橫向濕接頭及其澆筑順序對裝配式斜轉正梁橋的影響分析

王思偉

(湖南中大設計院有限公司， 湖南 長沙 410075)

市政橋梁受周圍環(huán)境影響較大，特別是橋下線路復雜，穿越形式多樣，斜橋和斜轉正橋層出不窮。斜轉正橋作為斜橋的一種特殊結構，兼具正交橋和斜橋兩者的受力特點。李建、楊永平等基于梁格方法分析了裝配式斜轉正梁橋的受力特點，并總結了彎矩、扭矩及支反力的變化特征。李江龍通過對現(xiàn)澆斜轉正連續(xù)梁應力特點的分析，提出了預應力鋼束和鋼筋的配置建議。韓鋒等采用有限元方法對常規(guī)斜轉正橋梁布跨提出了建議。目前研究中關于斜轉正梁橋的計算分析較少，大多依據(jù)項目需要對單一斜轉正橋進行分析，不能系統(tǒng)和深刻地認識該類橋的受力特點。同時橫向濕接頭澆筑時，預制梁已存梁2～3個月，導致其與預制梁存在收縮齡期差，而大多數(shù)建模通常忽略橫向濕接頭的影響，將其與主梁同時受力，缺乏對施工過程的認識，影響結構安全性。該文考慮橫向濕接頭的影響，以前后跨徑線差為6°的斜轉正梁橋為例，分析橫向濕接頭的存在對主梁支座反力的影響及常見橫向濕接頭澆筑順序對斜轉正橋受力的影響，基于計算結果提出建模方法和澆筑順序的相關建議。

1 工程背景

某30 m跨徑裝配式小箱梁橋采用斜轉正梁橋結構，梁高1.7 m，橋寬13.95 m，橋面按單向三車道布置，梁片數(shù)為5片?？缰袖撌本€段長為1.6 m，斜邊與直角邊角度差按6°控制，最短邊梁長度為28.5 m，與30 m標準跨徑相對誤差為5%，梁長整體變化較合理。主梁和橫向濕接頭材料均為C50砼，預應力鋼束為抗拉強度1 860 MPa的φs15.2鋼絞線，在砼強度達到設計強度的90%后張拉，張拉控制應力為1 395 MPa。

由于道路中心線右幅橋梁長整體較短，其斜交特性比左幅橋更突出，以右幅橋為分析對象。梁片布置見圖1。

圖1 梁片布置示意圖

2 梁格分析模型選取

對于裝配式正交橋，可采用考慮橫向分布的單梁模型進行分析，也可考慮車道偏載采用梁格模型進行分析，2種方法的分析結果較接近，均能滿足工程應用要求。但對于斜交橋，跨中彎矩比同跨度正交橋小且銳角和鈍角受力差異顯著，采用單梁模型不能真實反映斜橋特點，必須采用實體單元模型或空間梁格模型進行分析，而實體單元模型建模較繁瑣，對預應力損失不能準確考慮。因此，梁格模型是進行斜交橋分析的重要手段。

正交橋橫向濕接頭長度相同，收縮徐變效應導致的梁體軸向變形一致，而斜交橋橫向濕接頭長度不一致，且橫向濕接頭澆筑時預制梁已張拉完成，兩者齡期差別較大。為反映橫向濕接頭對結構受力的影響，建立2種梁格模型：一種是把橫向濕接頭作為主梁的一部分，僅建立每片單梁模型形成梁格；另一種是把橫向濕接縫單獨按照梁單元考慮，與預制梁形成梁格。2種梁格分析模型中虛擬橫梁間距均按照跨徑的1/10考慮。該橋濕接頭寬度為61.25 cm，為分析方便，斜轉正按照正轉斜建模。2種梁格模型見圖2。

圖2 梁格模型

支座反力是反映斜交橋特點的重要參數(shù)，以二期鋪裝完成后為關注施工階段，提取不考慮橫向濕接頭和考慮橫向濕接頭2種模型的直角邊和斜角邊支座反力計算結果，其中橫向濕接頭同時進行澆筑施工(見圖3)。

圖3 2種梁格模型的支座反力

由圖3可知：將橫向濕接頭單獨建立為梁單元所形成的梁格模型的斜交特征更顯著，直角邊除主梁5支座反力外，其支座反力值均大于不考慮橫向濕接頭的梁格模型，同時斜角邊銳角處的支座反力(主梁1)和鈍角處的支座反力(主梁5)差異顯著，其差值大于不考慮橫向濕接頭梁格模型。說明考慮橫向濕接頭作用的計算結果整體最為不利，可為支座選型提供依據(jù)。

