某預應力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋合龍方案對比研究

任 健

(湖南省湘筑工程有限公司, 湖南 長沙 410004)

0 引言

連續(xù)剛構(gòu)橋施工簡單、工程造價低、跨越能力和承載能力優(yōu)良，是預應力混凝土橋梁中極具代表的橋型之一[1]。合龍是連續(xù)剛構(gòu)橋施工過程中實現(xiàn)成橋的關(guān)鍵步驟，不同合龍順序會使橋梁受力狀態(tài)產(chǎn)生差異[2]。因此，深入研究連續(xù)剛構(gòu)橋的合龍施工方案具有重要意義。目前，國內(nèi)外學者關(guān)于連續(xù)剛構(gòu)橋合龍施工順序展開了大量研究[3-4]。施菁華等[5]研究了不同頂推力和墩頂位移增量的相互關(guān)系，對比分析了主梁頂推合龍工藝和傳統(tǒng)頂推工藝的機理。楊紹舉[6]通過模擬懸臂澆筑施工過程，對比不同合龍順序?qū)Τ蓸蚓€形、支座預偏量、截面最大應力的影響，得到最優(yōu)合龍方案。劉繼先等[7]發(fā)現(xiàn)在確定懸臂T構(gòu)安全的前提下，采取不平衡配重澆筑邊跨現(xiàn)澆段有利于減小施工工序，節(jié)省臨時措施費，并且能夠?qū)崿F(xiàn)墩頂預偏的目的。李劍鋒等[8]通過分析4種合龍方案的優(yōu)、缺點，確定了某橋最理想的合龍順序，討論了施工控制中的相關(guān)注意事項。由于橋梁跨數(shù)、跨徑、施工技術(shù)、工期和資源配置等多方面因素的影響，以往對于連續(xù)剛構(gòu)橋合龍方案的研究存在一定局限性?；诖耍疚慕Y(jié)合工程實例，采用有限元軟件進行施工模擬，對比分析了不同合龍順序?qū)B續(xù)剛構(gòu)橋變形機理的影響，為類似橋梁合龍施工提供參考。

1 工程簡介

1.1 橋梁結(jié)構(gòu)

以某6跨預應力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋為例，該橋連續(xù)長度為710m，全橋跨徑布置為75m+4×140m+75m，橋面寬24.5m，車道設計為雙向6車道，設計車速為80km/h，公路荷載等級為Ⅰ級。上部結(jié)構(gòu)主梁箱梁為單箱單室變截式截面，分左、右兩幅，間距30cm。主梁梁高由墩頂處的9m按1.8次拋物線變化至跨中處的3.8m。箱梁頂板寬度為12.5m，厚度為40cm，底板寬度為6.8m；跨中處底板厚度為35cm，腹板厚度為50cm；墩頂處底板厚度為100cm，腹板厚度為70cm。在墩頂處箱梁內(nèi)設置4道橫隔板，跨中處箱梁內(nèi)設置2道橫隔板。下部結(jié)構(gòu)主橋2#～5#橋墩均為單薄壁空心墩，2#、5#橋墩截面尺寸為6.8m×7.3m，3#、4#橋墩截面尺寸為6.8m×8.8m，順橋向與橫橋向壁厚分別為1m和0.8m；主墩6#墩為雙薄壁空心墩，截面尺寸為6.8m×2.6m，壁厚為0.8m。主墩承臺為整體式承臺，截面尺寸為16m×23.5m，厚度為5.5m，樁基礎由24根直徑為2m的群樁基礎構(gòu)成。橋梁結(jié)構(gòu)見圖1、圖2。

圖1 橋梁立面布置圖(單位： m)

圖2 箱梁截面尺寸(單位： mm)

1.2 合龍方案

該橋采用掛籃懸臂澆筑法施工，主梁由多個分離的單T結(jié)構(gòu)合成連續(xù)結(jié)構(gòu)。為分析不同合龍方式對剛構(gòu)橋的影響，經(jīng)過多次探討，結(jié)合實地勘測情況，本著對稱合龍原則，設計如表1所示的4種合龍方案進行對比研究。

表1 連續(xù)剛構(gòu)橋設計合龍方案合龍方案合龍順序方案一邊跨→中跨→次邊跨方案二邊跨→次邊跨→中跨方案三中跨→次邊跨→邊跨方案四中跨→邊跨→次邊跨

2 有限元模型

以原橋設計參數(shù)為依據(jù)，通過有限元軟件Midas Civil建立連續(xù)剛構(gòu)橋的有限元模型，模型中主梁和橋墩均采用梁單元模擬，其中主梁單元312個，橋墩梁單元132個，橋梁模型示意見圖3。

