張科乾

（同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院（集團(tuán)）有限公司，上海市 200092）

1 概述

湖州市創(chuàng)業(yè)大橋主橋?yàn)榭鐝?49 m+100 m=249 m獨(dú)塔雙索面混凝土主梁斜拉橋，塔、梁、墩固結(jié)體系。主梁采用C55混凝土，標(biāo)準(zhǔn)斷面采用預(yù)應(yīng)力混凝土雙主肋（π形）斷面，主梁寬度38 m，主梁頂面設(shè)置2.0%雙向橫坡。主梁中心高度2.8 m，主肋中心線處梁高2.545 m，主梁中心高度全橋不變（見圖 1）。

圖1 主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面圖（單位：cm）

錨跨主梁位于河岸，采用支架施工；主跨處于河道范圍，采用懸臂掛籃施工。主跨根據(jù)施工順序共分為 24個(gè)節(jié)段：B0（0號(hào)塊）、MB01～MB22（懸澆節(jié)段）、主跨合龍段（MB23）、主跨現(xiàn)澆段（MB24）。其中B0段長(zhǎng)15m，MB01～MB22節(jié)段長(zhǎng)度均為6.0m，主跨合龍段長(zhǎng)2.0 m，主跨現(xiàn)澆段長(zhǎng)8.65 m。

大橋主跨合龍時(shí)間為12月，晝夜溫差約10℃。施工測(cè)量發(fā)現(xiàn)，該溫差導(dǎo)致懸澆節(jié)段端部標(biāo)高變化約8 cm，而主跨現(xiàn)澆段采用支架施工，溫度對(duì)其高程幾乎無影響。因此合龍段澆筑養(yǎng)生階段，如不能有效控制合龍段懸澆段側(cè)與現(xiàn)澆段側(cè)間相對(duì)豎向位移，很容易造成合龍段的損傷。

本文首先對(duì)溫度效應(yīng)進(jìn)行分析，研究溫度變化對(duì)合龍段兩側(cè)變形的影響；然后以變形控制為目標(biāo)，設(shè)計(jì)對(duì)應(yīng)的臨時(shí)鎖定；最后參考同類橋梁施工合龍經(jīng)驗(yàn)[1-3]及結(jié)合該工程施工實(shí)際情況，制定相應(yīng)的合龍方案，保證了合龍段施工順利有序進(jìn)行。在位移控制及結(jié)構(gòu)安全方面取得了良好的效果，為同類橋梁合龍?zhí)峁┙ㄗh。

2 溫度效應(yīng)分析

溫度對(duì)合龍段影響主要表現(xiàn)為對(duì)合龍段兩端相對(duì)高程及軸向距離的影響，兩種相對(duì)位移均易對(duì)養(yǎng)生期間的混凝土造成損傷。另外對(duì)于斜拉橋結(jié)構(gòu)，溫度效應(yīng)包括了斜拉索升降溫、索塔升降溫、主梁升降溫及對(duì)應(yīng)構(gòu)件的梯度溫度。由于梯度溫度模式的復(fù)雜性，本文僅對(duì)前三種構(gòu)件溫度進(jìn)行分析，并結(jié)合實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)，提出合適的溫度模式。

2.1 對(duì)高程的影響

由于熱脹冷縮，溫度升高導(dǎo)致斜拉索、索塔及主梁各自伸長(zhǎng)。斜拉索的伸長(zhǎng)表現(xiàn)為索力的釋放，從而導(dǎo)致合龍段懸臂側(cè)高程下降；索塔及主梁的伸長(zhǎng)表現(xiàn)為斜拉索兩端的張拉，從而導(dǎo)致合龍段懸臂側(cè)高程上升。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)連續(xù)5 d測(cè)試結(jié)果，晝夜最大溫差基本穩(wěn)定在10℃以內(nèi)，考慮低溫合龍，故本文分析均基于合龍后或勁性骨架連接后升溫10℃考慮。圖2為合龍段懸臂段側(cè)/現(xiàn)澆段側(cè)高程-溫度關(guān)系實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)。

圖2 實(shí)測(cè)高程-溫度曲線

對(duì)主梁懸臂段進(jìn)行有限元分析，表1列出了升溫10℃合龍段懸臂側(cè)高程的計(jì)算結(jié)果。

表1 溫度對(duì)高程的影響

對(duì)比以上實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和有限元計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：

