考慮滑道脫空的多滑道PC箱梁頂推過(guò)程中受力性能研究

(1.湖南省交通水利建設(shè)集團(tuán)有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410004; 2.湖南省交通科學(xué)研究院有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410015)

0 引言

預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋在我國(guó)是一種應(yīng)用極為廣泛的橋型，其結(jié)構(gòu)體系簡(jiǎn)單明確，受力性能良好，施工工藝成熟，在梁橋施工中，頂推法因不受場(chǎng)地限制，可有效解決上跨高速公路、鐵路等橋址問(wèn)題，因此在梁橋中占有較為重要的地位。但是，對(duì)于采用頂推施工工藝的預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋，在實(shí)際施工中，由于滑道脫空導(dǎo)致的混凝土開(kāi)裂現(xiàn)象尤為嚴(yán)重，其中支座沉降、滑道高程存在偏差、箱梁底板不平整等均有可能造成滑道脫空，滑道脫空會(huì)造成梁體約束條件減少，結(jié)構(gòu)體系發(fā)生改變，主梁受力也會(huì)隨之發(fā)生改變，滑道脫空時(shí)，滑道上支座反力將會(huì)發(fā)生重分布，部分局部集中應(yīng)力也會(huì)造成梁體和滑道損壞，降低梁體的安全儲(chǔ)備。目前在對(duì)頂推橋梁的研究中，主要集中于雙滑道頂推，對(duì)多滑道頂推研究較少，多滑道脫空的影響效應(yīng)更為寥寥。無(wú)論是實(shí)際施工中還是成橋運(yùn)營(yíng)后，橋梁上部結(jié)構(gòu)工作狀態(tài)都會(huì)受到橋梁下部支撐的影響。在頂推過(guò)程中滑道受力不僅影響著滑道本身的工作狀態(tài)，同時(shí)也會(huì)影響到與滑道接觸局部梁體的工作狀態(tài)。

本文以某頂推連續(xù)箱梁為研究對(duì)象，討論滑道脫空對(duì)滑道反力分布及梁體受力性能影響規(guī)律，相關(guān)研究成果可為頂推梁橋混凝土開(kāi)裂機(jī)理分析及加固處理提供借鑒。

1 工程概況

本文研究對(duì)象為某頂推連續(xù)PC箱梁，橋梁全長(zhǎng)104 m，跨徑組合(32+40+32)m，上部結(jié)構(gòu)混凝土標(biāo)號(hào)C55，采用單箱三室截面，下部結(jié)構(gòu)為柱式墩，橋墩混凝土材料C40，因橋址跨越高速公路，為不影響交通通行，施工時(shí)采用分段澆筑、多滑道逐段頂推法，整體劃分5個(gè)梁段，頂推總長(zhǎng)112 m，其中1#、3#、5#梁體長(zhǎng)24 m，2#、4#梁體長(zhǎng)16 m。在橫向位置布置4條滑道，滑道A和滑道D設(shè)在兩邊腹板的位置，滑道B和滑道C設(shè)在中腹板的位置,見(jiàn)圖1。

圖1 橋梁頂推示意圖(單位:cm)Figure 1 Schematic diagram of bridge pushing (Unit:cm)

2 有限元模擬

為精準(zhǔn)模擬該橋頂推過(guò)程中滑道脫空的影響效應(yīng)，使用ANSYS APDL建立該橋全過(guò)程有限元仿真命令流。主梁混凝土實(shí)體部分使用Solid 65三維實(shí)體單元模擬，鋼導(dǎo)梁使用Beam44梁?jiǎn)卧M，主梁預(yù)應(yīng)力使用link8桿單元模擬，混凝土實(shí)體與鋼導(dǎo)梁之間通過(guò)建立剛域連接，與預(yù)應(yīng)力之間使用Ceintf命令建立約束方程，確保其形成整體參與受力，預(yù)應(yīng)力荷載通過(guò)降溫法施加，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(gè)橋墩處施加水平約束，使結(jié)構(gòu)保持為幾何不變體系。所有豎向支承(包括各永久墩和臨時(shí)墩)，均采用“一般約束”進(jìn)行模擬，同時(shí)在主梁最前端施加水平約束DX(橋的縱向)，基于“墩動(dòng)梁不動(dòng)”的建模思想，調(diào)用ANSYS中“單元生死”功能模塊，模擬主梁頂推過(guò)程，見(jiàn)圖2。