圖3 全橋有限元圖

連續(xù)剛構(gòu)橋上部結(jié)構(gòu)主梁和箱梁采用C55混凝土，下部結(jié)構(gòu)主墩采用C50混凝土，承臺和樁基采用C30混凝土。主梁預應力采用3向預應力體系，縱、橫向預應力鋼束均采用高強度、低松弛鋼絞線，豎向預應力鋼束采用高強度精軋螺紋鋼筋。荷載作用考慮恒載：混凝土自重+橋面鋪裝合計約84N/m3；活載：公路Ⅰ級汽車荷載+人群活載約3.8kN/m2；溫度荷載作用考慮-8～35℃范圍；支座不均勻沉降取值2cm；根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》規(guī)范要求，考慮10 a收縮徐變作用?；炷敛牧霞邦A應力鋼材性能指標分別如表2、表3所示。

表2 混凝土材料性能指標材料名稱容重/(kN·m-3)彈性模量/MPa剪切模量/MPa熱膨脹系數(shù)泊松比C55混凝土263.55×1041.45×1041.0×10-50.20C50混凝土253.45×1041.40×1041.0×10-50.22C30混凝土253.00×1041.25×1041.0×10-50.24

表3 預應力鋼材性能指標材料名稱彈性模量/MPa抗拉標準值/MPa抗拉設計值/MPa孔道摩阻系數(shù)熱膨脹系數(shù)鋼絞線1.95×1051 8601 2800.261.2×10-5螺紋鋼筋2.00×1057856450.261.2×10-5

3 結(jié)果與分析

本文通過有限元軟件模擬不同合龍順序施工過程，研究了4種合龍方案對橋梁成橋時和成橋10 a后狀態(tài)的影響，分別從主梁撓度、應力和墩頂位移3個方面進行對比分析，得到較優(yōu)的合龍方案。

3.1 合龍順序?qū)χ髁簱隙鹊挠绊?/h3>

通過有限元軟件模擬連續(xù)剛構(gòu)橋的施工過程，分別對不同合龍方案成橋階段與成橋10 a后的主梁豎向撓度變化展開對比分析。

1)不同合龍方案成橋階段主梁累計豎向撓度如圖4所示。

圖4 成橋階段主梁累計豎向撓度

由圖4可知，成橋階段方案一和方案四的最大豎向撓度均出現(xiàn)在次邊跨549m位置處，最大值為18.3mm；方案二最大豎向撓度出現(xiàn)在中跨414m位置處，最大值為24.3mm；方案三最大豎向撓度出現(xiàn)在次邊跨12m位置處，最大值為26.9mm。方案一、三、四的最小豎向撓度均出現(xiàn)在中跨414m位置處，最小值分別為-38.5、-32.1、-38.4mm；方案二最小豎向撓度出現(xiàn)在次邊跨549m位置處，最小值為-31.7mm。分析發(fā)現(xiàn)采用方案一和方案四主梁撓度變化基本一致，且2種方案在成橋階段產(chǎn)生的豎向撓度最大值和最小值均小于方案二和方案三，因此方案一和方案四為較優(yōu)方案。

2)不同合龍方案成橋10 a后主梁累計豎向撓度如圖5所示。

圖5 成橋10 a后主梁累計豎向撓度

由圖5可知，成橋10 a后4種方案的最大豎向撓度均出現(xiàn)在次邊跨12m位置處，方案一、二、三、四的最大值分別為7.3、9.7、24.7、7.4mm；4種方案的最小豎向撓度均出現(xiàn)在次邊跨576m位置處，方案一、二、三、四的最小值分別為-65.2、-59.2、-57、-65.4mm。方案一和方案四主梁撓度變化基本一致，且2種方案在成橋10a后產(chǎn)生的豎向撓度最大值和最小值均小于方案二和方案三，因此方案一和方案四為較優(yōu)方案。

3.2 合龍順序?qū)Χ枕斘灰频挠绊?/h3>

通過有限元軟件模擬連續(xù)剛構(gòu)橋施工過程，分別對不同合龍方案成橋階段與成橋10 a后的2#～6#橋墩的墩頂位移變化規(guī)律展開對比分析。

1)不同合龍方案成橋階段橋墩墩頂位移如圖6所示。

圖6 成橋階段墩頂位移

由圖6可知，成橋階段各主墩墩頂位移變化基本以4#墩為中心呈對稱分布，不同合龍方案4#墩墩頂位移基本一致。對于邊墩(2#、6#墩)而言，方案一、二、三、四的最大墩頂位移依次為14、25、24、14mm，其中方案一和方案四最大墩頂位移值相同，且遠小于方案二和方案三。對于中墩(3#、5#墩)而言，方案一、二、三、四的最大墩頂位移依次為22、17、28、22mm，其中方案三的墩頂位移值最大，其次是方案一和方案四，方案二的墩頂位移值最小。由此可知，合龍順序?qū)B續(xù)剛構(gòu)橋成橋階段橋墩的水平變形影響較大，為降低剛構(gòu)橋邊墩的變形，方案一和方案四較為適宜。

