曲線預應力連續梁橋懸拼施工誤差敏感性分析

周 嫚，王福敏，王 鵬，宋 軍，趙艷磊，劉 靜

(1. 重慶交通大學土木建筑學院，重慶 400074;2.招商局重慶交通科研設計院有限責任公司，重慶 400067)

在曲線連續梁橋的施工中，除了最古老的支架現澆法外，還采用先簡支后連續、頂推法、移動模架逐孔澆注法、移動導梁逐孔拼裝法、梁體預制浮吊安裝法、平衡懸臂拼裝施工法和平衡懸臂澆注施工法等［1］。懸臂拼裝的施工方法具有技術可行、經濟合理、機械化程度高等優越性，使預應力混凝土連續梁橋有了更為廣闊的發展前景［2］。

短線法是在配有可調整模板的臺車上進行，每次預制新的節段前按前一節段來確定其相對位置并調整模板，以保證節段在安裝時的相互吻合［3］。因此短線法預制施工方法的影響因素多，如梁頂正高差、梁頂負高差、軸線偏位、支座偏位以及有效預應力不均勻度等等。參數誤差是造成結構誤差的一個重要原因，為了對施工過程進行預控制，使成橋狀態最大限度的接近設計狀態，需要預先確定各誤差因素對結構狀態的影響程度［4］。筆者以在建廈漳跨海大橋北汊南引橋第3聯預應力混凝土連續梁橋為研究對象，以成橋狀態結構線形及內力為控制目標，分析各參數敏感性，確定施工監控的主要參數。

1 橋梁概況

廈漳跨海大橋工程北汊南引橋第3聯處在半徑為1690 m的圓曲線上。上部結構跨徑布置為5×70 m，立面布置如圖1。單箱單室，設計雙向6車道，分左右2幅，單幅橋寬15.90 m，采用C50混凝土。梁高3.8 m，頂板跨中厚度 0.27 m，腹板寬 0.50 ～0.90 m，底板厚0.25 ～0.80 m，兩側懸臂長4.00 m，跨中截面如圖2。支座為鉛芯抗震支座。采用短線法預制，架橋機懸臂拼裝施工。施工流程如圖3。

圖1 橋型總體布置Fig.1 Overall layout of bridge type

圖2 跨中箱梁橫截面Fig.2 Cross section of box girder

圖3 施工流程Fig.3 Construction flow chart

2 橋梁有限元建模及施工誤差參數選擇

為了研究各參數對成橋狀態下線形及應力的影響，采用有限元程序Midas Civil對該橋進行建模。

在單T施工階段，0號塊梁段與橋墩固結，故本模型在橋梁支座體系轉換之前采用將0號塊上的節點與橋墩的節點固結，按照完全彈性連接中的剛性連接形式模擬;而在體系裝換后，將支座形式除N3墩頂設置固定支座外，其余均為單向活動支座。

結合該橋施工順序和施工方法，按照實際設計中的各梁段進行預制塊件的劃分，由于0號塊局部受力比較復雜，故單元劃分比較細，各合龍段按照實際結構進行劃分。根據設計圖紙確定塊件的劃分，采用梁單元將預應力混凝土連續梁(主梁和橋墩)，共計226個節點、194個單元。在計算中采用實際結構斷面參數進行計算。結構計算模型簡圖如圖4。

圖4 橋梁有限元計算模型Fig.4 FEM calculation model of bridge

橋梁計算采用的材料參數均根據公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范確定［5］，主梁彈性模量為 3.45×104MPa，泊松比 0.2，線膨脹系數 1.0 ×10－5，容重 26 kN/m3;預應力采用ΦS15.2鋼鉸線，鋼絲強度fpd=1860 MPa，彈性模量為 1.95 ×105MPa，泊松比 0.3，線膨脹系數 1.2 × 10－5，容重 78.5 kN/m3。單位長度管道軸線局部偏差摩擦系數 k=0.0015，摩阻系數μ=0.17，錨具變形、鋼筋回縮和接縫壓縮值按6 mm+1 mm考慮。

在施工過程中不可能都完全符合設計要求，不可避免的產生施工偏差。因本橋采用短線懸臂拼裝施工，在節段拼接中可能出現很多施工偏差，如:節段長度偏差、箱梁高度偏差、頂底板厚度偏差、平整度偏差、梁頂面縱向正高差、梁頂面縱向負高差、軸線水平偏位、支座中心偏差、以及有效預應力不均勻度等等。由于前4項的偏差都是梁段在預制廠引起，因此筆者考慮后5項施工偏差對結構線形和應力的影響。

