鐵木爾

(內(nèi)蒙古交通設(shè)計研究院有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010010)

連續(xù)剛構(gòu)橋能滿足超大跨徑的受力需求，具有整體性好、行車舒適性好、抗震性能高、施工速度快、經(jīng)濟投入少等優(yōu)點，成為眾多跨越河谷橋梁的首選。目前，連續(xù)剛構(gòu)橋施工技術(shù)已日趨成熟，常規(guī)按“對稱懸臂施工→邊跨合龍→中跨合龍”的順序進(jìn)行施工，但是許多已建剛構(gòu)橋仍然存在跨中長期下?lián)线^大、主箱梁腹板斜向開裂、底板縱向開裂等問題，尤其是大跨、高墩剛構(gòu)橋更加嚴(yán)重。因此，合理、科學(xué)的施工方案與合龍程序，對于一座大跨高墩連續(xù)剛構(gòu)橋的長期使用性能與耐久性能非常重要。

某高墩、多跨連續(xù)剛構(gòu)橋，受地形與場地影響，邊跨施工無法采用傳統(tǒng)的落地支架與長懸臂托架施工，因此，提出邊跨增設(shè)不對稱懸澆段以縮短邊跨現(xiàn)澆段，即非對稱施工方法。多跨連續(xù)剛構(gòu)橋跨徑大、連續(xù)孔數(shù)多及高次超靜定等因素，施工至成橋需經(jīng)歷復(fù)雜的體系轉(zhuǎn)換過程，結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)也隨之經(jīng)歷復(fù)雜的變化，非對稱施工方案能否滿足結(jié)構(gòu)安全及使用的要求，對結(jié)構(gòu)施工過程與成橋狀態(tài)如何，需要進(jìn)行詳細(xì)的研究。該文利用有限元仿真技術(shù)，對比分析不同長邊跨合龍施工方案對橋梁施工過程與成橋狀態(tài)的影響，討論高墩、大跨剛構(gòu)橋的科學(xué)合龍施工方法。

1 工程概況

桐梓河特大橋行政隸屬于貴州省仁懷市，南北橫跨桐梓河，跨X306縣道，是仁懷至赤水高速公路上的控制工程。桐梓河特大橋主橋為(108+2×200+108)m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)體系，主橋墩身最大高度172 m，過渡墩最大高度95 m，橋梁總體布置如圖1所示。主梁和主墩分別采用C50和C40混凝土。箱梁頂寬10.65 m，底寬6 m，跨中梁高4.4 m，底板厚0.32 m，根部梁高12.2 m，底板厚1.3 m。設(shè)計為單向2%橫坡，箱梁梁高及底板厚按1.8次拋物線變化。懸澆長度為(6×3.0+6×3.5+9×5.0)m，邊跨合龍段長2.0 m，邊跨現(xiàn)澆段長6.76 m。

由于邊跨現(xiàn)澆段長6.76 m，墩高達(dá)95 m，混凝土澆筑方量大，傳統(tǒng)落地支架材料投入量大，穩(wěn)定性差，受地形影響，安拆難度大，而采用懸臂托架施工時也存在較大安全風(fēng)險，并且對引橋架梁產(chǎn)生不利影響。為解決傳統(tǒng)施工工藝存在的難題，擬通過邊跨增加非對稱懸澆段同時增加合龍段長度，解決邊跨現(xiàn)澆段過長的難題。具體調(diào)整方案為將原來的“2.0 m合龍段+6.76 m現(xiàn)澆段”調(diào)整為“3.0 m非對稱懸澆段+2.5 m合龍段+3.26 m現(xiàn)澆段”。如圖2所示。

圖1 桐梓河特大橋總體布置圖(單位：m)

圖2 方案變更前后對比圖(圖上僅示意變更后增加的臨時鎖)(單位：cm)