（1）施工階段溫度對(duì)支架現(xiàn)澆段高程幾乎沒有影響，這是因?yàn)橹Ъ芨叨容^?。s7 m），環(huán)境溫度對(duì)支架長(zhǎng)度影響基本可以忽略（升溫10℃對(duì)應(yīng)增長(zhǎng)0.8 mm）。

（2）對(duì)懸臂端高程影響與斜拉索溫度效應(yīng)基本一致（升溫10℃高程降低約8 cm），這是由于索塔、主梁為混凝土結(jié)構(gòu)，體量大，且索塔為密閉空間，兩者溫度效應(yīng)遠(yuǎn)滯后于環(huán)境溫度；而斜拉索比表面積大，鋼絞線熱傳導(dǎo)系數(shù)高，其實(shí)際溫度與環(huán)境溫度更為接近。

本文目的不在于研究復(fù)雜的溫度場(chǎng)對(duì)結(jié)構(gòu)行為的精確影響，而是需找到近似的方法等效其溫度效應(yīng)，分析合龍段施工時(shí)為減小溫度效應(yīng)需采取的對(duì)策。結(jié)合上述數(shù)據(jù)比較及分析，筆者認(rèn)為采用拉索升降溫表征溫度效應(yīng)對(duì)高程的影響是可行的。

2.2 對(duì)軸向變形的影響

由于熱脹冷縮，溫度的變化引起懸臂段、支架現(xiàn)澆段及合龍段勁性骨架的長(zhǎng)度變化，支架現(xiàn)澆段由滿堂直接支承，且有端支座臨時(shí)縱向鎖定，可以認(rèn)為合龍勁性骨架連接以后，梁體縱向不能自由伸縮而產(chǎn)生結(jié)構(gòu)應(yīng)變以平衡溫度應(yīng)變。不考慮合龍混凝土微小軸向變形對(duì)索力的影響，由變形協(xié)調(diào)關(guān)系可得到以下關(guān)系：

對(duì)應(yīng)合龍段的變形：

主梁溫度次應(yīng)力（標(biāo)準(zhǔn)值）為

式中：ΔT為溫度變化量；δ為合龍段軸向變形量；ΔT、Δε分別為溫度、軸力引起的變形量；l1、l2、l0分別為懸臂端、支架現(xiàn)澆段及合龍段長(zhǎng)度；Ac、As分別為混凝土主梁、合龍段勁性骨架及合龍鋼筋面積；αc、αs分別為混凝土、鋼材及鋼筋線膨脹系數(shù)；Ec、Es分別為混凝土、鋼材及合龍鋼筋彈性模量；fd為鋼材強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，取 190 MPa；γ0、γQ為結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)、溫度作用分項(xiàng)系數(shù)。

以該橋?yàn)槔?，各參?shù)取值如下：ΔT=10℃；l1=139.5×103mm；l2=6.5×103mm；l0=2×103mm；Ac=20.9×106mm2；αs=1.2×10-5；αc=1.0×10-5℃-1；γ0=0.9；γQ=1.4；Ec=3.55×104MPa；Es=2.06×105MPa；fd=190 MPa。

將以上各參數(shù)值代入式（4），可以得到As≥4.37×105mm2，其中合龍縱向鋼筋為 2.75×105mm2，勁性骨架面積Ag≥1.6×105mm2，對(duì)應(yīng)合龍段的變形δ=1.26 mm（壓縮變形），對(duì)應(yīng)主梁溫度次應(yīng)力σc=3.24 MPa（壓應(yīng)力）。

升溫10℃的情況下，合龍段變形及已澆梁段溫度次應(yīng)力與合龍段勁性骨架及鋼筋面積的關(guān)系如圖3、圖4所示。

由圖3、圖4可知：

（1）相同溫度變化量下，合龍段勁性骨架、鋼筋面積總和越大，合龍段合龍后產(chǎn)生的變形越小，越有利于對(duì)合龍混凝土的保護(hù)，但變形趨近于收斂，達(dá)到一定程度后，效果并不明顯。當(dāng)面積總和取Asmin=4.37×105mm2時(shí)，合龍段變形為1.3 mm（對(duì)應(yīng)微應(yīng)變?yōu)?.3×10-4），軸向變形控制已較為良好。

