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    頂推施工中波形鋼腹板PC組合梁臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的合理設(shè)置

    2016-11-24 03:38:23成子橋呂貴賓趙振東
    城市道橋與防洪 2016年3期
    關(guān)鍵詞:剪應(yīng)力腹板撓度

    成子橋,呂貴賓,趙振東

    (1.中電建路橋集團(tuán)有限公司,北京市 100048;2.中電建路橋集團(tuán)有限公司華中分公司,河南 鄭州 450000)

    頂推施工中波形鋼腹板PC組合梁臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的合理設(shè)置

    成子橋1,呂貴賓1,趙振東2

    (1.中電建路橋集團(tuán)有限公司,北京市 100048;2.中電建路橋集團(tuán)有限公司華中分公司,河南 鄭州 450000)

    為了分析波形鋼腹板PC組合梁在橋梁頂推施工過程中臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的對結(jié)構(gòu)受力的影響,確保橋梁在頂推施工過程混凝土結(jié)構(gòu)不發(fā)生破壞,以國內(nèi)第一座采用整體式頂推施工的大跨度波形鋼腹板PC組合梁為例,采用板殼實體模型詳細(xì)模擬了波形腹板組合箱梁的結(jié)構(gòu)和具體的體內(nèi)、體外預(yù)應(yīng)力,計算了分析了頂推施工最不利工況下臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的合理位置設(shè)置、預(yù)應(yīng)力大小和鋼束數(shù)量對組合梁受力的影響情況,提出確保梁體結(jié)構(gòu)安全的臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的合理設(shè)置方法,可為同類結(jié)構(gòu)設(shè)計施工提供參考。

    頂推施工;波形鋼腹板;組合梁;臨時預(yù)應(yīng)力

    0 引言

    頂推施工是在沿橋縱軸方向的端部設(shè)置預(yù)制場地,制作一定長度上部結(jié)構(gòu)節(jié)段梁體,然后通過水平千斤頂施加推力,將梁體向前頂推出預(yù)制場地,之后繼續(xù)在預(yù)制場進(jìn)行下一節(jié)段梁的預(yù)制,循環(huán)操作直至施工完成的一種施工方法[1]。這種施工方法在鋼橋中應(yīng)用較多,而波形鋼腹板組合梁使用這種方法施工的實例較少,國外有日本的島崎川橋[2],國內(nèi)有鄭州市隴海路快速通道和吉安市深圳大橋[3]。波形鋼腹板組合梁一般會配置體內(nèi)預(yù)應(yīng)力束和永久體外預(yù)應(yīng)力束,其中體內(nèi)預(yù)應(yīng)力束和永久體外預(yù)應(yīng)力束一般是依據(jù)成橋后的受力狀態(tài)確定,而在頂推施工中橋梁的每個斷面都要承受正負(fù)彎矩交替作用,這時體內(nèi)預(yù)應(yīng)力束和永久體外束對結(jié)構(gòu)作用發(fā)生改變,需要額外配制臨時體外預(yù)應(yīng)力鋼束保證結(jié)構(gòu)受力安全[4]。如何布置臨時體外預(yù)應(yīng)力才能使頂推過程中結(jié)構(gòu)的受力達(dá)到最優(yōu)是一個需要詳細(xì)研究的問題。本文通過對隴海路快速通道波形鋼腹板組合梁的頂推施工過程進(jìn)行有限元建模分析,研究了臨時體外預(yù)應(yīng)力束位置變化、張拉力和數(shù)量變化對波形鋼腹板組合梁受力的影響,得到了合理臨時束布置數(shù)量,得到的結(jié)論可為同類結(jié)構(gòu)的設(shè)計施工提供參考。

    1 工程背景

    隴海路快速通道位于鄭州城區(qū)的西南處,西側(cè)起始于四海大道東側(cè)高架落地處,東側(cè)與隴海路跨南水北調(diào)橋順接,主要跨越臨湖路、賈峪河、常莊干渠等,全長2.093 km。其中常莊干渠段橋梁分三幅布置,分別為南北側(cè)輔道橋和主線高架橋。主線高架范圍全長940 m,共分為兩聯(lián),跨徑布置為(9×50 m)+(9×50 m+40 m),占線路總長的45%。

