大跨度不對稱連續(xù)梁設計與施工關鍵技術

翁方文 吳成 魯祖澤

1.中交第二航務工程局有限公司，武漢 430040；2.長大橋梁建設施工技術交通行業(yè)重點實驗室，武漢 430040；3.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，武漢 430063；4.佳風工程有限公司湖北分公司，武漢 430050

1 工程概況

新福廈鐵路泉州灣跨海大橋原設計采用32 m簡支梁+（40+40）m T構+32 m簡支梁跨越采石坑，T構主墩位于采石坑。進場后發(fā)現(xiàn)采石坑大部分已被建筑垃圾和工程廢土填滿，且棄土被水浸泡，具有流動性，處理難度極大。鑒于大里程相鄰橋墩樁基已施工完成，根據(jù)現(xiàn)場施工條件，改用邊跨不對稱連續(xù)梁方案跨越采石坑。為了減小施工階段和成橋階段不平衡荷載的影響，不對稱連續(xù)梁設計通常采用先邊跨支架現(xiàn)澆并壓重，再中跨掛籃懸臂澆筑的不對稱施工方案。由于該橋邊跨不具備搭設支架條件，創(chuàng)新性地提出邊跨和中跨對稱懸臂澆筑并動態(tài)調整壓重的方案。

大橋采用主跨為110 m的不對稱變截面連續(xù)梁（圖1），跨徑組合為（62.7+110.0+45.7）m，箱梁0號塊長14 m。以1#墩為中心掛籃懸澆節(jié)段縱向對稱，劃分為A1—A13（B1—B13）節(jié)段；以2#墩為中心掛籃懸澆節(jié)段縱向不對稱，小里程劃分為B1—B13節(jié)段，大里程劃分為C1—C11節(jié)段。2#墩小里程與大里程節(jié)段長度不同，梁底按照不同圓曲線半徑變化，梁高漸變過渡。主梁設計為單箱單室直腹板截面，邊跨直線段及中跨跨中截面梁高為4.8 m，中支點處梁高為8.0 m。箱梁頂寬12.6 m，底寬6.7 m，頂板厚43.5 cm，腹板厚分別為50、70、90、110 cm，底板厚由跨中49 cm按拋物線變化至中支點梁根部150 cm。

圖1 連續(xù)梁立面布置（單位：m）

2 設計及施工關鍵技術分析［1-4］

1）如何控制由于結構不對稱形成的不平衡內力對結構施工及運營安全的影響。

2）通過施工過程壓重及不對稱邊跨兩側箱梁高度、節(jié)段長度差異性設計，減小施工階段不平衡彎矩，增加支座最小反力儲備，防止邊支座出現(xiàn)負反力。

3）為了減小壓重荷載對結構受力安全的影響，設計時適當加大小邊跨箱梁的底板、腹板尺寸。

4）掛籃懸臂澆筑施工過程中不平衡荷載控制難度大，施工組織難度大。通過對設計壓重方案進行優(yōu)化，將鐵砂混凝土調整為箱內澆筑混凝土+預制鐵砂混凝土的方式來調整壓重荷載，確保安全施工。

3 受力分析

3.1 箱梁整體計算

根據(jù)實際施工順序，采用橋梁結構分析系統(tǒng)BSAS進行有限元整體分析。結構均采用梁單元計算，懸澆狀態(tài)下中墩按臨時固結模擬，合龍后進行體系轉換，轉換成永久支座［5-7］。箱梁采用C55混凝土，混凝土重度取26 kN/m3，壓重及掛籃荷載按實際施工階段和實際位置進行加載，二期恒載按曲線無聲屏障146 kN/m計算。連續(xù)梁施工階段內力及應力計算結果見表1，運營階段計算結果見表2，支座反力見表3。

表1 連續(xù)梁部分施工階段計算結果

表2 連續(xù)梁運營階段計算結果

表3 連續(xù)梁支座反力 kN

由表1—表3可知：①壓重措施下施工階段不平衡彎矩均較小，混凝土施工階段最大壓應力9.51 MPa＜fc=37 MPa，最大拉應力0.91 MPa＜0.8fct=2.64 MPa（fc和fct分別為混凝土的軸向抗壓、抗拉強度極限值）。②運營階段主梁未出現(xiàn)拉應力，且主力作用下，結構強度安全系數(shù)大于2.2，主力+附加力作用下，結構強度安全系數(shù)大于1.98，抗裂安全系數(shù)大于1.20，說明在施工及運營階段結構均受力安全。③3#墩最小反力安全儲備達2 366 kN，未出現(xiàn)負反力。

3.2 臨時固結措施設計及計算

墩梁臨時固結設計采用臨時錨固塊（圖2），錨固鋼筋伸入梁體及橋墩長度不小于1.2 m?；炷铃^固塊承受不平衡壓力，錨固鋼筋承受不平衡拉力。

圖2 臨時固結平面布置（單位：m）

按照最不利原則對最大懸臂階段第13號節(jié)段施工時墩梁臨時錨固結構進行計算。不平衡荷載［8-10］包括：一側自重為主梁結構混凝土自重的105%，另一側自重為主梁結構混凝土自重的100%；一側施工線荷載為0.48 kN/m2，另一側為0.24 kN/m2；考慮施工機具自重為1 100 kN，一側動力系數(shù)為1.2，施工荷載為1 320 kN，另一側動力系數(shù)為0.8，施工荷載為880 kN；節(jié)段澆筑不同步引起的混凝土重量偏差200 kN；一側考慮風荷載對箱梁產生的升舉力為0.8 kPa，另一側風荷載為0。