圖2 整體有限元模型示意圖Figure 2 Schematic diagram of the overall finite element model

3 頂推過(guò)程中支反力分布規(guī)律分析

使用ANSYS對(duì)該橋頂推全過(guò)程進(jìn)行仿真模擬并提取支反力變形結(jié)果，計(jì)算結(jié)果表明：預(yù)制完每一梁段將梁段頂推出預(yù)制平臺(tái)時(shí)，隨著梁體不斷的向前頂進(jìn)，預(yù)制平臺(tái)處臨時(shí)墩的支反力在減少，永久墩、臨5#墩和臨6#墩的支反力在增大。0#臺(tái)的反力變化幅度比較大，在頂推68～72 m(施工節(jié)段75～79)出現(xiàn)了脫空現(xiàn)象；臨5#墩的支反力相對(duì)0#臺(tái)來(lái)說(shuō)變化較為平緩；隨著梁體向前推進(jìn)，1#墩和臨6#墩從無(wú)支反力到有支反力并逐漸增大，達(dá)到峰值后又逐漸減少；2#墩和3#臺(tái)的反力隨著梁體向前推進(jìn)從零開(kāi)始漸漸增大,見(jiàn)圖3。

預(yù)制梁段2(施工節(jié)段27)和4(施工節(jié)段71)時(shí)由于梁段長(zhǎng)度短，梁段沒(méi)有位于臨1#墩的上方，臨1#墩的反力為零。預(yù)制梁段1、3和5(施工節(jié)段27、44和89)時(shí)臨1#墩反力增加，達(dá)到當(dāng)前階段峰值，伴隨梁段向前頂出，臨1#墩支反力逐漸減少。在預(yù)制梁段3(施工節(jié)段44)完成后將梁體頂出預(yù)制平臺(tái)時(shí)，臨1#墩出現(xiàn)了脫空現(xiàn)象。臨2#墩支反力的變化規(guī)律和臨1#墩的基本相似，預(yù)制梁段或者預(yù)制梁段完成后的某個(gè)頂推階段反力達(dá)到峰值然后逐漸減小，在個(gè)別梁段尾端將要頂推過(guò)臨2#墩時(shí)出現(xiàn)脫空。臨3#墩和臨4#墩支反力在梁段尾端將要頂推過(guò)或者到達(dá)本墩墩頂時(shí)會(huì)出現(xiàn)脫空的情況。

圖3 1#～6#臨時(shí)墩頂推支反力變化情況Figure 3 Changes in the reaction force of 1#～6# temporary pier thrust

4 滑道脫空對(duì)滑道反力分布的影響

為得到箱梁頂推過(guò)程中滑道脫空時(shí)其支反力及梁體受力規(guī)律，考慮4條滑道各種組合下分別脫空對(duì)其的影響，并于滑道不發(fā)生脫空現(xiàn)象時(shí)進(jìn)行對(duì)比，具體如表1所示。

根據(jù)ANSYS整體有限元計(jì)算結(jié)果，當(dāng)頂推至42 m時(shí)為最大懸臂工況，此時(shí)梁體處于最不利狀態(tài)，以該狀態(tài)為分析對(duì)象，分析以上11種工況下滑道反力、主梁受力等響應(yīng)特點(diǎn)。

表2給出了11種滑道脫空工況下4條滑道支座反力的變化情況，計(jì)算結(jié)果表明：①無(wú)論是單滑道脫空還是中滑道脫空，都會(huì)引起相鄰滑道反力迅速增大。對(duì)于單滑道脫空工況，邊滑道脫空對(duì)滑道反力的影響效應(yīng)更為顯著，在工況5作用下，滑道

表1 滑道脫空工況劃分表Table1 Divisionofslipwayemptyingconditions工況編號(hào)工況說(shuō)明工況1滑道未脫空工況工況2滑道A出現(xiàn)脫空現(xiàn)象工況3滑道B出現(xiàn)脫空現(xiàn)象工況4滑道C出現(xiàn)脫空現(xiàn)象工況5滑道D出現(xiàn)脫空現(xiàn)象工況6滑道A、滑道B出現(xiàn)脫空現(xiàn)象工況7滑道A、滑道C出現(xiàn)脫空現(xiàn)象工況8滑道A、滑道D出現(xiàn)脫空現(xiàn)象工況9滑道B、滑道C出現(xiàn)脫空現(xiàn)象工況10滑道B、滑道D出現(xiàn)脫空現(xiàn)象工況11滑道C、滑道D出現(xiàn)脫空現(xiàn)象

C支座反力增量為1 449.7 kN，工況2作用下，滑道B反力絕對(duì)值達(dá)到3 016.6 kN，不管是支座反力絕對(duì)值還是增量均大于中滑道脫空工況；②對(duì)于兩滑道脫空工況，最大反力增量工況出現(xiàn)在工況6，其值為3 765.8 kN，最大反力工況出現(xiàn)在工況11，其值為5 259 kN。

綜上所述,對(duì)于單滑道脫空，邊滑道脫空相對(duì)于中滑道脫空更加危險(xiǎn)；對(duì)于兩滑道脫空，同側(cè)邊中滑道脫空引起的滑道反力相對(duì)原滑道的增量最大，且最大反力發(fā)生在同側(cè)邊中滑道脫空，異側(cè)邊中滑道和中間兩滑道次之，邊上兩滑道最小。