3 橫向濕接頭澆筑順序

為研究橫向濕接頭澆筑順序對結構受力的影響，選取5種工況進行分析：工況1為同時澆筑；工況2為從中梁向邊梁對稱澆筑；工況3為從邊梁向中梁對稱澆筑；工況4為從短梁向長梁澆筑；工況5為從長梁向短梁澆筑。

通過支座反力影響線得到對最長邊梁跨中加載易引起銳角支座負反力作用，而二期鋪裝完成后結構支座最為不利，最后分析10年收縮徐變完成即結構內(nèi)力重分配后結構受力狀態(tài)。模型施工階段如下：階段1為主梁預制并張拉鋼束；階段2為存梁60 d；階段3為橫向濕接頭澆筑；階段4為二期鋪裝；階段5為收縮徐變10年。斜角邊受力特征決定斜橋的受力性能。成橋后，支座反力不宜相差較大，否則不利于支座選型。同時各片主梁撓度變化應較均勻，以利于施工線形控制和保持較好的結構整體性。

以二期鋪裝完成后為關注施工階段，各工況下斜角邊支座反力與各主梁跨中撓度分別見圖4、圖5，假定斜角邊主梁1～5對應支座分別為支座1～5。由圖4、圖5可知：1) 二期鋪裝完成后，工況4、工況5對應的支座反力分別在邊支座處達到最值。工況4引起的支座5反力為2 260 kN，其余支座反力均在1 000 kN以下，工況4的施工順序對邊支座較不利。工況5支座反力規(guī)律與工況4相反，在支座1處引起最小支座反力，其余支座反力均在1 000 kN以上，且支座1為負反力，需采取抗拔裝置保證梁體安全。因此，工況5的施工順序不建議采用。2) 工況4、工況5引起的主梁跨中撓度最為不利，撓度波動較大，兩工況下主梁跨中撓度最大差值為18 mm，施工時應避免從一端開始向另一端澆筑。3) 就支座反力而言，工況2較均勻，數(shù)值分布較合理。綜合支座反力和跨中撓度，工況1是較好的橫向濕接頭澆筑順序，該工況下支座反力和跨中撓度均未發(fā)生跳躍或明顯不合理之處。

圖4 二期鋪裝完成后支座反力

圖5 二期鋪裝完成后主梁跨中豎向撓度

考慮到砼收縮徐變對結構內(nèi)力的影響，以收縮徐變10年后為分析對象，各工況下斜角邊支座反力與各主梁跨中撓度分別見圖6、圖7。由圖6、圖7可知：1) 與二期鋪裝完成后相比，收縮徐變10年后的支座反力發(fā)生重分配現(xiàn)象，數(shù)值規(guī)律差異較大，但各主梁跨中撓度規(guī)律基本一致，數(shù)值整體變大。2)就收縮徐變10年后受力特征而言，工況1具有明顯優(yōu)勢，各支座反力從銳角到鈍角依次增加，符合斜橋基本受力模式。同時工況1下各主梁豎向撓度由長梁至短梁依次減小，撓度分布較好。 3) 除工況1外，其他施工順序受力特征變化較大，易引起銳角處出現(xiàn)較小的支座反力，導致在汽車偏載作用下出現(xiàn)負反力，鈍角處支座受力較大，對全橋采用統(tǒng)一支座規(guī)格不利，不方便施工控制。

圖6 收縮徐變10年后支座反力

圖7 收縮徐變10年后主梁跨中豎向撓度

對于裝配式正轉斜梁橋，綜合考慮施工全過程受力特征，橫向濕接頭同時澆筑是最合適的施工方法。在難以保證橫向濕接頭同時澆筑時，應盡量從中梁向邊梁對稱澆筑，避免因從長邊梁向短邊梁或短邊梁向長邊梁澆筑而引起銳角處出現(xiàn)負反力。

4 結論

采用MIDAS/Civil軟件對前后跨徑線角度差為6°的30 m跨徑裝配式斜轉正梁橋進行計算分析，得到以下主要結論：

(1) 與不考慮橫向濕接頭的梁格分析模型相比，采用考慮橫向濕接頭的梁格分析模型對施工過程進行分析，所得斜角邊支座受力更不利，有利于指導工程施工。

(2) 橫向濕接頭澆筑順序對施工過程中及成橋后支座反力影響較大，綜合考慮支座反力和主梁跨中豎向撓度，橫向濕接頭同時澆筑整體受力較好，建議采取橫向濕接頭同時澆筑的方法進行施工。