胡志堅 劉宇航 夏雷雷

(武漢理工大學(xué)交通與物流工程學(xué)院 武漢 430063)

高墩大跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋合龍后,橋體將由靜定結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)槌o定結(jié)構(gòu),內(nèi)力與合龍前極大不同.在合龍過程中,配重是一個關(guān)鍵步驟.配重的主要作用是:確保合龍段混凝土澆筑過程中,合龍口不發(fā)生位移,保證合龍段線形平順.合龍口發(fā)生位移,底板混凝土易出現(xiàn)橫向裂縫,會產(chǎn)生安全隱患,影響施工質(zhì)量.

現(xiàn)有研究在使用配重物時通常使用水箱或沙袋,少數(shù)情況下也使用掛籃.使用沙袋或掛籃配重時,因合龍段混凝土澆筑過程中卸載不方便或掛籃移動速度不易控制等原因,實際工程中多采用水箱配重.針對配重大小的計算,張新志等[1]描述了等重量配重法的原理,即施加與合龍段混凝土相等重量的方法,其配重大小容易確定.張謝東等[2]在合龍計算時采用等重量法配重.鄔彪紅[3]采用等彎矩配重法計算壓重,并順利合龍.朱世峰[4]提出等位移法配重,使合龍段兩端懸臂在澆注合攏段砼時不發(fā)生相對位移.李定倫[5]以水箱重量作為變量,給出等位移配重法配重與合龍段重量的理論關(guān)系式,以及三跨連續(xù)剛構(gòu)橋配重的理論計算公式.趙成升等[6]選擇在水箱壓重后,臨時張拉縱向預(yù)應(yīng)力束,以抵消溫度降低時梁體兩端對合龍段新澆筑混凝土的影響.但是對于地勢惡劣的施工環(huán)境或取水困難時,最好能提出一種不需要配重的合龍方式,使得合龍后成橋線形和內(nèi)力滿足橋梁設(shè)計要求.

文中提出一種基于箱梁底板束預(yù)張拉的新型合龍技術(shù),從而取消合龍配重.即提前分批張拉底板預(yù)應(yīng)力束,達到與水箱配重消除合龍口位移同樣的效果.并以合龍口不發(fā)生擾動作為控制條件,通過合龍前、澆筑混凝土后以及成橋后全橋線形和應(yīng)力狀態(tài)的實橋?qū)Ρ确治?確保使用新型合龍技術(shù)的可行性和可靠性.

1 原 理

新型合龍技術(shù)因取消配重,中跨合龍施工順序為:安裝吊架→鎖定勁性骨架→混凝土澆筑(同時預(yù)張拉部分底板鋼束)→混凝土養(yǎng)護→拆除勁性骨架→后續(xù)底板束張拉.變截面連續(xù)剛構(gòu)橋合龍段的勁性骨架焊接后,兩懸臂間具有連接,合龍段截面剛度即為勁性骨架的整體剛度.合龍段混凝土澆筑后可將其簡化為集中荷載G作用于合龍口位置.底板預(yù)應(yīng)力筋張拉后錨固于梁體上,預(yù)應(yīng)力筋張拉效應(yīng)可分解為兩部分:①預(yù)應(yīng)力筋沿程的等效豎向荷載q;②作用于合龍束錨固點壓力T.見圖1.

圖1 梁體受力圖

計算等效豎向荷載q時,可以認為預(yù)應(yīng)力束為圖2的弧線[7],取微端dL分析.

圖2 等效豎向荷載分析示意圖

得到

q=T/R

式中:T為預(yù)應(yīng)力束張力;R為底板曲線半徑.

底板合龍鋼束按照底板曲線布置,此時預(yù)應(yīng)力鋼束張拉后會產(chǎn)生上拱效應(yīng),位移效應(yīng)見圖3.

圖3 位移效應(yīng)示意圖

合龍口位移可使用力法進行位移求解,剪力和軸力引起的豎向撓度忽略不計.每根鋼束單獨作用于梁體時合龍口豎向位移值Δfi,濕重作用下合龍口產(chǎn)生的撓度為ΔfG.根據(jù)疊加法原理,合龍段混凝土澆筑時合龍口位移值Δf=∑Δfi+ΔfG.

合龍段混凝土澆注過程中同步張拉的底板鋼束選取需遵循以下原則:①選取長束,減小張拉過程中鋼束對合龍口附近塊段的劈裂效應(yīng);②選取對合龍口豎向位移影響較大的鋼束,以此減小合龍過程中所需張拉力.

2 工程應(yīng)用

2.1 工程概況

某特大橋橋孔布置為90 m+2×160 m+90 m,見圖4.主橋上部結(jié)構(gòu)采用變截面單箱單室箱梁,箱梁斷面采用直腹板斷面.墩頂處梁高9.4 m,合龍段及及邊墩現(xiàn)澆段高3.8 m,梁段高按1.8次拋物線(y=3.8+5.6x1.8/761.8)變化;跨中底板厚度為32 cm,根部底板厚度為130 cm,其間按1.8次拋物線(h=0.32+0.000 403 424x1.8)變化.主梁采用C55號混凝土;跨中底板共布置15束縱向預(yù)應(yīng)力束,均用直徑15.2 mm高強度、低松弛鋼絞線,抗拉強度標準值fpk=1 860 MPa;邊跨底板縱向束為6股,中跨底板縱向束為15股;縱向鋼束張拉控制應(yīng)力采用1 395 MPa;鋼束曲線與底板曲線平行,在橫截面上對稱布置.

