李昆

(湖南路橋建設(shè)集團(tuán)有限責(zé)任公司， 湖南 長(zhǎng)沙 410004)

近年來(lái)，隨著中國(guó)橋梁工程建設(shè)的火熱進(jìn)行，越來(lái)越多的大跨徑PC剛構(gòu)橋在工程中得以應(yīng)用。然而，由于不同的施工條件、環(huán)境因素、設(shè)計(jì)方案以及橋梁竣工后的運(yùn)營(yíng)等條件的制約，導(dǎo)致大跨徑PC剛構(gòu)橋出現(xiàn)不同程度的損壞現(xiàn)象，尤其是產(chǎn)生的撓曲變形，對(duì)于橋梁工程的安全至關(guān)重要。

現(xiàn)有研究發(fā)現(xiàn)，有效預(yù)應(yīng)力偏小是橋梁跨中產(chǎn)生撓曲變形的重要影響因素。目前，為了改變這一現(xiàn)象，中國(guó)許多學(xué)者做了相關(guān)的工作。張陽(yáng)等針對(duì)大跨PC剛構(gòu)橋的開(kāi)裂和跨中撓曲變形，從基本機(jī)理出發(fā)，分析了預(yù)應(yīng)力損失和撓曲變形對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的影響，并提出了相應(yīng)的解決方案；張俊以某橋梁工程為背景，通過(guò)對(duì)其應(yīng)力分析，提出應(yīng)該在橋梁跨中底板位置進(jìn)行加筋，以防止其開(kāi)裂；張興志等認(rèn)為大跨PC剛構(gòu)橋預(yù)應(yīng)力鋼束張拉伸長(zhǎng)值對(duì)于橋梁工程施工安全與否至關(guān)重要，并對(duì)管道摩阻系數(shù)、偏差系數(shù)等參數(shù)進(jìn)行了分析，此外還分析了計(jì)算值和實(shí)測(cè)值產(chǎn)生誤差的原因，并提出相關(guān)建議。

該文以紅巖溪特大橋?yàn)橐劳泄こ?，利用有限元軟件，分析臨時(shí)體外束方案的可行性及對(duì)提出的4種方案下梁體成橋后結(jié)構(gòu)受力、變形及預(yù)應(yīng)力損失的影響。

1 臨時(shí)體外束的作用原理

混凝土徐變效應(yīng)向來(lái)被認(rèn)為是導(dǎo)致大跨PC梁橋成橋后跨中撓曲變形一直增大的原因，機(jī)理如下：① 成橋后混凝土的徐變將引起結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分布，使梁體內(nèi)壓應(yīng)力的分布更加均勻；② 大跨PC梁橋采用懸臂施工時(shí)，由于工期長(zhǎng)和收縮現(xiàn)象而產(chǎn)生了撓曲變形，此外由材料力學(xué)知識(shí)可知，施工過(guò)程中上表面應(yīng)力大于下表面，因此上表面產(chǎn)生的徐變也越大；施工完成后，橋面荷載使負(fù)彎矩區(qū)轉(zhuǎn)角增大，最終引起梁體的下?lián)稀０凑丈鲜鲈?，擬在箱梁懸臂施工階段對(duì)箱梁的內(nèi)側(cè)進(jìn)行臨時(shí)錨固并進(jìn)行預(yù)張拉。此外，在拆除臨時(shí)體外束后，箱梁會(huì)產(chǎn)生回彈，致使箱梁下緣應(yīng)力增加，這樣可以使得跨中截面抗裂性能增強(qiáng)。

2 工程背景

2.1 工程概況

湖南龍(山)永(順)高速公路上的紅巖溪大橋?yàn)橹骺?110+230+110) m PC剛構(gòu)橋，其中跨梁高4.5 m，根部梁高14.2 m，頂板寬度10 m，厚度0.35～0.7 m，底板寬度6.0 m，厚度0.4～1.0 m，橋梁結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。

圖1 紅巖溪特大橋主梁構(gòu)造(半個(gè)“T”)(單位：cm)