    主線高架上部結(jié)構(gòu)采用等高度波形鋼腹板混凝土箱梁結(jié)構(gòu),兩幅之間斷開。單幅斷面采用單箱單室斜腹板截面,截面尺寸見圖1。波形鋼腹板采用BCSW1600型,鋼板厚度采用t=16 mm和t=20 mm兩種。鋼翼緣板除導(dǎo)梁段翼緣鋼板厚20 mm外,其余一般節(jié)段翼緣鋼板采用16 mm,與混凝土頂板采用Twin-PBL方式連接,與混凝土底板采用栓釘連接,主梁永久預(yù)應(yīng)力采用體內(nèi)、體外預(yù)應(yīng)力混合配置方式。主梁頂、底板采用C60高強度混凝土,鋼腹板采用Q345qC鋼材。

    圖1 箱梁截面尺寸(單位:mm)

    施工方法采用頂推法,該橋也是國內(nèi)第一座采用整體式頂推法施工的波形鋼腹板PC組合箱梁。頂推施工時,兩聯(lián)梁(YU01,YU02)分別從兩端向YP10號墩方向頂推,見圖2,本文中取YU01聯(lián)進(jìn)行建模計算。

    體內(nèi)預(yù)應(yīng)力束在截面的布置形式如圖3(a)所示,體外束在每跨內(nèi)的布置形式如圖3(b)所示。體內(nèi)束規(guī)格為YM15-9(頂板束)和YM15-12(底板束),其張拉控制應(yīng)力1 302 MPa(含損失),體外束規(guī)格為YM15-27,永久體外束每跨布置4束,跨中處距底板底部0.7 m,支座處距底板底部2.6 m,在頂推過程中張拉其中2束,張拉控制應(yīng)力1 150 MPa(含損失),臨時束的具體線形、張拉控制應(yīng)力等將在后文中具體說明。

    2 頂推過程中預(yù)應(yīng)力參數(shù)分析

    2.1有限元模型的建立

    使用通用有限元計算程序ANSYS對YU01聯(lián)波形鋼腹板組合梁進(jìn)行了有限元建模,使用SOLID65單元模擬混凝土頂?shù)装?,使用SHELL63單元模擬波形鋼腹板,使用LINK8單元模擬預(yù)應(yīng)力鋼筋。有限元模型見圖4。

    波形鋼腹板鋼材選用Q345qC,容重為78.5 kN/m3,彈性模量為2.06×105MPa,泊松比為0.3;頂?shù)装寤炷翗?biāo)號為C60,容重取為26 kN/m3,彈性模量3.6×104MPa,泊松比0.2;預(yù)應(yīng)力鋼絞線彈性模量為1.95×105MPa。

    圖2 主線高架立面圖(單位:m)

    圖3 預(yù)應(yīng)力布置形式(單位:mm)

    圖4 有限元模型

    本文僅針對施工階段組合梁的受力性能進(jìn)行分析,所以僅考慮自重和與預(yù)應(yīng)力的效應(yīng)。與成橋狀態(tài)相比,導(dǎo)梁前端經(jīng)過YP7墩后懸出11.4 m時(見圖5)為頂推過程中的最不利狀態(tài),所以選取此狀態(tài)為有限元分析的計算工況。

    圖5 計算工況

    2.2臨時體外預(yù)束在支點錨固位置的影響

    為了分析臨時體外預(yù)應(yīng)力線形對頂推過程組合梁受力的影響,現(xiàn)僅考慮臨時體外預(yù)應(yīng)力單獨作用的效應(yīng),變化臨時體外預(yù)應(yīng)力的在支點位置的高度h(見圖6),分別取h1=1.1 m,h2=1.2 m,h3=1.3m,h4=1.4 m和h5=1.5 m進(jìn)行計算,臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)為兩束,張拉控制應(yīng)力為1 150 MPa。

    圖6 臨時體外預(yù)應(yīng)力布置形式(單位:mm)