考慮1.5倍抗傾覆安全系數(shù)，計算得到單側臨時錨固結構最大豎向抗壓承載力為102 585 kN，單側支座最大豎向壓力為89 179 kN；單側臨時錨固抗拔承載力為52 768 kN，單側支座最大豎向拉力為48 895 kN。根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》8.3.1計算受拉鋼筋錨固長度為1.109 m，小于實際錨固長度1.200 m。綜上可知墩梁臨時錨固結構受力安全。

4 總體施工工序

為了解決不對稱連續(xù)梁施工過程中的不平衡荷載問題，采用對施工邊跨C7—C12節(jié)段進行壓重的措施?？傮w施工工序為：以1#墩、2#墩為中心，對稱移動掛籃懸臂澆筑A1—A11（B1—B11）節(jié)段，B1—B11（C1—C11）節(jié)段。2#墩懸臂澆筑B9—B11（C9—C11）節(jié)段時，在C8—C10節(jié)段分別施加部分壓重荷載→在3#墩旁搭設現(xiàn)澆支架施工C12節(jié)段并預壓，安裝支座→移動掛籃懸臂澆筑1#墩A12—A13（B12—B13）節(jié)段、2#墩B12—B13節(jié)段→采用吊架或掛籃現(xiàn)澆邊跨合龍段→施工中跨合龍段，進行C9—C12節(jié)段剩余部分壓重。

5 不平衡荷載壓重施工

5.1 不平衡荷載壓重施工工序

為保證連續(xù)梁不對稱施工結構安全性，施工過程壓重從B9（C9）節(jié)段施工開始共計分六次進行施加，前五次壓重荷載采用底板現(xiàn)澆混凝土施加，第六次采用現(xiàn)澆混凝土+鐵砂混凝土塊方式施加，共計壓重5 027.6 kN?？紤]壓重施工的可操作性，按施工具體階段分步進行，具體施工工序為：2#墩懸臂澆筑B9（C9）節(jié)段時，在C8節(jié)段箱內底板施加壓重荷載231.6 kN→2#墩懸臂澆筑B10（C10）節(jié)段時，在C9節(jié)段箱內底板施加壓重荷載238 kN→2#墩懸臂澆筑B10（C10）節(jié)段時，在C10節(jié)段箱內底板施加壓重荷載171.6 kN→2#墩懸臂澆筑B12節(jié)段時，在C7節(jié)段施加壓重荷載447.2 kN→2#墩懸臂澆筑B13節(jié)段時，在C8節(jié)段箱內底板增加壓重荷載372 kN，C11節(jié)段箱內底板施加壓重荷載231.6 kN→中跨合龍段澆筑前，在C9節(jié)段箱內底板增加壓重荷載540.4 kN，在C10節(jié)段箱內底板增加壓重荷載714.4 kN，在C11節(jié)段箱內底板增加壓重荷載973.6 kN，在C12節(jié)段箱內底板施加壓重荷載1 107.2 kN。

5.2 不平衡荷載壓重施工方法

原設計邊跨壓重均采用鐵砂混凝土，但鐵砂混凝土重度大，搬運困難且施工工效低，考慮壓重荷載施加的可操作性和施工方便性，結合梁內空間尺寸，采取如下壓重施工方法：

1）C7—C10節(jié)段壓重采用與鐵砂混凝土等重的現(xiàn)澆C30混凝土方案，現(xiàn)澆混凝土在箱梁內部采用竹膠板立模澆筑。為避免底板現(xiàn)澆壓重混凝土參與結構受力，現(xiàn)澆混凝土壓重施工前在箱梁內部鋪設一層土工布，將壓重混凝土與箱梁底板隔離。

2）C11節(jié)段壓重荷載大，若全部采用現(xiàn)澆混凝土方則梁內空間不滿足要求，故采用鐵砂混凝土塊作為壓重荷載。其單塊尺寸為20 cm×20 cm×50 cm，單塊質量80 kg，共配置1 217塊。為防止壓重塊發(fā)生移動，影響結構安全，在底板預埋鋼筋對壓重塊進行限位，壓重塊之間采用砂漿堆砌，漿砌厚度1.5 cm。

3）受壓重荷載及梁內空間影響，C12節(jié)段采用底部現(xiàn)澆混凝土+上層鐵砂混凝土塊的方式調節(jié)壓重荷載。通過底部現(xiàn)澆混凝土對梁底變截面斜坡進行調平，方便鐵砂混凝土塊施工。中跨合龍前節(jié)段壓重施工布置見圖3。

圖3 中跨合龍前節(jié)段壓重施工布置（單位：cm）

6 結論

1）通過施工過程壓重及不對稱邊跨兩側箱梁高度、節(jié)段長度差異性設計，減小了施工階段不平衡彎矩，防止邊支座出現(xiàn)負反力，可控制因結構不對稱形成的不平衡內力對結構施工及運營安全的影響。

2）利用臨時混凝土塊+錨固鋼筋構成的臨時錨固結構，其抗壓、抗拉承載力和錨筋錨固長度均滿足結構受力要求，能夠保證臨時支撐結構安全使用。

3）采取現(xiàn)澆普通混凝土+預制鐵砂混凝土塊結合的施工工藝，有效提高了壓重荷載施加的可操作性和施工方便性。