紅巖溪特大橋采用三向(縱向、橫向、豎向)預(yù)應(yīng)力。對(duì)于邊跨頂板，前期和中跨的頂板和底板采用20φs15.0 mm規(guī)格的鋼絞線，而對(duì)于前期下彎束、中跨頂板的后期束均采用19φs15.0 mm規(guī)格的鋼絞線，采用兩端張拉的方法，其中混凝土標(biāo)號(hào)為C45。

2.2 臨時(shí)張拉體外束方案

采用表1所示的4種臨時(shí)束方案，并在2#塊、7#塊、14#塊設(shè)置臨時(shí)體外束。對(duì)于方案1、2、3，其安設(shè)位置在底板，底板束距離底板約60 cm；此外，表中方案a為方案1的對(duì)比組。對(duì)于上述4種方案均采用對(duì)稱布置，進(jìn)行兩端拉伸，且臨時(shí)束張拉控制應(yīng)力大小為1 400 MPa，形式如圖2所示。

表1 各方案參數(shù)表

圖2 臨時(shí)張拉束布置示意圖

3 數(shù)值分析

3.1 數(shù)值模型

采用Midas/Civil軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。建模時(shí)包括橋梁橋墩、橫隔板、吊架以及主梁等，實(shí)際模擬過(guò)程中，使用預(yù)應(yīng)力鋼束來(lái)模擬預(yù)應(yīng)力鋼筋，使用梁?jiǎn)卧獊?lái)模擬橋梁橋墩、橫隔板以及主梁等，并對(duì)橋墩底部和邊跨位置豎向自由度進(jìn)行約束。模型建立過(guò)程中，管道壁和預(yù)應(yīng)力束之間的摩擦系數(shù)取0.15，鋼筋的松弛因子值取0.045。圖3為混凝土徐變系數(shù)、收縮應(yīng)變時(shí)程曲線，在有限元中設(shè)置混凝土收縮開(kāi)始時(shí)間為3 d，而加載開(kāi)始時(shí)間為7 d。

3.2 結(jié)果與分析

3.2.1 成橋后應(yīng)力分析

對(duì)于橋梁跨中位置，在拆除臨時(shí)支護(hù)約束后一般會(huì)出現(xiàn)彈性回彈現(xiàn)象。圖4、5分別為拆除臨時(shí)體外束對(duì)跨中截面應(yīng)力、支點(diǎn)截面應(yīng)力的影響。

圖3 混凝土徐變系數(shù)、收縮應(yīng)變時(shí)程曲線

圖4 拆除臨時(shí)體外束對(duì)跨中截面應(yīng)力的影響

圖5 拆除臨時(shí)體外束對(duì)支點(diǎn)截面應(yīng)力的影響

由圖4可知：對(duì)于方案a，在拆除前和拆除后二者跨中上緣和下緣應(yīng)力大小相等，而對(duì)于跨中上緣，方案1～3拆除后的壓應(yīng)力值均比拆除前減小，且方案1～3跨中上緣壓應(yīng)力減小值逐漸增大。對(duì)于跨中下緣，方案1～3拆除后的壓應(yīng)力值均比拆除前增大，且方案1～3跨中下緣壓應(yīng)力增大值逐漸增大。圖5顯示，對(duì)于方案a，在拆除前和拆除后二者支點(diǎn)上緣和支點(diǎn)下緣應(yīng)力大小存在較大差異，而對(duì)于支點(diǎn)上緣，方案1～3拆除后的應(yīng)力值與拆除前基本一致，4種方案中，方案a支點(diǎn)上緣壓應(yīng)力值變化最大。對(duì)于支點(diǎn)下緣，方案a和方案1～3拆除后的壓應(yīng)力值基本相等，而拆去前的支點(diǎn)下緣壓應(yīng)力值逐漸增大。

