大跨鐵路斜拉橋下橫梁自承式施工參數(shù)分析

李 濤，黃媛媛，覃 早，占玉林，邵俊虎

(1.中國鐵路成都局集團有限公司,成都 610082; 2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都 610031; 3.中鐵二局第五工程有限公司,成都 610091; 4.成都大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院,成都 610106)

1 研究背景

隨著鐵路橋梁建設(shè)技術(shù)的發(fā)展,現(xiàn)代斜拉橋技術(shù)在鐵路橋梁中得到了廣泛應(yīng)用,且橋梁跨徑也呈現(xiàn)逐漸增加的趨勢。隨著橋梁跨徑增大,索塔越來越高,體積也越來越大,施工難度隨之增加。斜拉橋索塔下橫梁為關(guān)鍵受力構(gòu)件,其構(gòu)造復(fù)雜,運營階段中需要承受來自主梁的支座反力,在荷載作用下容易出現(xiàn)裂縫,因此橫梁施工質(zhì)量的好壞直接決定了索塔的使用功能[1]。根據(jù)塔柱和下橫梁施工的優(yōu)先順序分為塔梁同步和異步施工[2-5],一般采用支架法施工,支架基礎(chǔ)設(shè)置在已施工完成的索塔承臺之上[6-7]。在支架上澆筑下橫梁混凝土?xí)r,常用的方法有一次澆筑法和自承式施工法[8-13],見表1。一般來說,對于高度不大于5 m的橫梁多采用一次澆筑,高度大于5 m的橫梁多采用自承式施工法[14]。一次澆筑法比較簡單,施工周期短,梁段受力簡單。但當(dāng)下橫梁混凝土方量和高度都較大時,該方法將面臨諸如布料困難、不利于振搗、橫梁變形較大等問題,這對于橫梁在施工中的變形與受力控制均比較不利。常規(guī)的解決方案是增大支架的剛度,但過度增大支架的剛度會導(dǎo)致支架臨時結(jié)構(gòu)的造價急劇增高。為解決上述問題,一般采用自承式方法施工橫梁,該方法原理是利用先澆的下橫梁與塔身一起形成門式剛架,可分?jǐn)偟诙螡仓拇蟛糠趾奢d,克服了一次澆筑橫梁帶來的一系列問題。常用的自承式施工方法有2次澆筑、1次張拉和2次澆筑、2次張拉工藝[15-18]。

現(xiàn)有文獻中對橫梁自承式施工方法的施工工序已有較詳細的研究,但施工時橫梁的分層高度及支架剛度對橫梁內(nèi)力以及變形的影響尚未見系統(tǒng)研究。因此,以明月峽長江大橋為依托工程,建立了橫梁自承式施工的雙單元模型,模擬橫梁的施工全過程,并對橫梁自承式施工時分層高度和支架剛度對橫梁效應(yīng)的影響進行了研究,以期為橫梁施工與設(shè)計提供參考。

2 工程概況

明月峽長江大橋位于長江上游重慶市南岸區(qū)廣陽鎮(zhèn)玉泉村。大橋南北走向一跨過江,橋北為重慶市渝北區(qū),橋南為重慶市南岸區(qū),本橋設(shè)計受地形、河流、通航控制。橋式為雙層四線鋼桁斜拉橋,孔徑布置為(62.5+125+425+175+75) m,橋梁全長為877.8 m,南北邊跨分別設(shè)置一個輔助墩。上層為預(yù)留客運專線、下層為重慶東環(huán)線雙線鐵路。

2.1 索塔結(jié)構(gòu)設(shè)計

明月峽長江大橋為雙塔不對稱鋼桁斜拉橋,其中2號索塔為189.5 m,3號索塔為203 m。索塔結(jié)構(gòu)設(shè)計為花瓶形,由塔冠、上塔柱、中塔柱、下塔柱、上橫梁、中橫梁和下橫梁等部分組成。3號索塔下塔柱高65.5 m,底部5 m高度范圍內(nèi)為實體段,其余部分為單箱單室空心截面;中塔柱高81 m,采用單箱單室空心截面;上塔柱高(含塔冠高度3 m)為56.5 m,采用單箱單室空心截面,在上塔柱內(nèi)設(shè)置斜拉索錨塊。3號索塔一般構(gòu)造示意見圖1。

圖1 索塔、橫梁一般構(gòu)造 (單位:cm)Fig.1 General structure of cable towers and beams (unit: cm)

