孫 波，蔣 鑫

（1.湖南交通國際經(jīng)濟工程合作有限公司，湖南 長沙 410005； 2.湖南省交通科學研究院有限公司，湖南長沙 410015）

0 引言

頂推施工法因其施工設備簡單、施工機械化程度高、對周邊環(huán)境干擾少等優(yōu)點，在世界范圍內被廣泛運用。但由于施工過程中受力的特殊性，也使得它的應用受到很大的限制，同時也給設計帶來很大的問題。在頂推過程中，每個斷面都要周期性交替地經(jīng)歷跨中與墩頂?shù)倪^程，因此各個斷面既要承受正彎矩，還要承受負彎矩與剪力。對超靜定結構、支座變位、溫度變化等將使結構產(chǎn)生二次應力，這些臨時應力又與運營狀態(tài)時的應力有很大不同，因此混凝土PC箱梁在頂推過程中開裂現(xiàn)象十分嚴重，應引起重視。

本文以某帶翼緣非對稱PC箱梁為研究對象，計算分析其在頂推過程中主梁受力規(guī)律，并針對性地提出加固改造措施，類似經(jīng)驗可為同類型工程提供借鑒。

1 工程概況

本文依托工程為主跨 （40＋50＋40）m類雙層帶翼緣預應力混凝土連續(xù)箱梁。箱主梁采用雙箱單室斜腹板截面。箱梁頂寬3.852～3.7 m（其中在與匝道相接處兩側各留60 cm后澆帶），梁高3.8 m；箱梁頂懸臂板長分別為5.15、4 m，端部厚30、40 cm，根部厚65 cm；箱梁底板懸臂板長3.97 cm，端部厚18 cm，根部厚40 cm；箱梁頂、底板厚均為30 cm，腹板厚85 cm；在箱梁的支點處均設置了橫梁，邊支點橫梁厚1.5 m，中支點橫梁厚2.0 m。

主梁頂推施工實施單點頂推，頂推縱坡為0.3%，頂推啟動裝置安裝在E4墩頂頂部。頂推施工前，在主墩E4后側設置臨時墩1～臨時墩8，在主墩E3～E4墩中間設置臨時墩9，在主墩E2～E3墩中間設置臨時墩10～臨時墩12，以縮短頂推跨徑，各跨組合跨徑為 （14.75＋8.5＋16＋8.75＋18＋12.25＋8＋10＋38＋12＋10＋10＋10）m。在施工過程中，本橋的臨時墩既為主梁澆筑過程提供了支撐平臺，又減少了主梁的頂推跨徑，起到雙重作用。具體流程如圖1、圖2所示。

圖1 頂推過程示意圖Figure 1 Schematic diagram of the push process

圖2 落梁示意圖Figure 2 Schematic diagram of the drop beam

2 有限元模型建立

因連續(xù)梁在頂推過程中，各截面彎矩值呈動態(tài)交替變化，且影響主梁內力因素較多，很難求得精確的解析解，故工程上多使用有限元軟件對頂推過程進行模擬，獲得其有限元近似解。

使用ANSYS建立該橋有限元模型，鋼導梁部分的鋼管連接部分采用beam3單元模擬，其余部分采用SHELL63單元模擬；主梁的混凝土部分采用SOLID65單元模擬，剪力墻部分采用SHELL63模擬，預應力鋼束和預埋鋼筋采用LINK10單元模擬，在鋼導梁和主梁連接處，應用約束方程法將實體單元與殼單元的共用節(jié)點進行自由度耦合。網(wǎng)格劃分采用六面體掃掠劃分，全橋有限元模型共劃分54 440個單元，70 700個節(jié)點，其中有50 908個實體單元，272個殼單元，8 680個梁單元，268個桿單元。SOLID65單元與LINK10單元通過共用節(jié)點來保證其共同受力；在有支撐反力的橋墩處，施加豎向約束和橫向約束；在最后一個橋墩處施加水平約束，使結構保持為幾何不變體系，采用工作平面切分體的方法準確模擬了預應力束的空間線型，預應力初拉力采用初應變法施加。

所有豎向支承（包括各永久墩和臨時墩），均采用“一般約束”進行模擬，同時在主梁最前端施加水平約束DX（橋的縱向），采用“墩動梁不動”的方法模擬其頂推過程，有限元模型如圖3所示。

圖3 全橋及鋼導梁有限元模型Figure 3 Finite element model of full bridge and steel guide beam

3 有限元計算結果

提取鋼導梁及混凝土箱梁在頂推過程中變形及應力結果，結果如圖4所示。

提取頂推時最大正彎矩工況下導梁及混凝土主梁應力結果，有限元應力云圖如圖5～圖8所示。

計算結果表明：

a.鋼導梁在頂推過程中，結構最大豎向下?lián)蠟?6 mm，發(fā)生工況為導梁前端剛到臨時墩9；導梁前端向上最大撓度為49.1 mm，發(fā)生工況為導梁最前端剛過臨時墩10，在導梁最大正彎矩工況，其根部附近區(qū)域的Von mises等效應力約132 MPa，結構變形及強度能滿足規(guī)范要求。

圖4 鋼導梁頂推過程中豎向變形曲線圖 （單位：mm）Figure 4 Vertical deformation curve of steel guide beam during pushing（Unit：mm）

圖5 導梁Von Mises等效應力云圖 （單位：MPa）Figure 5 Von Mises equivalent stress of the guide beam（Unit：MPa）