表2 各工況下滑道反力表Table2 ReactionforcetableofglideslopeunderdifferentworkingconditionskN工況滑道A/kN滑道B/kN滑道C/kN滑道D/kN工況111261648.51486.91193.2工況2—3016.61293.3951.88工況31852.9—2261.71140.5工況41078.22329.6—1852工況5865.041444.62936.6—工況6——5252.7—工況7—3813.9—1609.3工況8—2730.12682.5—工況92685.9——2705.4工況101598.2—3820.2—工況11—5259——注:“-”表示滑道脫空,無(wú)反力值。

5 滑道脫空對(duì)主梁應(yīng)力及節(jié)段變形的影響

以1#墩為例，表3給出了各種工況下頂?shù)装宓淖畲髩簯?yīng)力值，除工況6外，其他各工況下主梁均未出現(xiàn)拉應(yīng)力。對(duì)于單滑道脫空和雙滑道脫空兩種情況，雙滑道脫空影響效應(yīng)總體上更為明顯。計(jì)算分析結(jié)果表明：①單滑道脫空時(shí)(工況2～工況5)，除工況3因滑道B脫空使得頂板的最大壓應(yīng)力增加外，其余各工況下頂板的最大壓應(yīng)力均有一定程度的降低，底板最大壓應(yīng)力有所增加；②兩滑道脫空(工況6～工況11)時(shí)，同側(cè)邊中滑道脫空(工況6和工況11)對(duì)底板壓應(yīng)力的增加效應(yīng)要大于其他工況，邊滑道脫空對(duì)壓應(yīng)力的影響最?。虎酃r7、工況8和工況11中無(wú)滑道B脫空，所以頂板最大壓應(yīng)力減小，梁段整體頂板最大壓應(yīng)力與滑道未脫空工況相比有所降低，工況6、工況9和工況10中因存在滑道B脫空，故頂板最大壓應(yīng)力增加，底板最大壓應(yīng)力基本均處于降低趨勢(shì)；④工況6作用下，頂板壓應(yīng)力儲(chǔ)備減小，出現(xiàn)了拉應(yīng)力，其值為0.858 MPa。

表3 各工況下箱梁頂?shù)装遄畲髴?yīng)力表Table3 Tableofmaximumstressofboxgirdertopandbottomplatesundervariousworkingconditions(MPa)工況頂板最大壓應(yīng)力/MPa底板最大壓應(yīng)力/MPa工況1-5.4261-11.996工況2-4.738-11.39工況3-6.1998-11.951工況4-5.050-13.321工況5-5.4095-8.6896工況6-6.1575-9.2389工況7-4.6633-10.149工況8-5.0032-8.8202工況9-6.1941-12.552工況10-6.0595-8.8744工況11-3.9464-8.4485

在1#附近選取箱梁典型截面，圖4給出了部分工況下箱梁節(jié)段變形圖。計(jì)算結(jié)果表明：無(wú)滑道

工況1

工況3

工況5

工況7

工況9

工況11圖4 各工況下箱梁節(jié)段變形圖(mm)Figure 4 Deformation diagram of box girder segments under various working conditions (mm)

6 結(jié)論

通過(guò)建立某頂推PC箱梁ANSYS參數(shù)化有限元模型，對(duì)頂推過(guò)程中滑道脫空工況下支反力分布、主梁應(yīng)力及變形規(guī)律進(jìn)行了分析，可得到以下結(jié)論：

a.在箱梁頂推過(guò)程中，滑道脫空對(duì)其支反力分布影響很大，其中，雙滑道脫空影響更甚。對(duì)于單滑道脫空現(xiàn)象，引起的支反力增量最大為1449.7 kN，而對(duì)于雙滑道脫空現(xiàn)象，其支反力增量最大可達(dá)3 765.8 kN，增幅為253.3%，在實(shí)際施工時(shí)嚴(yán)密監(jiān)控滑道狀態(tài)，避免發(fā)生滑道脫空，特別是對(duì)于多滑道頂推要謹(jǐn)防同側(cè)邊中滑道同時(shí)發(fā)生脫空。

b.單滑道脫空與多滑道脫空對(duì)主梁應(yīng)力變化影響規(guī)律大致相同，均會(huì)造成主梁頂板壓應(yīng)力降低，底板壓應(yīng)力增大。

c.滑道脫空時(shí)，主梁節(jié)段變形基本呈橫向分布，從該滑道至臨近區(qū)域段的梁體呈下?lián)馅厔?shì)，其余梁體出現(xiàn)上翹現(xiàn)象。單滑道脫空時(shí)邊滑道脫空引起梁體下?lián)陷^大，多滑道脫空中同側(cè)邊中滑道脫空引起梁體下?lián)厦黠@大于其他脫空工況。