懸臂施工大跨連續梁橋施工至成橋全過程受力性能分析及設計

易澤翰

（深圳市華昱高速公路投資有限公司，廣東深圳 518129）

0 引言

作為預應力混凝土橋梁的主要橋型之一，連續梁橋的整體造價較低，工期較短，技術也比較成熟，因此相對于同等跨度的斜拉橋和懸索橋來說，連續梁橋在30～200 m的跨度范圍內具有較強的競爭優勢[1]。

預應力混凝土連續梁橋的施工方法主要包括支架現澆法、分段施工法、頂推法、移動模架法等[2]。作為分段施工法的典型代表，懸臂現澆法通常以已經完成的上部結構0#塊為起點，通過懸吊掛籃體系經歷立模、澆筑混凝土、預應力張拉等施工步驟，平衡對稱地向兩側推進，直至邊跨合攏、體系轉換、中跨合攏和橋面施工。由于懸臂現澆施工的大跨連續梁橋施工階段的受力與永久狀態的受力接近、施工過程中利于橋下通航或者通行、施工比較簡便、造價較低，因此在大跨連續梁橋的施工中應用廣泛。

本文結合具體的實際工程，在施工至成橋全過程受力分析的基礎上，對懸臂施工的大跨連續梁橋進行設計，明確懸臂施工大跨連續梁橋的設計過程，對同類型的橋梁工程建設和設計有借鑒作用。

1 初擬橋梁基本尺寸和材料

首先根據通航要求以及整個線路的規劃需要，初步擬定某跨河橋按照三跨預應力混凝土連續梁橋設計，橋梁平面位于直線上，縱面位于R=12 946.143 m的凸形豎曲線上，跨徑布置為40 m+70 m+40 m，橋面寬度為13.25 m，設置2%的雙向橫坡。

橋梁上部結構主梁采用單箱單室變截面箱梁，墩頂梁高3.8 m，跨中梁高1.8 m，從跨中至距墩頂3.75 m處按二次拋物線變化。箱梁頂板厚0.28 m；箱梁底板厚度按二次拋物線變化，跨中底板厚度為0.3 m，距主墩中心3.75 m處底板厚度為0.8 m。

半橋懸臂施工節段劃分為：0#塊長度為5 m，1#～5#塊長度為 4 m，6#、7#塊長度為 4.5 m，8#合攏段長度為1 m。箱梁腹板厚度在1#～5#塊為0.70 m，7#、8#塊為0.50 m，在6#塊內腹板厚度由0.70 m按直線變化到0.50 m。箱梁翼緣板長度為3.25 m，端部厚0.18 m，根部厚0.70 m。箱梁頂板承托尺寸為150 cm×40 cm，底板承托尺寸為35 cm×35 cm。

該橋上部結構箱梁采用掛籃懸臂現澆施工。具體施工順序為：支架現澆箱梁0#塊混凝土及完成墩梁臨時固接→掛籃懸臂澆注1#～7#塊混凝土并張拉相應預應力→邊跨現澆段施工→邊跨合攏→釋放墩頂臨時固接→中跨合攏→解除臨時支座→橋面系施工→全橋完工。

該橋上部結構箱梁采用C50混凝土，預應力鋼絞線采用φj15.2 mm鋼絞線，彈性模量E＝1.95×105MPa。鋼筋直徑不小于12 mm的采用HRB335普通鋼筋，鋼筋直徑小于12 mm的采用R235普通鋼筋。

所承受的荷載為公路-I級汽車荷載，人群荷載按照3.5 kN/m2考慮。

2 施工至成橋全過程受力分析

根據擬定的橋梁結構尺寸和各梁段懸臂施工直至成橋的具體過程，在合理模擬結構和邊界的基礎上建立施工至成橋全過程各階段的空間有限元模型，進行有限元分析得到各施工階段結構的受力情況。以最大懸臂施工階段和成橋階段為例，相應的內力圖分別如圖1、圖2所示。