2 有限元模型

2.1 施工方案擬定

為解決上述難題，除了設(shè)計施工方案和上文提出的長邊跨剛構(gòu)橋非對稱施工方案外，還研究了增設(shè)非對稱懸澆段后“先中跨合龍，再邊跨合龍”方案的情況，在結(jié)構(gòu)特性及預(yù)應(yīng)力配筋相同的情況下，擬定3種施工方案：

方案Ⅰ：對稱懸臂施工→懸澆邊跨非對稱節(jié)段→邊跨合龍→中跨合龍；

方案Ⅱ：對稱懸臂施工→懸澆邊跨非對稱節(jié)段→中跨和龍→邊跨合龍；

方案Ⅲ(設(shè)計方案)：對稱懸臂施工→邊跨合龍→中跨合龍。

2.2 有限元模型

利用大型有限元軟件Midas Civil對大橋3種施工方案進(jìn)行了施工過程仿真，分析不同施工方案對橋梁施工過程以及成橋后受力的影響。

有限元模型中主梁和主墩均采用三維梁單元模擬，全橋共劃分梁單元258個。由于樁-土作用對高墩剛構(gòu)橋的影響很小，為簡化模型，墩臺底面固結(jié)約束即可。沿橋縱向為X軸，豎向為Z軸，橫橋向為Y軸，主梁邊墩支座位置約束Y、Z方向平動自由度和X、Z方向轉(zhuǎn)動自由度。縱向預(yù)應(yīng)力錨下張拉控制應(yīng)力1 395 MPa，JL32精軋螺紋粗鋼筋張拉控制應(yīng)力790.5 MPa。根據(jù)JTG D62-2004《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》中的規(guī)定計算混凝土收縮徐變效應(yīng)。

3 計算結(jié)果

選擇主梁根部、跨中和懸臂最大截面作為橋梁應(yīng)力與位移的控制截面。全橋關(guān)鍵截面的劃分與編號如圖3所示。

圖3 全橋關(guān)鍵截面編號

3.1 應(yīng)力計算結(jié)果

采用不同施工方案大橋施工過程及成橋各狀態(tài)主梁關(guān)鍵截面上下緣應(yīng)力如圖4所示，收縮徐變10年后主梁應(yīng)力分布如圖5所示。

圖4 施工階段全橋關(guān)鍵截面應(yīng)力對比(壓應(yīng)力為正)

圖5 收縮徐變10年后主梁應(yīng)力分布(壓應(yīng)力為正)

計算結(jié)果表明：

(1)最大懸臂階段：方案Ⅱ、Ⅲ主梁上下緣應(yīng)力分布基本相同，主梁最大壓應(yīng)力為14.3 MPa；方案Ⅰ主梁最大壓應(yīng)力為13.5 MPa。方案Ⅰ與其他方案相比，截面1、10上緣壓應(yīng)力小2.9 MPa，下緣壓應(yīng)力小5.4 MPa，即截面1、10壓應(yīng)力儲備較??；其他關(guān)鍵截面上下緣應(yīng)力差值都在1.0 MPa以內(nèi)。

(2)邊跨合龍后張拉階段：3種方案下主梁全部受壓，最大壓應(yīng)力均不超過14.5 MPa。方案Ⅰ、Ⅱ主梁上下緣應(yīng)力分布基本相同，方案Ⅲ與Ⅰ、Ⅱ相比，截面1、10上下緣應(yīng)力較小(最大相差5.4 MPa)，其他關(guān)鍵截面上下緣應(yīng)力相差較小。

(3)中跨合龍張拉階段：3種方案下主梁全部受壓，最大壓應(yīng)力均不超過15.2 MPa。3個方案主梁上緣應(yīng)力分布基本相同；方案Ⅰ、Ⅲ主梁下緣應(yīng)力分布也基本相同，方案Ⅱ與之相比，主梁截面1、10下緣應(yīng)力較小(最大相差4.8 MPa)，其他關(guān)鍵截面下緣應(yīng)力差值都在0.8 MPa以內(nèi)。