    根據(jù)得到的計算結(jié)果,分別提取了頂板混凝土位置2(見圖1)處沿縱橋向的應(yīng)力分布(見圖7(a))、底板位置2處沿縱橋向的應(yīng)力分布(見圖7(c))、YP5墩頂截面頂板沿橫橋向的應(yīng)力分布(見圖7(b))和YP4墩YP5墩之間跨中截面底板沿橫橋向的應(yīng)力分布(見圖7(d))。

    由圖7可以看出,h變化不影響整體受力規(guī)律,對局部位置的應(yīng)力影響較大,h越小,體外預(yù)應(yīng)力在支座頂板產(chǎn)生的壓應(yīng)力越大,在跨中底板產(chǎn)生的壓應(yīng)力也越大,h每減小0.1 m,在支點頂板約多產(chǎn)生0.03 MPa的壓應(yīng)力,在跨中底板約多產(chǎn)生0.015 MPa的壓應(yīng)力。

    提取了圖1頂板位置2側(cè)波形鋼腹板中部的剪應(yīng)力(見圖8(a))、整個組合梁的撓度(見圖8(c))和二者的增量隨h變化的變化規(guī)律(見圖8(b)、圖8(d))。

    圖7 混凝土板應(yīng)力分布

    圖8 腹板剪應(yīng)力與組合梁撓度

    由圖8看出,h越大,體外預(yù)應(yīng)力在支座附近產(chǎn)生的剪應(yīng)力絕對值越小,h每增加0.1 m,在支點附近波形鋼腹板約減少產(chǎn)生0.7 MPa的剪應(yīng)力,h變化對腹板剪應(yīng)力影響不大。臨時束單獨作用時,計算工況中組合梁每跨內(nèi)的撓度表現(xiàn)為:在靠近預(yù)制場地的一側(cè)1/3跨的范圍內(nèi)發(fā)生上撓,靠近導(dǎo)梁的一側(cè)2/3跨范圍發(fā)生下?lián)?。h越大上撓和下?lián)系姆仍叫?,圖8(b)為第二跨跨中位置下?lián)铣潭入Sh的變化規(guī)律,h每增加0.1 m,跨中撓度約增大0.02 mm。

    由上述分析可以看出,臨時體外預(yù)應(yīng)力束在支點處錨固高度越低(h越?。?,混凝土的壓應(yīng)力儲備越大,但鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁的撓度也隨之增大,h在變化幅度有限的情況下對混凝土和鋼腹板應(yīng)、組合梁撓度的影響也非常有限,考慮到這些方面的因素,認(rèn)為h取1.3 m較為合適。

    2.3臨時體外束張拉控制應(yīng)力的影響

    臨時預(yù)應(yīng)力的張拉控制應(yīng)力對頂推過程中組合梁的受力有較大影響,為了研究不同張拉控制應(yīng)力的作用效果,僅考慮臨時體外預(yù)應(yīng)力單獨作用,將兩束臨時體外預(yù)應(yīng)力豎向幾何線形取為:跨中處距底板底部3.04 m,支座處距底板底部h= 1.3 m。變化張拉控制應(yīng)力,分別設(shè)置為s1=930 MPa、s2=1 023 MPa、s3=1 150 MPa、s4=1 209 MPa、s5= 1 302 MPa進(jìn)行計算,對應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)強度fpk=1 860 MPa的50%、55%、62%、65%、70%。

    提取混凝土頂板位置2處和底板位置2處(見圖1)的縱橋向應(yīng)力(見圖9(a)、圖9(c))和YP5墩頂截面頂板沿橫橋向的應(yīng)力(見圖9(b))和YP4墩YP5墩之間跨中截面底板沿橫橋向的應(yīng)力(見圖9(d))。

    由圖9可以看出,張拉控制應(yīng)力越大,臨時體外預(yù)應(yīng)力在支座頂板產(chǎn)生的壓應(yīng)力越大,在跨中底板產(chǎn)生的壓應(yīng)力也越大,張拉控制應(yīng)力每增加5%fpk,在支點頂板約多產(chǎn)生0.15 MPa的壓應(yīng)力,在跨中底板約多產(chǎn)生0.13 MPa的壓應(yīng)力。

