍順序的確定應(yīng)該遵守的原則是：技術(shù)上可行、施工操作方便、結(jié)構(gòu)性能安全[4]。合理的合龍順序能夠降低施工成本、加快施工進度、保證合龍安全和合龍精度，使最終的成橋線形和內(nèi)力分布滿足設(shè)計要求。

本文以寧夏一座8跨連續(xù)梁橋工程為背景，采用有限元法分析不同合龍順序?qū)蛄旱呢Q向位移、支座縱向位移以及箱梁截面底板底緣、頂板頂緣的應(yīng)力的影響，以確定合理的合龍方案。

1 工程實例

寧夏一座8跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁，橋跨布置為(50.5+6×90+50.5)m，如圖1所示。按雙向6車道一級公路建設(shè)，設(shè)計速度80 km/h，設(shè)計荷載等級為公路-Ⅰ級。跨中梁高2.25 m,墩頂梁高5.80 m,梁底板上下緣按二次拋物線變化，主梁采用懸臂澆筑施工，0#段采取支架施工法，單個T構(gòu)1#至8#段采用掛籃懸臂澆筑，邊跨合龍段2個，次邊跨合龍段2個，次中跨合龍段2個，中跨合龍段2個。

圖1 寧夏永寧黃河公路大橋副橋布置示意(單位：m)

2 模型分析

根據(jù)該橋結(jié)構(gòu)對稱性(36#墩處支座為固定支座)，提出4種可行的合龍方案。方案Ⅰ：邊跨→中跨→次邊跨→次中跨；方案Ⅱ：邊跨→中跨→次中跨→次邊跨；方案Ⅲ：中跨→次中跨→次邊跨→邊跨；方案Ⅳ：邊跨→次邊跨→次中跨→中跨。

本文基于有限元軟件MIDAS Civil，采用梁單元模擬主梁，為各合龍方案獨立建立模型，計算時將全橋離散為166個單元。為保證結(jié)果的可比性，在上述4種合龍方案建模中保持相同的荷載條件，即混凝土彈性模量3.45×104MPa，線膨脹系數(shù)1.0×10-6/℃，重度25.5 kN/m3;預(yù)應(yīng)力鋼絞線彈性模量1.95×105MPa，重度78.5 kN/m3,泊松比0.3。

3 結(jié)果分析

3.1 全橋豎向位移

多跨連續(xù)梁結(jié)構(gòu)復(fù)雜，屬多次超靜定結(jié)構(gòu)，需要多次合龍，因此需要多次體系轉(zhuǎn)換。由于施工階段多，各階段之間相互影響，會使結(jié)構(gòu)變形隨之發(fā)生變化。梁體的豎向位移控制是施工控制的主要項目之一[5-7]，該橋在不同合龍順序下成橋狀態(tài)時的累積豎向位移如圖2 所示(由于主梁豎向位移曲線以固定支座中心線對稱分布，圖中只取1/2結(jié)構(gòu))。

圖2 成橋階段梁體豎向位移(1/2結(jié)構(gòu))

從圖2可以看出，在各合龍段位置出現(xiàn)位移極值，4種方案下梁體的最大豎向位移分別為-52.5，-44.3，-61.2，-49.1 mm。方案Ⅰ、方案Ⅱ與方案Ⅳ的累積位移在次邊跨合龍段至邊墩之間梁段的變化趨勢基本一致，但方案Ⅰ在次邊跨合龍段兩側(cè)梁體高差突變，達到51.6 mm，方案Ⅳ在中跨合龍段兩側(cè)梁體高差突變，達到51.2 mm；除方案Ⅳ外，其他3種方案在2個次中跨合龍段之間的梁段位移變化趨勢基本一致。方案Ⅲ在邊跨合龍段兩側(cè)梁體高差為61.2 mm，與方案Ⅱ位移變化相比，位移差可達45.0 mm。相對而言，方案Ⅱ線形變化最為理想，整體變形連續(xù)，各合龍段兩側(cè)位移最大差值僅為6.4 mm。

3.2 支座縱向位移

由于收縮徐變、預(yù)應(yīng)力張拉以及溫度荷載的影響，橋梁活動支座會產(chǎn)生縱向水平位移，從而在梁體內(nèi)產(chǎn)生附加內(nèi)力，該內(nèi)力對梁體造成不利的影響。為了補償混凝土收縮徐變以及由于實際施工中連續(xù)梁的合龍溫度與設(shè)計合龍溫度不同而產(chǎn)生的變形，降低次內(nèi)力的影響，在實際的施工過程中，應(yīng)在活動支座處設(shè)置預(yù)偏量[8-9]，在考慮長期收縮徐變影響時支座應(yīng)設(shè)置較大預(yù)偏量。本文得到的該橋成橋階段和成橋10年后的支座縱向位移如圖3所示。