(4)橋面鋪裝后：3種方案主梁全部受壓，最大壓應(yīng)力均不超過14.1 MPa。3個施工方案主梁上緣應(yīng)力分布相差不大；方案Ⅱ截面1、10下緣應(yīng)力最大，其次為方案Ⅰ，最小為方案Ⅲ，方案Ⅲ比Ⅱ小3.6 MPa，其他關(guān)鍵截面下緣應(yīng)力差值均較小。施工方案Ⅰ與原設(shè)計施工方案相比，各關(guān)鍵截面應(yīng)力吻合較好。

(5)10年收縮徐變后：3種方案主梁上下緣全部受壓，上緣最大壓應(yīng)力12.5 MPa，下緣不超過10.7 MPa。3種方案各關(guān)鍵截面對應(yīng)上下緣應(yīng)力分布規(guī)律基本相同；3種方案相比，邊跨合龍段附近下緣應(yīng)力相差較大(2.9 MPa)，其他關(guān)鍵截面上下緣應(yīng)力差值都在1.2 MPa以內(nèi)。各關(guān)鍵截面應(yīng)力狀態(tài)方案Ⅰ與設(shè)計方案吻合較好。

分析以上應(yīng)力計算結(jié)果，可以得到：① 不同施工方案對施工過程及成橋后主梁應(yīng)力影響最大的位置均為截面1和10，不同施工方案對各施工階段主梁應(yīng)力影響不同；② 鋪裝完成及收縮、徐變完成以后，采用3種不同方案施工，大橋主梁上下緣應(yīng)力極值點位置基本相同，其中主梁上緣應(yīng)力極大值出現(xiàn)在各跨的1/4截面附近，并在各跨跨中取得應(yīng)力極小值，下緣應(yīng)力極值點出現(xiàn)在主梁根部附近，均為壓應(yīng)力儲備，滿足規(guī)范要求；③ 收縮徐變10年以后，方案Ⅰ、Ⅱ相比于設(shè)計方案，主梁截面1和10上緣壓應(yīng)力稍有減小(不超過1.6 MPa)，下緣壓應(yīng)力增加1～2.2 MPa，均滿足現(xiàn)行規(guī)范要求。

另外，計算表明：方案Ⅰ與Ⅱ非對稱階段施工完成以后，主墩墩底均處于受壓狀態(tài)，最大與最小壓應(yīng)力分別為16.1和14.3 MPa，滿足規(guī)范要求。

3.2 變形計算結(jié)果

圖6、7為大橋施工過程及成橋各狀態(tài)主梁關(guān)鍵截面節(jié)點豎向位移情況。

圖6 全橋關(guān)鍵截面節(jié)點位移對比(位移向下為負(fù))

由圖6、7可知：

(1)最大懸臂階段：方案Ⅱ和Ⅲ位移情況基本相同；方案Ⅰ相比Ⅲ和Ⅱ，截面1和10的豎向位移大約19 mm。

(2)邊跨合龍張拉階段：方案Ⅰ和Ⅲ主梁位移情況基本相同；方案Ⅱ與Ⅰ、Ⅲ相比，截面1和10豎向位移大41 mm左右，施工過程中應(yīng)加強施工線形的控制。

(3)中跨合龍張拉階段：方案Ⅰ和Ⅱ主梁位移基本相同；方案Ⅲ與Ⅰ、Ⅱ相比，關(guān)鍵截面1、10和4的位移相差較大，最大相差34 mm左右。

圖7 不同施工方案下收縮徐變10年后主梁位移(向下為負(fù))

(4)橋面鋪裝后：3種方案在累加效應(yīng)下各關(guān)鍵截面節(jié)點變化規(guī)律基本相同，關(guān)鍵截面1、10節(jié)點的位移相差較大，其位移最大的為方案Ⅱ，最小的為方案Ⅲ，位移最大差值70 mm，施工過程中應(yīng)加強施工線形的控制。