    提取了波形鋼腹板剪應(yīng)力(見圖10(a))、組合梁撓度(見圖10(c))和二者的增量隨張拉控制應(yīng)力s變化的變化規(guī)律(見圖10(b)、圖10(d)),其中剪應(yīng)力和撓度的提取位置與2.2節(jié)相同。

    圖9 混凝土板應(yīng)力分布

    圖10 腹板剪應(yīng)力與撓度

    由圖10看出,臨時體外預(yù)應(yīng)力在支座附近產(chǎn)生的剪應(yīng)力絕對值隨張拉控制應(yīng)力的增大而增大,張拉控制應(yīng)力每增加5%fpk,在支點附近波形鋼腹板約增加1 MPa的剪應(yīng)力;計算工況中組合梁上撓和下?lián)系某潭入S張拉控制應(yīng)力的增加而增加,見圖10(d),張拉控制應(yīng)力每增加5%fpk,第二跨跨中位置下?lián)戏榷燃s減小0.03 mm。

    通過上述分析可以看出,臨時體外束的張拉控制應(yīng)力越大(s越大),混凝土的壓應(yīng)力儲備越大,但同樣鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁撓度也會越大,綜合考慮上述因素,取臨時體外束張拉控制應(yīng)力為1 150 MPa。

    2.4臨時體外束布置數(shù)量的影響

    臨時體外束的布置數(shù)量對組合梁頂推過程中的受力性能也有較大的影響,為了得到臨時體外束布置數(shù)量的影響效應(yīng),現(xiàn)計入所有體內(nèi)預(yù)應(yīng)力、施工過程中張拉的兩束永久體外預(yù)應(yīng)力和自重的效應(yīng),臨時體外預(yù)應(yīng)力鋼束豎向幾何線形與3.3節(jié)相同,張拉控制應(yīng)力s=1 150 MPa,變化臨時體外預(yù)應(yīng)力鋼束的數(shù)量,從0束變化到4束,在支點截面處,各種情況下臨時預(yù)應(yīng)力橫向布置形式見圖11。

    圖11 臨時體外束的橫向布置形式

    提取了混凝土頂板位置2、底板位置2(見圖1)沿縱橋向的應(yīng)力(見圖12(a)、圖12(b)),YP4和YP6墩頂截面頂板應(yīng)力(見圖12(c)、圖12(d)),YP5和YP6之間跨中截面底板應(yīng)力(見圖12(e))。

    從圖12可以看出,臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)越多,支座頂板產(chǎn)生的拉應(yīng)力越小,在跨中底板產(chǎn)生的壓應(yīng)力也越大,體外預(yù)應(yīng)力每增加一根,在中支點頂板約多產(chǎn)生0.8 MPa的壓應(yīng)力,在跨中底板約多產(chǎn)生0.7 MPa的壓應(yīng)力,但對懸臂端附近混凝土應(yīng)力影響不大。

    根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》(JTGD62-2004)C60預(yù)應(yīng)力混凝土的在施工的抗裂驗算時混凝土拉應(yīng)力不超過1.15 ftk= 2.85 MPa×1.15=3.27 MPa,當(dāng)不配置臨時體外束時支座頂板產(chǎn)生最大3.3 MPa的拉應(yīng)力,配置2束臨時體外束時,支座頂板混凝土最大拉應(yīng)力為3.02 MPa<3.27 MPa,滿足規(guī)范要求,配置4束時,支座頂板混凝土無拉應(yīng)力。

    圖12 混凝土板應(yīng)力分布

    同樣提取了波形鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁撓度(見圖13(a)、圖13(c)),以及二者隨臨時體外束數(shù)量變化的變化規(guī)律(見圖13(b)、圖13(d))。