索塔下橫梁采用單箱單室截面,高6.0 m,寬9.5 m,橫橋向理論中心距離為31.5 m。頂板、底板、腹板厚度均為1.0 m。在每個支點位置設(shè)置厚度1.0m的橫隔板,共有2道。下橫梁采用C50預(yù)應(yīng)力混凝土,共布置108束15-15.2 mm預(yù)應(yīng)力鋼絞線,其中底板束36束,腹板束28束,頂板束44束。預(yù)應(yīng)力束錨下張拉應(yīng)力為1 302 MPa,所有預(yù)應(yīng)力錨固點均設(shè)置在塔柱外側(cè),預(yù)應(yīng)力管道采用內(nèi)徑為100 mm的金屬波紋管,錨具為M15-15型錨具,采用真空輔助壓漿工藝。

2.2 下橫梁自承式施工工藝流程

明月峽長江大橋3號索塔下橫梁采用2次澆筑、2次張拉的施工工序,施工按以下幾個階段進行。關(guān)鍵施工階段見表2。

表2 下橫梁自承式施工工藝Table 2 Self-supporting construction technology of lower beam

(1)下橫梁支架施工。支架施工主要分為支架加工、立柱連接、連接系施工、砂筒施工四部分,采用先預(yù)制、再拼裝方式。橫梁支架立柱采用法蘭盤連接,支架立柱施工完成后,施工橫向連接系使結(jié)構(gòu)形成整體。

(2)下橫梁支架進行預(yù)壓。在主要受力節(jié)點添加集中荷載,檢驗支架受載情況,并收集支架在預(yù)壓荷載下的變形量。

(3)第一層下橫梁施工?，F(xiàn)澆第一層下橫梁,待混凝土強度達到張拉要求,張拉下橫梁第一層預(yù)應(yīng)力束。

(4)第二層下橫梁施工。第一層預(yù)應(yīng)力張拉完成后即可進行第二層橫梁現(xiàn)澆施工,待橫梁混凝土強度達到95%、彈性模量達到100%且齡期不少于10 d,進行橫梁剩余預(yù)應(yīng)力束張拉、管道壓漿。

3 下橫梁自承式施工參數(shù)分析

本節(jié)建立了橋梁施工全過程的有限元模型,分析了下橫梁自承式施工時分層澆筑高度以及支架剛度對橫梁在施工期應(yīng)力的影響規(guī)律。

3.1 有限元模型

利用Midas/Civil對整個橋梁施工全過程進行建模,并考慮混凝土收縮徐變效應(yīng)。索塔及主梁桁架均采用梁單元模擬,斜拉索采用僅受拉的索單元模擬,橋面系采用板單元模擬。下橫梁根據(jù)分層情況將上、下層橫梁采用雙梁單元模擬,兩者之間通過彈性連接成整體。下橫梁施工支架的剛度通過僅受壓的彈性連接模擬,下橫梁與下塔柱的連接采用彈性連接中的剛接模擬。下橫梁自承式施工模型見圖2,成橋有限元模型見圖3。

圖2 下橫梁自承式施工Fig.2 Self-supporting construction of lower beam

圖3 全橋施工完成效果Fig.3 The completed construction effect of the whole bridge

3.2 計算工況

橫梁高6 m,原設(shè)計橫梁第一層澆筑高度為3 m,為研究分層澆筑高度對橫梁效應(yīng)的影響,分別取橫梁第一層澆筑高度為1,2,3,4,5 m;為研究支架剛度對橫梁效應(yīng)的影響,支架剛度分別取值為1×107,1×106,8×105,6×105,4×105,3×105,2×105,1×105kN/m。計算工況見表3。

表3 計算工況Table 3 Calculation conditions

3.3 分析結(jié)果

在有限元模型分析中重點關(guān)注橫梁施工過程、開始架設(shè)主梁至成橋階段下橫梁的應(yīng)力和變形情況。由于橫梁采用全預(yù)應(yīng)力設(shè)計,因此,橫梁的應(yīng)力應(yīng)滿足全截面受壓,不出現(xiàn)拉應(yīng)力,且壓應(yīng)力不超過規(guī)范限值22.68 MPa[19-20]。對表3中的40種計算工況進行分析,分別得到了在橫梁施工全過程以及架設(shè)主梁至成橋時橫梁正應(yīng)力和變形的最大、最小值,分別見圖4～圖6,圖7給出了成橋階段橫梁的正應(yīng)力情況。其中正應(yīng)力的符號規(guī)定拉為正,壓為負(fù)。

圖4 下橫梁施工過程正應(yīng)力包絡(luò)值Fig.4 Normal stress envelope value during construction of lower beam

由圖4可知,在橫梁施工過程中,第一層澆筑高度為1,2 m時,橫梁下緣將會出現(xiàn)拉應(yīng)力,不滿足橫梁的設(shè)計要求,因此,后續(xù)分析中不再對第一層澆筑高度為1 m與2 m時橫梁的應(yīng)力及變形情況進行研究。當(dāng)支架剛度保持不變時,隨著澆筑高度增大,橫梁上緣均受壓,最小壓應(yīng)力最大可減小約1.5 MPa;橫梁下緣均受壓,最小壓應(yīng)力最多增大約1.3 MPa。當(dāng)保持澆筑高度不變時,支架剛度由1×107kN/m變化至2×105kN/m,橫梁的應(yīng)力基本不會變化;當(dāng)支架剛度由2×105kN/m減小至1×105kN/m時,橫梁上緣最小壓應(yīng)力變化約0.1 MPa,下緣最小壓應(yīng)力變化約0.4 MPa,且有明顯拐點。