(5)10年收縮徐變后：3種方案在此工況各關(guān)鍵截面節(jié)點變化規(guī)律基本相同，3種施工方案相比，邊跨合龍段附近豎向位移相差較大，其位移最大的為方案Ⅱ，最小的為方案Ⅲ，最大位移差值為100 mm左右，其他關(guān)鍵截面節(jié)點位移大小基本是吻合的，施工過程中應(yīng)加強施工線形的控制；方案Ⅰ相比方案Ⅱ，與設(shè)計方案線形吻合得更好。

上述計算結(jié)果表明：① 施工過程與成橋以后，采用3種施工方案的全橋豎向位移圖曲線變換規(guī)律基本相同；② 成橋10年以后，施工方案的改變對邊跨合龍段附近撓度影響較大，施工中需加強位移監(jiān)測；③ 采用方案Ⅰ與設(shè)計方案(方案Ⅲ)線形相差較?。虎?從長期撓度控制的角度，原設(shè)計方案的長期撓度較小，易于控制，然而從施工監(jiān)控的角度，只要能夠準(zhǔn)確預(yù)測主梁施工預(yù)拱度，施工過程中加強位移監(jiān)測與控制，最終成橋均能達(dá)到設(shè)計線形。

3.3 主墩穩(wěn)定性影響分析

選取桐梓河大橋左幅15號雙肢薄壁墩(高130 m)為分析對象，研究不同施工荷載和風(fēng)荷載對大懸臂狀態(tài)穩(wěn)定性的影響程度，分別對非對稱懸臂澆筑方案(方案Ⅰ、Ⅱ)和設(shè)計方案最大懸臂狀態(tài)進(jìn)行第一類穩(wěn)定分析。

結(jié)果表明：施工方案Ⅰ與設(shè)計方案相比，最大懸臂狀態(tài)主墩第一類穩(wěn)定系數(shù)略小(原設(shè)計方案最大懸臂狀態(tài)穩(wěn)定系數(shù)為65，方案Ⅰ和Ⅱ穩(wěn)定系數(shù)為62.1)，兩種方案的1階屈曲模態(tài)均為橋墩縱向失穩(wěn)。

4 結(jié)論

針對某大跨連續(xù)剛構(gòu)橋長邊跨、高邊墩的特點及施工場地限制，提出3個不同的施工方案，基于應(yīng)力與線形控制要求，對其施工階段及運營階段的應(yīng)力、變形、穩(wěn)定性進(jìn)行了比較分析，得到以下結(jié)論：

(1)采用3種施工方案施工連續(xù)剛構(gòu)橋，大橋主梁關(guān)鍵截面應(yīng)力分布規(guī)律基本相同；邊跨采取非對稱施工時，成橋及收縮、徐變10年后主梁下緣壓應(yīng)力儲備增加，上緣壓應(yīng)力儲備略有減小，但滿足規(guī)范要求。

(2)不同的施工方案對邊跨合龍段附近成橋后豎向撓度影響較大，邊跨采用非對稱施工方案時，施工和成橋階段邊跨最大撓度值較設(shè)計方案要大，且先邊跨再中跨的合龍順序(方案Ⅰ)有利于減小施工和成橋階段的邊跨跨中下?lián)稀?/p>

(3)邊跨采用非對稱施工方法時，剛構(gòu)橋最大懸臂狀態(tài)第一類穩(wěn)定系數(shù)較原設(shè)計略小，但差值較小，安全儲備仍較高。

(4)在條件允許的情況下，高墩大跨連續(xù)梁橋建議采用成熟的對稱懸臂施工方法。對于該橋高邊墩、長邊跨的情況，亦可增加非對稱懸澆段，分析表明對成橋應(yīng)力影響較小，對線形影響較大，但可以通過施工監(jiān)控進(jìn)行調(diào)控，不影響最終成橋線形。