圖3 支座縱向位移

從圖3可看出，支座縱向位移在固定支座兩側(cè)大小對稱分布，隨與固定支座距離的增大而增大。在成橋階段，4種合龍方案下支座縱向位移都較小，各方案間支座位移最大差值為23.3 mm；成橋10年后，4種方案下支座的縱向位移都增大，并且變形趨于一致，最大差值為24.1 mm。

3.3 主梁應(yīng)力

應(yīng)力控制是連續(xù)梁施工控制主要任務(wù)之一，在預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁中需要保證主梁的任意橫截面不出現(xiàn)拉應(yīng)力并有一定的壓應(yīng)力儲備，避免混凝土受拉開裂。同時，應(yīng)確保全橋的應(yīng)力趨于均勻分布，避免應(yīng)力大幅度變化[10]。多跨連續(xù)梁多次體系轉(zhuǎn)換將導(dǎo)致連續(xù)梁內(nèi)力重新分布，在施工過程中加強應(yīng)力監(jiān)測意義重大。不同合龍方案下該橋在成橋階段的主梁頂板上緣和底板下緣應(yīng)力如圖4所示。

圖4 主梁頂?shù)装鍛?yīng)力(1/2結(jié)構(gòu))

從圖4(a)可看出，4種方案下頂板上緣的應(yīng)力變化規(guī)律一致，且均為壓應(yīng)力。在墩頂和合龍段出現(xiàn)壓應(yīng)力極小值，最小值在墩頂位置，頂板上緣的壓應(yīng)力極大值都出現(xiàn)在0#塊端部。各方案下箱梁頂板上緣壓應(yīng)力的極值點位置完全相同。

從圖4(b)可以看出,4種方案下主梁底板下緣應(yīng)力亦為壓應(yīng)力，且變化規(guī)律一致。在各墩頂位置出現(xiàn)壓應(yīng)力極小值，壓應(yīng)力極大值出現(xiàn)在各跨合龍段和0#塊端部位置，箱梁底板下緣壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在合龍段位置。各方案下箱梁底板下緣壓應(yīng)力的極值點位置亦完全相同。

近年來大跨度橋竣工通車后由于各種復(fù)雜原因經(jīng)常出現(xiàn)跨中下?lián)系默F(xiàn)象。相關(guān)分析研究認為，徐變是造成這一現(xiàn)象的原因之一[11-13]。由于梁截面頂部和根部應(yīng)力水平相差較大，應(yīng)力作用下的徐變效應(yīng)也有所不同，在支座附近截面，箱梁底部的應(yīng)力水平要明顯高于頂部，產(chǎn)生的徐變效應(yīng)亦大于頂部，從而導(dǎo)致箱梁產(chǎn)生下?lián)?。綜合對比，方案Ⅱ頂板上緣應(yīng)力較大，底板下緣應(yīng)力較小，箱梁截面應(yīng)力差(下緣-上緣)為4種方案中最小。

4 結(jié)論

1)多跨連續(xù)梁在施工中要經(jīng)歷許多施工階段，多次體系轉(zhuǎn)換，梁體各截面的應(yīng)力在不斷變化，施工時需要在控制截面(如墩頂，0#塊端部，L/4，2L/4，3L/4截面等)監(jiān)測上、下緣應(yīng)力，并加以有效的控制，確保橋梁在施工過程中的安全；需要注意的是除將各截面的應(yīng)力控制在合理的范圍之內(nèi)外，減小恒載作用下箱梁的應(yīng)力水平差也是設(shè)計工作的重要內(nèi)容。

2)成橋后主梁應(yīng)力大小和分布規(guī)律受合龍順序的影響較小，合龍順序?qū)Τ蓸蚓€形的影響較大。

3)方案Ⅳ一般不建議采用。因為在全橋合龍之前，為克服支座摩擦力，使已合龍的邊跨、次邊跨梁體能夠在溫度變化影響下自由伸縮，中跨合龍段的勁性骨架將承擔(dān)巨大的軸力，這對于施工而言非常不利。

4)合龍方案Ⅱ梁體豎向位移平穩(wěn)連續(xù)，合龍時懸臂端的撓度小，變化最合理。箱梁上下緣的應(yīng)力水平差最小，支座位移也符合規(guī)范要求。方案Ⅱ便于施工組織，各T構(gòu)相互影響小，在4種方案中最優(yōu)。按方案Ⅱ完成全橋施工，測試數(shù)據(jù)顯示：應(yīng)力分布均勻，合龍誤差小，支座縱向位移滿足規(guī)范要求。

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