（2）合龍段勁性骨架、鋼筋面積總和越大，主勁性骨架次應(yīng)力為梁溫度次應(yīng)力越大，越不利于已澆梁段受力，但溫度次應(yīng)力趨近于收斂（按該工程參數(shù)計(jì)算為3.5 MPa），達(dá)到一定程度后，該影響越不明顯。當(dāng)面積總和取Asmin=4.37×105mm2時(shí)，已澆梁段溫度次應(yīng)力為3.24 MPa。

圖3 合龍段變形-勁性骨架、鋼筋面積關(guān)系圖

圖4 溫度次應(yīng)力-勁性骨架、鋼筋面積關(guān)系圖

（3）上述計(jì)算結(jié)果按升溫10℃考慮，對(duì)應(yīng)合龍段溫度變形為壓縮變形，已澆梁段溫度次應(yīng)力為壓應(yīng)力，反之亦然。這也表明了低溫合龍對(duì)合龍段新澆混凝土的保護(hù)及已澆梁段的受力均為有利。

3 勁性骨架設(shè)計(jì)

3.1 勁性骨架受力分析

由于環(huán)境溫度對(duì)懸臂側(cè)和現(xiàn)澆段側(cè)的高程影響不一致，勁性骨架連接后，隨著環(huán)境溫度的變化，不但承擔(dān)軸向力，還需承擔(dān)相應(yīng)的剪力。由于勁性骨架抗彎剛度相較于混凝土主梁剛度較小，對(duì)懸澆側(cè)主梁的約束為豎向彈性支承，為得到勁性固結(jié)所承擔(dān)的剪力和彎矩，建立最大懸臂端簡(jiǎn)支模型進(jìn)行近似模擬。模型示意圖如圖5、圖6所示。

結(jié)合上文得到的溫度表征方式，通過有限元分析得到拉索升溫10℃的勁性骨架承擔(dān)的剪力Q=1 005 kN；對(duì)勁性骨架脫離體進(jìn)行彎矩平衡分析得到彎矩M=0.5Ql0=1 005 kN·m。

圖5 懸臂模型示意圖

圖6 勁性骨架受力圖示

3.2 勁性骨架設(shè)計(jì)

根據(jù)上文求得的勁性骨架面積Ag≥1.6×105mm2，勁性骨架取22根工字鋼56c，Ag=3.47×105mm2。勁性骨架布置如圖7所示。

圖7 勁性骨架布置圖（單位：cm）

根據(jù)式（7）可求得軸向應(yīng)力σs=141 MPa，剪應(yīng)力 τg=7.0 MPa≤fvd；壓彎正應(yīng)力 σc=186 MPa≤fvd；撓度fvd表示鋼材抗剪設(shè)計(jì)值，取110 MPa，其余參數(shù)見上文。

3.3 受力復(fù)核

上文對(duì)勁性骨架對(duì)懸臂側(cè)主梁的約束采用了簡(jiǎn)化等效的邊界進(jìn)行模擬，為驗(yàn)證該等效模擬的正確性，建立有限元模型，模擬了勁性骨架的實(shí)際布置，復(fù)核在主梁及拉索升溫10℃時(shí)勁性骨架的受力（見表 2）。

表2 勁性骨架復(fù)核表

對(duì)比簡(jiǎn)化計(jì)算和有限元計(jì)算可以得到：

（1）簡(jiǎn)化計(jì)算得到的勁性骨架承擔(dān)的軸向力略大，這是由于簡(jiǎn)化計(jì)算未考慮主梁微小伸長(zhǎng)導(dǎo)致拉索索力增加，忽略了拉索對(duì)梁體伸長(zhǎng)的約束作用，但誤差較小，在5%以內(nèi)。

（2）簡(jiǎn)化計(jì)算得到勁性骨架承擔(dān)的剪力略小，但誤差較小，在5%以內(nèi)，這說明采用在懸臂模型加簡(jiǎn)支邊界求剪力的簡(jiǎn)化方法是可行的。

（3）簡(jiǎn)化計(jì)算得到的勁性骨架承擔(dān)的彎矩偏小，且誤差較大，達(dá)到30%，但彎曲應(yīng)力效應(yīng)占總應(yīng)力效應(yīng)較小（約25%），從而總應(yīng)力效應(yīng)誤差較小；撓度計(jì)算模式按懸臂梁梁端作用集中荷載計(jì)算基本相當(dāng)。