對(duì)比成橋后跨中截面及支點(diǎn)截面的應(yīng)力變化，如圖6、7所示(規(guī)定受壓為負(fù)，受拉為正，下同)。

圖6 成橋后跨中截面應(yīng)力時(shí)程曲線

由圖6可知：① 方案1～3跨中上緣壓應(yīng)力均會(huì)減小，且方案3小于方案2，方案2小于方案1，當(dāng)采用方案a時(shí)基本與原設(shè)計(jì)相同，不產(chǎn)生影響；② 方案1～3均會(huì)增大跨中下緣壓應(yīng)力，且方案3大于方案2，方案2大于方案1，當(dāng)采用方案a時(shí)也基本不產(chǎn)生影響。將方案3與原設(shè)計(jì)方案對(duì)比，可知在下緣位置初始和20年時(shí)間點(diǎn)，方案3壓應(yīng)力分別大1.5和0.8 MPa，說(shuō)明方案3可以有效增大橋梁跨中抗裂能力。

由圖7可知：方案1～3和方案a支點(diǎn)截面上緣和下緣壓應(yīng)力基本與原設(shè)計(jì)相同，上緣壓應(yīng)力略減小而下緣略增大。將方案3與原設(shè)計(jì)方案對(duì)比，可知在下緣位置初始和20年時(shí)間點(diǎn)，方案3壓應(yīng)力分別大0.2和0.3 MPa，說(shuō)明方案3以及其他方案作用不明顯。

圖7 成橋后支點(diǎn)截面應(yīng)力時(shí)程曲線(單位：MPa)

3.2.2 成橋后變形分析

表2為各方案成橋后10年變形。

表2 各方案成橋后10年變形

由表2可知：與原設(shè)計(jì)方案相比，方案1～3，在成橋10年后其豎向位移顯示出明顯減小的趨勢(shì)，與原設(shè)計(jì)方案相比較，該3種方案分別相對(duì)減小了6.13%、13.43%、18.11%，對(duì)于方案a來(lái)說(shuō)，僅減小了3.61%，說(shuō)明方案a處理效果較差。

一般情況下，成橋之前產(chǎn)生的豎向位移可以通過(guò)一定的施工方法進(jìn)行消除，因此比較成橋后豎向位移和結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角意義重大。圖8、9為混凝土發(fā)生收縮和徐變導(dǎo)致的各方案的位移和轉(zhuǎn)角。

由圖8可知：采用方案1、2、3可以有效地減小成橋后的豎向位移。成橋10年后，相對(duì)于原設(shè)計(jì)，在跨中最大位移處采用上述方案能分別減小9.14%、19.19%和32.42%的位移，在成橋20年后，對(duì)應(yīng)減小了12.04%、22.13%和34.42%。此外，對(duì)比方案a可知：其跨中豎向位移值基本與原設(shè)計(jì)一致，由此可得，當(dāng)采用方案1、2、3時(shí)，能有效減小橋梁跨中位移，且方案3最有效。由圖9可知：采用方案1、2、3可以有效地減小成橋后的負(fù)彎矩區(qū)最大轉(zhuǎn)角。成橋10年后，相對(duì)于原設(shè)計(jì)，采用上述方案負(fù)彎矩區(qū)處的最大轉(zhuǎn)角分別減小10.64%、24.61%和35.48%，在成橋20年后，對(duì)應(yīng)減小了13.34%、25.78%和38.57%。此外，對(duì)比方案a可知：其負(fù)彎矩區(qū)最大轉(zhuǎn)角與原設(shè)計(jì)最接近，而當(dāng)采用方案1、2、3時(shí)，能有效減小橋梁橋梁負(fù)彎矩區(qū)最大轉(zhuǎn)角。

圖8 各方案成橋后豎向位移

圖9 各方案成橋后轉(zhuǎn)角RY

此外，分析成橋10年和20年后的豎向位移和轉(zhuǎn)角可知，變形和轉(zhuǎn)角在前10年已經(jīng)基本完成，在后10年變化較小。

3.2.3 預(yù)應(yīng)力分析

圖10、11分別為拆除臨時(shí)體外束對(duì)負(fù)彎矩區(qū)頂板束、跨中底板束的影響圖。

圖10 拆除臨時(shí)體外束對(duì)負(fù)彎矩區(qū)頂板束的影響

圖11 拆除臨時(shí)體外束對(duì)跨中底板束的影響

由圖10可知：對(duì)于方案a和方案1～3，拆除臨時(shí)體外束后負(fù)彎矩區(qū)底板束有效預(yù)應(yīng)力增大，但增加值較小。對(duì)于彈性損失，在拆除臨時(shí)體外束頂前后變化較大，其中方案a，彈性損失增加了11.8 MPa，方案1～3彈性損失增加值依次為2.1、4.5和6.7 MPa，這與支點(diǎn)上緣的壓應(yīng)力值減小有關(guān)。對(duì)于負(fù)彎矩區(qū)頂板收縮、徐變損失來(lái)說(shuō)，在拆除前后變化不大。