現將 JTJ 041—2000《公路橋涵施工技術規范》［6］、《重慶市公路工程行業標準》［7］及《廈漳跨海大橋兩階段北汊南引橋設計說明》［8］對各項偏差允許值列于表1。

表1 各參數偏差允許值Table 1 Deviation value of each parameter

3 參數敏感性分析

選取梁頂縱向正高差、梁頂縱向負高差、軸線水平偏位、支座偏位、以及有效預應力不均勻度等參數，按照實際施工方法建立模型，將成橋狀態主梁撓度和應力為控制目標，分析各參數對結構的影響。

3.1 梁頂縱向正高差敏感性

按照實際施工順序考慮，梁頂面縱向高程偏差最大出現在合龍段的位置。根據表1中的規定，現假設 L1，L3，L5，L7，L9在合龍段處出現累計高差8 mm。在建模型時，高差通過改變z坐標來實現。合攏前一階段在 L1，L3，L5，L7，L9端點處施加 z方向的節點荷載F，F=(w為累積高差)。

計算成橋狀態撓度和應力變化值，結果如圖5。

圖5 梁頂正高差主梁各節點撓度差值和應力差值Fig.5 Height difference of the main beam deflection difference and stress difference of each node

從圖5(a)可以看出，在成橋狀態下，由于梁頂產生8 mm的正高差所引起的撓度撥動最大值為15.29 mm，且撓度撥動的峰值也都是在合龍段產生。這是因為合攏段有高差存在，在施工時為了順利合龍，人為的在合龍段施加配重讓合龍段達到設計標高。結構主梁最大撓度增大了5.99%。從圖5(b)可以看出，在成橋狀態下應力撥動最大值為0.42 MPa，主梁最大應力增大了2.5%。由此得出，梁頂正高差誤差對于整個橋梁結構撓度和主梁截面的應力影響均很大。

3.2 梁頂縱向負高差敏感性分析

根據表1中的規定以及設計規定相鄰梁段高差最大允許值為8 mm，現假設 L2，L4，L6，L8，L10 在合龍段處出現累計高差 －5 mm;L1，L3，L5，L7，L9 在合龍段處出現累計高程差+3 mm。建模時偏差的方法與3.1相同。

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計算成橋狀態的撓度和應力變化值，結果如圖6。

圖6 梁頂負高差主梁各節點撓度差值和應力差值Fig.6 Negative height difference of the main beam deflection difference and stress difference of each node

從圖6(a)可以看出，在成橋狀態下，由于梁頂產生－5 mm的負高差所引起的撓度撥動最大值為8.66 mm，撓度撥動的峰值都是在合攏段產生。原因與3.1中所述一樣。結構主梁最大撓度增大了2.68%。從圖6(b)可以看出，在成橋狀態下應力撥動最大值為0.21 MPa，主梁最大應力增大了0.48%。由此得出，梁頂負高差誤差對于整個橋梁結構撓度的影響較大，但是對主梁截面的應力的影響有限。

3.3 軸線水平偏差敏感性分析

按照實際施工順序考慮，軸線水平偏差最大出現在合攏段的位置。現假設合龍段軸線偏差10 mm。

在建模型時，水平偏差通過改變y坐標來實現。合龍前一階段在L1，L3，L5，L7，L9端點處施加y方向的節點荷載F，F=(w為累積高差水平偏差)。

計算成橋狀態的撓度和應力變化值，結果如圖7。

圖7 軸線水平偏差主梁各節點撓度差值和應力差值Fig.7 Deviation of the main beam axis deflection difference and stress difference of each node

從圖7(a)可以看出，在成橋狀態下，由于軸線偏差10 mm所引起的撓度撥動最大值將近0.46 mm，結構主梁最大撓度增大了0.18%。由于軸線偏差施加的是y方向的節點荷載，撓度是在z方向上的，所以影響有限。從圖7(b)可以看出，在成橋狀態下應力撥動最大值為0.15 MPa，主梁最大應力增大了0.39%。由此得出，軸線偏差對于整個橋梁結構撓度和主梁截面的應力影響有限。