圖4 全橋立面圖

中跨底板預(yù)應(yīng)力束由15束(編號Z1～Z12、Z3’～Z5’,其中Z3～Z5與對應(yīng)附加束Z3’～Z5’,各自平彎豎彎曲線一致,認為其單獨效應(yīng)相同)組成,邊跨底板預(yù)應(yīng)力束由6束(編號B1～B6)組成,圖5為鋼束布置圖和梁體階段編號.

圖5 中跨鋼束束布置圖

2.2 單根鋼束作用位移效應(yīng)值

因濕重混凝土作用下邊跨合龍中邊跨合龍口位移僅為ΔGB=0.20 mm,位移影響很小,故本文僅分析中跨合龍段.中跨合龍口混凝土澆筑后產(chǎn)生的位移為ΔGZ=6.46 mm.選取14～20節(jié)段內(nèi)所有底板束作為合龍用鋼束.表1為不同張拉應(yīng)力下各鋼束張拉對應(yīng)的合龍口位移效應(yīng)值.張拉應(yīng)力上限值取文獻[8]規(guī)定的鋼束最大初應(yīng)力,即張拉控制應(yīng)力的25%.

表1 合龍口位移效應(yīng)值

2.3 合龍施工階段分析

提取混凝土澆筑完成后中跨各截面位移計算值,結(jié)果見圖6.

圖6 新型合龍技術(shù)中跨各截面位移值

由圖6可知:濕重混凝土作用下,中跨各截面均產(chǎn)生一定下?lián)?在合龍口附近下?lián)现底畲?使用本文方法合龍,在合龍口附近基本未發(fā)生擾動.選取跨中附近四個截面作為分析對象,其位移值見表2.

表2 跨中附近截面位移變化值 單位:mm

由表2可知:若直接合龍,中跨截面均產(chǎn)生一定下?lián)现?最大為6.45 mm位于合龍口處;使用本文方法合龍,合龍口位移僅為0.09 mm,可有效消除合龍段澆筑時合龍口的擾動,減少澆筑過程對未成形混凝土的影響.

2.4 成橋累計變形

新型合龍技術(shù)施工過程中,待合龍段混凝土達到設(shè)計規(guī)定強度后,對預(yù)張拉鋼束進行放張?zhí)幚韀9].提取配重作用以及鋼束放張中跨各截面下?lián)嫌嬎阒?見圖7.由圖7可知:配重產(chǎn)生的中跨累計下?lián)现颠h大于放張產(chǎn)生的下?lián)现?兩者差值在墩頂處最小,越靠近合龍口越大,最大差值為17 mm.

圖7 不同作用下梁體位移值

本文方法沒有配重這一步驟,故與傳統(tǒng)配置合龍施工方法的累計變形值有明顯區(qū)別.本文計算得到成橋后累計位移最大差值為17.1 mm,位于圖8的3號墩大里程合龍口處.

圖8 成橋累計變形值

圖8中合龍口兩個懸臂端變形值不對稱,這是因為邊跨合龍已經(jīng)完成,3號墩與4號墩所對應(yīng)的受力體系不同所致.

2.5 全橋應(yīng)力分析

該橋為單向三車道布置,根據(jù)文獻[10]計入橫向車道布載系數(shù)及縱向折減系數(shù)施加車道荷載.計算活載效應(yīng)時,取最不利荷載工況分析,車道荷載作用下,全橋底板最大拉應(yīng)力為2.48 MPa,位于跨中底板處,見圖9.由圖9可知:使用本文方法合龍,橋體經(jīng)過10年收縮徐變的作用,跨中壓應(yīng)力儲備為5.32 MPa,使用新型合龍技術(shù)成橋后的橋體完全滿足設(shè)計要求.相較于等位移配重法,在中跨跨中底板壓應(yīng)力差值最大為0.37 MPa,見圖10.如需加大壓應(yīng)力儲備,可進一步通過底板預(yù)應(yīng)力束設(shè)計實現(xiàn).但根據(jù)文獻[11],連續(xù)剛構(gòu)橋跨中底板壓應(yīng)力儲備不是越大越好,其合理范圍在2～3 MPa,從壓應(yīng)力儲備角度來看,本文合龍方法優(yōu)于傳統(tǒng)方法.

圖9 10年收縮徐變及活載作用全橋下緣應(yīng)力計算值

圖10 成橋十年過程中跨中合龍段底板壓應(yīng)力變化圖

3 結(jié) 論

1) 基于箱梁底板束預(yù)張拉的新型合龍技術(shù)可完全取消配重,方便施工,完全滿足設(shè)計要求.

2) 新型合龍技術(shù)在合龍過程中保持合龍口不發(fā)生擾動,減少澆筑過程對未成形混凝土的影響,保證合龍段質(zhì)量.

3) 與傳統(tǒng)技術(shù)相比,使用新型技術(shù)合龍全橋底板壓應(yīng)力沒有明顯減少,且更優(yōu)于傳統(tǒng)方法.