由圖11可知：對(duì)于方案a和方案1～3，臨時(shí)體外束拆除后有效預(yù)應(yīng)力減小，但減小量差別較小。對(duì)于收縮、徐變損失來(lái)說(shuō)，臨時(shí)體外束拆除后預(yù)應(yīng)力增大。

一般情況下，混凝土發(fā)生收縮、徐變時(shí)，預(yù)應(yīng)力同時(shí)會(huì)發(fā)生損失，這可以通過(guò)表3、4的結(jié)果得以體現(xiàn)。

由表3、4可知：采用臨時(shí)體外束以后，無(wú)論是負(fù)彎矩區(qū)頂板束還是中跨底板后期束的預(yù)應(yīng)力損失均呈現(xiàn)出增長(zhǎng)的趨勢(shì)，但是增加量較小。其中，方案3的負(fù)彎矩區(qū)頂板束和中跨底板后期束的預(yù)應(yīng)力損失最大，增長(zhǎng)比分別為2.57%和8.73%，對(duì)于方案a來(lái)說(shuō)，上述值對(duì)應(yīng)為8.44%和1.28%。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是采用臨時(shí)體外束會(huì)導(dǎo)致跨中底板和支點(diǎn)頂板的壓力增加，與此同時(shí)對(duì)應(yīng)的預(yù)應(yīng)力損失和徐變也將增加，這也從側(cè)面說(shuō)明了關(guān)鍵位置混凝土壓應(yīng)力和預(yù)應(yīng)力儲(chǔ)備能力得到提升。

4 結(jié)論

以紅巖溪特大橋工程為例，利用有限元軟件，分析了臨時(shí)體外束方案的可行性，研究了4種方案對(duì)梁體成橋后結(jié)構(gòu)受力、變形及預(yù)應(yīng)力損失的影響。主要結(jié)論如下：

表3 負(fù)彎矩區(qū)頂板束預(yù)應(yīng)力損失

表4 中跨底板后期束預(yù)應(yīng)力損失

(1) 方案1～3均會(huì)增大跨中下緣的壓應(yīng)力，且方案3大于方案2，方案2大于方案1，當(dāng)采用方案a時(shí)基本不產(chǎn)生影響。將方案3與原設(shè)計(jì)方案對(duì)比，可知在下緣位置初始和20年時(shí)間點(diǎn)，方案3壓應(yīng)力分別大1.5和0.8 MPa，說(shuō)明方案3可以有效增大橋梁跨中抗裂能力。

(2) 方案1～3在10年后其豎向位移顯示出明顯減小的趨勢(shì)，與原設(shè)計(jì)方案相比較，該3種方案分別相對(duì)減小了6.13%、13.43%、18.11%，對(duì)于方案a來(lái)說(shuō)，對(duì)應(yīng)減小了3.61%，說(shuō)明方案a處理效果較差。

(3) 采用臨時(shí)體外束會(huì)導(dǎo)致跨中底板和支點(diǎn)頂板的壓力增加，與此同時(shí)對(duì)應(yīng)的預(yù)應(yīng)力損失和徐變也將增加，這使得關(guān)鍵位置混凝土壓應(yīng)力和預(yù)應(yīng)力儲(chǔ)備能力得以提升。其中，方案3的負(fù)彎矩區(qū)頂板束和中跨底板后期束的預(yù)應(yīng)力損失最大，增長(zhǎng)比分別為2.57%和8.73%，對(duì)于方案a來(lái)說(shuō)，上述值對(duì)應(yīng)為8.44%和1.28%。

(4) 采用臨時(shí)體外底板束可以有效減小橋梁跨中撓度，并提高抗裂能力。