3.4 有效預應力不均勻度敏感性分析

3.4.1 有效預應力同束不均勻度敏感性分析

腹板、底板及頂板鋼束考慮同束不均度，各束中允許張拉控制應力產生偏差的鋼絞線根數如下:19×5%=0.95，取 1 根;10 ×5%=0.5，忽略;12 ×5%=0.6，忽略。

因此現假設腹板鋼束和底板鋼束，整束中有18根鋼絞線每根的張拉控制應力都為1339.2 MPa，1根鋼絞線張拉時達到屈服強度。

計算成橋狀態的撓度和應力變化值，結果如圖8。

圖8 同束不均勻度主梁各節點撓度差值和應力差值Fig.8 The main beam with the beam in －homogeneity deflection difference and stress difference of each node

從圖8(a)可以看出，在成橋狀態下，由于有效預應力不均勻度所引起的撓度撥動最大值將為0.57 mm，結構主梁最大撓度增大了0.45%。從圖8(b)可以看出，在成橋狀態下應力撥動最大值為0.1 MPa，主梁最大應力增大了1.2%。由此得出，有效預應力不均勻度對整個橋梁結構撓度和主梁截面應力的影響都較小。

3.4.2 各束有效預應力同截面不均勻度敏感性分析

腹板、底板及頂板鋼束考慮同截面不均度，各束中允許張拉控制應力產生偏差的鋼絞線根數如下:2×19×2%=0.76，取1根;4×10×2%=0.8，取1根;4×12×2%=0.96，取1根。

因此現假設腹板鋼束和底板鋼束，整個截面37根鋼絞線每根的張拉控制應力都為1339.2 MPa，1根鋼絞線張拉時達到屈服強度。頂板鋼束，39根鋼絞線每根的張拉控制應力都為1339.2 MPa，1根鋼絞線張拉時達到屈服強度。頂板合攏鋼束，47根鋼絞線每根的張拉控制應力都為1339.2 MPa，1根鋼絞線張拉時達到屈服強度。

計算成橋狀態的撓度和應力變化值，結果如圖9。

圖9 各束同截面不均勻度主梁各節點撓度差值和應力差值Fig.9 Unevenness of the same cross-section of the beam deflection difference and stress difference of each node

從圖9(a)可以看出，在成橋狀態下，由于各束同截面不均勻度所引起的撓度撥動最大值為2.56 mm，且結構主梁最大撓度增大了5.04%。從圖9(b)可以看出，在成橋狀態下應力撥動最大值為0.58 MPa，且主梁最大應力增大了1.74%。由此得出，有效預應力不均勻度對于整個橋梁結構撓度的影響很大，對主梁截面的應力影響較大，不容忽視。這是由于有效預應力的不均勻度，導致有效預應力大小的損失至使成橋后撓度及主梁下翼緣壓應力減小。

3.5 支座偏差敏感性分析

根據表1中的規定，現假設所有支座中心偏位5 mm。計算成橋狀態的撓度和應力變化值，結果如圖10。

圖10 支座偏差主梁各節點撓度差值和應力差值Fig.10 Deviation of the main beam bearing of the main deflection difference and beam stress difference of each node

從圖10(a)可以看出，在成橋狀態下，由于支座中心偏位5 mm所引起的撓度撥動最大值不到0.004 mm，結構主梁最大撓度基本沒有變化。從圖10(b)可以看出，在成橋狀態下應力撥動最大值為0.0003 MPa，主梁截面最大應力也基本沒有變化。由此得出，支座中心偏位對于整個橋梁結構撓度的主梁截面的應力基本沒有影響。

4 結論

根據上述參數分析，各參數對結構撓度和內力的影響程度匯總見表2。

由表2，可得出結論如下:

1)懸臂拼裝時梁頂縱向正高差對撓度和截面應力的影響很大。梁頂縱向負高差對撓度影響較大，但對應力影響有限。

2)各束預應力同截面不均度使各節點撓度變化不大，只有2.56 mm，但是最大撓度值卻變化了5.04%，它對應力的影響較大。預應力同束不均勻度對撓度和應力影響較小。

3)軸線水平偏差對撓度和應力影響有限。

4)因本橋曲率半徑為1690 m，支座偏差對成橋狀態下的撓度和應力影響基本可以不計。

總之，在施工中，梁段產生高差容易被發現，而同束預應力同截面不均勻度一定要通過檢測才能發現，因此在張拉預應力時應嚴格控制初始張拉應力并盡可能使各束同截面的初始張拉應力一致。

表2 各參數影響程度Table 2 Influence degree of each parameter

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