    由圖13(a)可以看出體外預(yù)應(yīng)力的根數(shù)對支點附近的鋼腹板剪應(yīng)力有較大的影響。體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)每增加一束,在支點附近波形鋼腹板剪應(yīng)力越減小6 MPa。當(dāng)體外預(yù)應(yīng)力鋼束根數(shù)不少于2束時,波形鋼腹板最大面內(nèi)剪應(yīng)力將小于60 MPa。

    圖13 腹板剪應(yīng)力與組合梁撓度

    臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)變化不影響撓度的整體變化規(guī)律,對跨中撓度有一定影響。由圖13(d)可以看出,臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)越多,組合梁跨中撓度反而越大,與理論分析規(guī)律相同。臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)每增加一束,跨中撓度約增加0.2 mm。

    根據(jù)上述分析,決定臨時體外預(yù)應(yīng)力布置數(shù)量的主要控制因素為支點負(fù)彎矩區(qū)混凝土頂板上緣拉應(yīng)力,當(dāng)采用公稱直徑為27-Φs15.2的體外預(yù)應(yīng)力筋,根數(shù)為2束時,支座頂板混凝土雖承受拉應(yīng)力,但滿足規(guī)范要求??紤]到臨時體外預(yù)應(yīng)力在波形鋼腹板PC組合梁頂推施工中的重要性以及臨時性,取臨時體外束布置根數(shù)為2根。

    3 結(jié) 論

    由于頂推施工過程中結(jié)構(gòu)的各個截面都要經(jīng)歷正負(fù)彎矩的交替作用,而通過成橋受力狀態(tài)確定的體內(nèi)束和永久體外束很難保證頂推過程中結(jié)構(gòu)的受力滿足要求,此時臨時體外預(yù)應(yīng)力束的配置就顯得尤為重要。通過對隴海路快速通道波形鋼腹板組合梁頂推施工中最不利工況進(jìn)行有限元建模計算,對臨時體外束支點處的錨固高度、張拉控制應(yīng)力和臨時體外束的布置數(shù)量進(jìn)行了參數(shù)分析,得到主要結(jié)論如下:

    (1)臨時體外預(yù)應(yīng)力束在支點處錨固高度越低,混凝土的壓應(yīng)力儲備越大,但鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁的撓度也隨之增大,考慮到這兩方面的因素,認(rèn)為臨時體外束在支點處錨固位置距組合梁底板下緣1.3 m較為合適。

    (2)臨時體外束的張拉控制應(yīng)力越大,混凝土的壓應(yīng)力儲備越大,但同樣鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁撓度也會越大,綜合考慮上述因素,取臨時體外束張拉控制應(yīng)力為1 150 MPa。

    (3)決定臨時體外預(yù)應(yīng)力布置數(shù)量的主要控制因素為支點負(fù)彎矩區(qū)混凝土頂板上緣拉應(yīng)力,當(dāng)不設(shè)臨時體外束時,支座頂板混凝土有較大應(yīng)力,不滿足規(guī)范要求,臨時體外束布置數(shù)量為2束時,支座頂板混凝土最大拉應(yīng)力滿足規(guī)范要求,布置數(shù)量為4束時,支座頂板混凝土無拉應(yīng)力。考慮到臨時體外預(yù)應(yīng)力在波形鋼腹板PC組合梁頂推施工中的重要性以及臨時性,取臨時體外束布置根數(shù)為2根。

    [1]林運唐,饒國慶,上官興.頂推連續(xù)梁預(yù)應(yīng)力設(shè)計新方法[J].國防交通工程與技術(shù),2012(1):37-40.

    [2]李廣慧,張建勛.波形鋼腹板預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋頂推施工技術(shù)[J].施工技術(shù),2010(7):118-120.

    [3]劉迎春,楊云安,文振軍,等.波形鋼腹板PC連續(xù)梁橋頂推施工過程受力分析[J].公路,2015(7):129-131.

    [4]張曉東.橋梁頂推施工技術(shù)[J].公路,2003(9):45-51.

    TU312

    B

    1009-7716(2016)03-0093-06

    10.16799/j.cnki.csdqyfh.2016.03.028

    2015-11-24

    成子橋(1972-),男,河南鄭州人,教授級高級工程師,從事路橋方向研究工作。

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