4 施工控制

4.1 施工步驟

合龍段的施工對(duì)于全橋線形、質(zhì)量的控制十分關(guān)鍵，合龍施工前制定詳細(xì)、科學(xué)的施工方案很有必要。該工程合龍前，指定了以下方案：

（1）合龍前最后三個(gè)懸臂施工期間，連續(xù)對(duì)當(dāng)前懸臂端高程與溫度的關(guān)系繪出最后三個(gè)各個(gè)節(jié)段的高程-溫度關(guān)系曲線，結(jié)合預(yù)期的合龍溫度調(diào)整懸澆節(jié)段的立模標(biāo)高，保證全橋豎曲線的平順及索力達(dá)到預(yù)期目標(biāo)。

（2）根據(jù)實(shí)測(cè)懸臂端高程-溫度關(guān)系修正計(jì)算模型的溫度效應(yīng)表征模式，再根據(jù)實(shí)測(cè)溫度效應(yīng)計(jì)算設(shè)計(jì)合龍勁性骨架。

（3）合龍前連續(xù)24 h進(jìn)行氣溫觀測(cè)，1 h一次，并結(jié)合當(dāng)?shù)靥鞖忸A(yù)報(bào)情況，選擇連續(xù)幾天氣溫穩(wěn)定、晝夜溫差較小的時(shí)間進(jìn)行合龍。

（4）對(duì)橋面上的臨時(shí)施工荷載進(jìn)行嚴(yán)格控制，不得隨意施加除合龍施工需要的其他附加荷載。

（5）在懸澆段側(cè)施加水箱配重，配重重量為1/2合龍段重量，為保證合龍段混凝土澆筑過程中懸臂段標(biāo)高不產(chǎn)生大的變化，澆筑過程中水箱壓重同步放水換重。

（6）在合龍當(dāng)天溫度最低的時(shí)間（一般為凌晨）進(jìn)行勁性骨架的鎖定。為保證快速鎖定，可考慮之前對(duì)勁性骨架一側(cè)先行鎖定，以減少鎖定時(shí)合龍勁性骨架的焊接工作量，縮短焊接工作時(shí)間；待預(yù)定合龍時(shí)間，需安排多個(gè)工人和焊機(jī)同時(shí)施焊，然后再快速對(duì)另一端進(jìn)行鎖定，確保所有支撐架應(yīng)在規(guī)定的合龍時(shí)段內(nèi)保質(zhì)保量完成。

（7）澆筑合龍段混凝土，混凝土采用補(bǔ)償收縮混凝土，解除支座臨時(shí)鎖定。

（8）養(yǎng)生合龍段混凝土，待強(qiáng)度和齡期達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度，進(jìn)行預(yù)應(yīng)力張拉。

（9）拆除進(jìn)行骨架，掛籃卸落。

4.2 合龍效果

創(chuàng)業(yè)大橋主跨合龍段嚴(yán)格按照上述施工方案施工，在施工過程中，對(duì)主梁高程、橫向位移、軸線偏位、勁性骨架及其焊縫受力狀態(tài)等進(jìn)行詳細(xì)觀測(cè)，結(jié)果均符合設(shè)計(jì)及規(guī)范要求[4-5]。主梁的軸位偏差小于10 mm，懸臂側(cè)和現(xiàn)澆段側(cè)高程偏差小于5 mm，拆模后對(duì)合龍段混凝土進(jìn)行詳細(xì)檢查，未發(fā)現(xiàn)裂縫、蜂窩、麻面等質(zhì)量問題，橋梁的合龍取得良好效果。

5 結(jié) 語

本文以湖州市創(chuàng)業(yè)大橋獨(dú)塔PC主梁斜拉為背景，首先結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)懸澆側(cè)高程-溫度關(guān)系測(cè)試和有限元分析得到溫度影響表征方式，從而簡(jiǎn)化溫度效應(yīng)的分析，然后分析合龍勁性骨架軸向剛度對(duì)合龍段變形及已澆梁段溫度次應(yīng)力的影響，綜合考慮勁性骨架的抗彎、抗剪性能對(duì)其進(jìn)行設(shè)計(jì)；最后結(jié)合工程施工實(shí)際情況，制定相應(yīng)的合龍方案，保證了合龍段施工順利有序地進(jìn)行。該橋的合龍取得了良好的效果，為同類橋梁的合龍?zhí)峁﹨⒖肌?/p>