圖6 混凝土箱梁主拉應力云圖 （單位：MPa）Figure 6 Main tensile stress of concrete box girder（Unit：MPa）

圖7 鋼混結合段主壓應力云圖 （單位：MPa）Figure 7 Main compressive stress of steel-mixed joint section（Unit：MPa）

圖8 鋼混結合段主拉應力云圖 （單位：MPa）Figure 8 Main tensile stress of steel-mixed joint section（Unit：MPa）

b.混凝土頂板主拉應力絕大部分區(qū)域拉應力小于1 MPa，所有區(qū)域小于2 MPa；主壓應力絕大部分區(qū)域壓應力小于5 MPa，所有區(qū)域小于7 MPa；順橋向應力絕大部分區(qū)域為壓應力且小于5 MPa，只有梁端部分有拉應力但小于1 MPa。

c.混凝土底板主拉應力在箱梁和導梁連接部位下部出現(xiàn)局部應力集中現(xiàn)象，且約2／3面積的拉應力大于2 MPa，順橋向主應力在箱梁和導梁連接部位的下部出現(xiàn)局部應力集中現(xiàn)象。且1／2面積的拉應力大于3 MPa。

d.腹板下部靠近梁端出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，腹板下部應力大于2.5 MPa的區(qū)域占腹板面積接近1／3。

根據(jù)有限元計算結果可知，在頂推過程中，在主梁混凝土底板、鋼混結合段、腹板下部靠近梁端位置由于受局部外力作用，有較大面積應力超標現(xiàn)象，混凝土存在開裂可能，影響結構強度及耐久性，為保證結構在日后正常運營，需對應力集中區(qū)域進行優(yōu)化加固。

4 優(yōu)化方案及優(yōu)化后對比計算結果

為改善主梁與導梁連接部位的受力，對主梁施加體外縱向預應力，預應力采用公稱直徑15.2 mm的預應力鋼絞線，張拉控制應力為1 395 MPa，預應力布置位置如圖9所示。

圖9 體外預應力布置示意圖 （單位：mm）Figure 9 Schematic diagram of external prestressing arrangement（Unit：mm）

在原有有限元模型基礎上，根據(jù)加固方案，使用Link10三維桿單元模擬體外預應力束，Solid65和Shell63單元模擬錨固裝置，優(yōu)化后有限元模型如圖10、圖11所示。

圖10 體外預應力有限元模型Figure 10 External prestressed finite element model

圖11 錨固區(qū)有限元模型Figure 11 Anchorage zone finite element model

提取加固優(yōu)化后鋼導梁及混凝土箱梁在頂推過程中結果，并與優(yōu)化前結果進行對比，如圖12～圖15所示。

圖12 導梁Von Mises等效應力云圖 （單位：MPa）Figure 12 Von Mises equivalent stress of the guide beam（Unit：MPa）

圖13 混凝土箱梁主拉應力云圖 （單位：MPa）

Figure 13 Main tensile stress of concrete box girder

（Unit：MPa）

圖14 鋼混結合段主拉應力云圖 （單位：MPa）Figure 14 Main tensile stress of steel-mixed joint section（Unit：MPa）

優(yōu)化前后對比計算結果表明：

a.鋼導梁在頂推過程中，其根部附近區(qū)域的Von mises應力約91.4 MPa，較優(yōu)化前132 MPa下降40.6 MPa，降幅30.76%。

圖15 鋼混結合段主壓應力云圖 （單位：MPa）Figure 15 Main compressive stress of steel-mixed joint section（Unit：MPa）

b.混凝土頂板主拉應力絕大部分區(qū)域拉應力小于0.6 MPa，所有區(qū)域小于0.9 MPa；主壓應力大部分區(qū)域壓應力小于2 MPa，所有區(qū)域小于3 MPa；順橋向應力絕大部分區(qū)域為壓應力且小于8.99 MPa。

c.混凝土底板主拉應力在箱梁和導梁連接部位下部出現(xiàn)局部應力集中現(xiàn)象，但約3／4面積的拉應力小于1.53MPa，順橋向主應力在箱梁和導梁連接部位的下部出現(xiàn)局部應力集中現(xiàn)象。但3／4面積的拉應力小于1.53 MPa。

d.腹板下部靠近梁端出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，但應力大于2.5 MPa的區(qū)域只占腹板面積1／10左右，大部分區(qū)域應力小于1.53 MPa。

施加體外縱向預應力后，混凝土主梁與鋼導梁連接位置拉應力峰值顯著降低，高拉應力區(qū)域面積明顯減小，絕大部分區(qū)域最大拉應力均小于1.53 MPa，體外縱向預應力的施加改善了鋼混結合段的受力，起到了良好的效果。

5 結論

本文以類雙層PC箱梁為研究對象，建立該橋ANSYS有限元模型，分析了該橋頂推施工過程中主梁受力規(guī)律，根據(jù)計算結果提出了加固優(yōu)化方案并進行了優(yōu)化前后對比分析，可得到以下結論：

a.混凝土箱梁在頂推過程中，由于局部承壓、截面拉壓應力交替顯現(xiàn)等因素，混凝土箱梁與鋼導梁結合段等薄弱位置易出現(xiàn)應力集中，導致應力超標引起開裂，實際工程中應引起高度重視。

b.通過配置體外縱向預應力，可改善鋼混結合段受力，頂推過程中混凝土最大拉應力均有明顯降低，鋼混結合段應力集中現(xiàn)象得到緩解，拉應力峰值降至1.53 MPa以內，布置體外預應力是一種效果優(yōu)良的加固方式。