由圖5可知,在架設(shè)主梁至成橋過程中,當(dāng)支架剛度保持不變時,隨著澆筑高度由3 m增至5 m,橫梁上緣均受壓,最小壓應(yīng)力最大可減小約3.6 MPa;橫梁下緣均受壓,最小壓應(yīng)力最多增大約1.5 MPa。當(dāng)保持澆筑高度不變,支架剛度由1×107kN/m變化至2×105kN/m時,橫梁應(yīng)力基本不會變化;當(dāng)支架剛度由2×105kN/m減小至1×105kN/m時,橫梁上緣最小壓應(yīng)力變化約0.3 MPa,下緣最小壓應(yīng)力變化約0.3 MPa,且有明顯拐點。

圖5 架設(shè)主梁至成橋階段橫梁正應(yīng)力包絡(luò)值Fig.5 Normal stress envelope values of cross beams from the erection of main beams to the completion of the bridge

由圖6可知,在橫梁施工過程和架設(shè)主梁至成橋階段,當(dāng)支架剛度保持不變時,隨著澆筑高度增大,撓度逐漸減小;當(dāng)保持澆筑高度不變時,支架剛度由1×107kN/m變化至2×105kN/m,橫梁撓度基本不變(不考慮1 m和2 m的情況),當(dāng)支架剛度由2×105kN/m減小至1×105kN/m時,撓度增加約1 mm,且有明顯拐點。

圖6 下橫梁跨中變形包絡(luò)值Fig.6 Midspan deformation stress envelope values of lower beam

由圖7可知,在成橋階段,支架剛度保持不變,隨著橫梁第一層澆筑高度由3 m增至5 m時,橫梁下緣最大壓應(yīng)力逐漸增大,上緣最小壓應(yīng)力逐漸減小。考慮到在后期運營時,下橫梁主要承受支座傳遞的壓力且主要表現(xiàn)為彎曲的受力特征,下緣受拉,上緣受壓。為使得橫梁在運營階段有足夠的應(yīng)力儲備,建議第一層澆筑高度選為3 m。另外,橫梁上下兩層交界處屬于截面薄弱部分,讓交界面處于截面中性軸處也有利于提高橫梁的承載能力。

圖7 成橋階段橫梁正應(yīng)力Fig.7 Normal stress of cross beams in the bridge completion stage

綜上所述,建議在本工程中第一層澆筑高度選為3 m;支架剛度應(yīng)大于2×105kN/m。

4 結(jié)論

(1)結(jié)合本工程實際情況,當(dāng)橫梁分兩層澆筑施工,下層澆筑高度為1 m和2 m時,橫梁下緣將會出現(xiàn)拉應(yīng)力,此時不能滿足規(guī)范要求;澆筑高度為3,4,5 m時,在橫梁施工過程以及架設(shè)主梁至成橋階段橫梁都處于受壓狀態(tài)且壓應(yīng)力不超過規(guī)范限值,結(jié)構(gòu)受力滿足相關(guān)規(guī)范及設(shè)計要求。

(2)支架剛度保持不變,在成橋階段,當(dāng)橫梁第一層澆筑高度由3 m增至5 m時,橫梁下緣最大壓應(yīng)力增大約0.5 MPa,上緣最小壓應(yīng)力減小約2 MPa?？紤]到在后期運營時,下橫梁在支座反力作用下上緣受壓且下緣受拉,為使得橫梁在運營階段有足夠的應(yīng)力儲備,建議第一層澆筑高度選為3 m。

(3)當(dāng)?shù)谝粚訚仓叨缺３植蛔?不含1 m和2 m),支架剛度由1×107kN/m變化至2×105kN/m時,橫梁的正應(yīng)力和撓度基本不會變化。當(dāng)支架剛度由2×105kN/m減小至1×105kN/m時,在橫梁施工過程和架設(shè)主梁至成橋過程中,橫梁上、下緣最小正應(yīng)力以及橫梁撓度會出現(xiàn)明顯拐點,因此建議支架剛度應(yīng)大于2×105kN/m。

(4)研究了澆筑高度和支架剛度對橫梁上下緣應(yīng)力和變形的影響規(guī)律,并提出了澆筑高度和支架剛度的建議值。但對于上下兩層間存在的接觸面應(yīng)力未做分析,有待后續(xù)研究,進一步對橫梁自承式施工過程的應(yīng)力情況進行補充。