2) 不同合龍方案成橋10 a后橋墩墩頂位移如圖7所示。

由圖7可知，成橋10 a后各主墩墩頂位移變化依然以4#墩為中心呈對稱分布，不同合龍方案4#墩墩頂位移基本一致，且整體墩頂水平位移相對于成橋階段出現(xiàn)較大增長。對于邊墩(2#、6#墩)而言，方案一、二、三、四的最大墩頂位移依次為102、113、112、102mm，其中方案一和方案四最大墩頂位移值相同，且小于方案二和方案三。對于中墩(3#、5#墩)而言，方案一、二、三、四的最大墩頂位移依次為62、41、68、62mm，其中方案三的墩頂位移值最大，其次是方案一和方案四，方案二的墩頂位移值最小。說明合龍順序?qū)B續(xù)剛構(gòu)橋成橋10 a后橋墩的水平變形同樣具有一定影響。從降低剛構(gòu)橋邊墩水平變形方面考慮，方案一和方案四為較優(yōu)方案。

3.3 合龍順序?qū)χ髁簯Φ挠绊?/h3>

通過有限元軟件模擬連續(xù)剛構(gòu)橋施工過程，分別對不同合龍方案成橋階段以及成橋10 a后的主梁上、下緣應力變化規(guī)律展開對比分析。

1) 不同合龍方案成橋階段主梁應力如圖8所示。

圖8 成橋階段主梁應力變化

由圖8可知，在成橋階段不同合龍方案主梁上、下緣應力的變化趨勢大致相似，方案一、二、三、四主梁上緣受到的最大壓應力分別為-12.5、-12.4、-12.3、-12.5MPa；下緣受到的最大壓應力分別為-9.8、-9.7、-9.5、-9.7MPa。成橋階段不同合龍方案的主梁上、下緣最大壓應力相差較小，說明合龍施工順序?qū)B續(xù)剛構(gòu)橋梁的應力變形影響不大。

2) 不同合龍方案成橋10 a后主梁應力如圖9所示。

圖9 成橋10 a后主梁應力變化

由圖9可知，成橋10 a后不同合龍方案主梁上、下緣應力的變化趨勢大致相似，方案一、二、三、四主梁上緣受到的最大壓應力分別為-11、-10.9、-11、-11MPa；下緣受到的最大壓應力分別為-8.5、-8.4、-8.4、-8.5MPa。在成橋10 a后不同合龍方案的主梁上、下緣最大壓應力相差較小。因此，從應力變形的角度考慮，合龍施工順序?qū)B續(xù)剛構(gòu)橋梁的影響不大。

4 工程驗證

該橋梁實際施工時，采用邊跨→中跨→次邊跨的施工順序?qū)蛄哼M行合龍。合龍過程中對橋梁的主梁撓度和墩頂位移進行了監(jiān)測，監(jiān)測結(jié)果見圖10。

圖10 主梁撓度、墩頂位移監(jiān)測與數(shù)值計算結(jié)果對比

由圖10可知，該橋梁施工過程中的主梁撓度和墩頂位移監(jiān)測結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果存在一定的誤差，這與數(shù)值模型理想化的假設有一定關(guān)系。但兩者之間數(shù)值變化趨勢一致，且相對誤差較小，充分說明了數(shù)值模擬結(jié)果的合理性和施工方案選擇的可靠性。

5 結(jié)論

本文以實際工程為依托，運用有限元軟件模擬連續(xù)剛構(gòu)橋施工過程，分別對成橋階段和成橋10 a這2個階段進行對比，分析了不同合龍施工方案成橋?qū)χ髁簯?、撓度和橋墩墩頂位移的影響，并通過現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果驗證了數(shù)值分析的可靠性。得到以下結(jié)論：

1) 方案二、三對剛構(gòu)橋主梁豎向變形影響較大，方案一、四對豎向變形的影響相對較??；方案一、四對于邊墩的墩頂位移影響小于方案二和方案三；方案三對于中墩的墩頂位移影響最大，方案一、四稍大于方案二；不同合龍方案對主梁上、下緣應力的影響很小。

2) 從施工角度考慮，方案一、四的中跨、邊跨合龍施工可同時進行，工期相對較短；同時考慮到邊墩為該橋設計難點，應盡量減小邊墩變形。綜合考慮各因素，發(fā)現(xiàn)邊跨→中跨→次邊跨和中跨→邊跨→次邊跨的合龍順序為較優(yōu)施工方案。工程現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果驗證了邊跨→中跨→次邊跨這一合龍順序的合理性。