圖1 最大懸臂施工階段內力圖

圖2 成橋階段內力圖

3 預應力鋼束估算及內力組合

對成橋后的有限元模型，施加各種活載，包括公路-I級汽車荷載和人群荷載，然后采用動態規劃法[3]進行加載，即可得到這些荷載作用下橋梁結構各截面的活載效應。

將恒載效應、活載效應、溫度變化效應和基礎沉降效應按照規范的要求[4]進行正常使用極限狀態和承載能力極限狀態下的初步內力組合，依據初步內力組合的結果，根據正常使用極限狀態下的抗裂要求和承載能力極限狀態下的應力要求，估算配筋面積，并對預應力鋼筋進行詳細的布置。

將估算的預應力鋼筋輸入有限元模型，在考慮預應力損失的條件下重新對有限元模型進行計算，獲得配束之后的恒載效應、活載效應、溫度變化效應和基礎沉降效應，除此之外還需要分別計算預應力次內力和收縮徐變次內力，在考慮所有這些荷載效應的基礎上，分別進行正常使用極限狀態和承載能力極限狀態下的組合，內力組合的結果分別見圖3～圖5。

圖3 承載能力極限狀態基本組合內力包絡圖

圖4 正常使用極限狀態短期作用組合內力包絡圖

圖5 正常使用極限狀態長期作用組合內力包絡圖

4 各類設計驗算

在擬定了橋梁結構的平縱橫尺寸并完成內力分析之后，所設計的橋梁是否能夠承受規定的荷載、是否能夠滿足長期通行的要求，這只能通過基于規范的驗算才能夠最終確定[5]。

當前，我國規范對以受彎為主的大跨連續梁橋主要要求進行兩種狀態：承載能力極限狀態和正常使用極限狀態下的兩種狀況，包括持久狀況和短暫狀況的強度、應力和剛度等方面的驗算[6]。

4.1 持久狀況截面強度驗算

按照規范的要求對預應力混凝土箱梁各截面進行強度驗算，各控制截面的驗算結果見表1。可以看出，各截面的計算彎矩Mj均小于截面的抗彎承載力MR，因此橋梁強度驗算滿足規范要求。

表1 截面強度驗算

4.2 持久狀況正截面抗裂驗算

正截面抗裂驗算指的是對構件正截面的拉應力進行驗算。對于分段懸臂澆筑的全預應力混凝土構件，在作用短期效應組合下正截面的拉應力應滿足如下要求：

式中：σst為在作用短期效應組合下構件截面邊緣混凝土的法向拉應力；σpc為扣除全部預應力損失后的預加力在截面邊緣產生的混凝土預壓應力。

根據式（1），各控制截面的正截面抗裂驗算結果見表2。可以看出，所設計的橋梁正截面的抗裂驗算滿足要求。

表2 正截面抗裂驗算

4.3 持久狀況斜截面抗裂驗算

斜截面抗裂驗算，是對預應力混凝土受彎構件在作用短期效應組合和預應力共同作用下產生的混凝土主拉應力σtp按照式（2）進行驗算。

式中：σtk為混凝土抗拉強度標準值。

根據式（2），所設計的橋梁各控制截面的斜截面抗裂驗算結果見表3，可以看出，斜截面抗裂驗算滿足規范要求。

表3 斜截面抗裂驗算

4.4 持久狀況正截面混凝土壓應力驗算

在持久狀況下，正截面混凝土壓應力應按式（3）進行驗算。

式中：σkc為在作用標準值產生的混凝土的法向壓應力；σpt為預應力產生的法向拉應力；fck為混凝土抗壓強度標準值。

根據式（3），各控制截面的正截面混凝土壓應力驗算結果見表4，可以看出，持久狀況正截面混凝土壓應力驗算滿足要求。

4.5 持久狀況預應力筋拉應力驗算

在持久狀況下，預應力混凝土構件中預應力鋼絞線的拉應力應按照式（4）進行驗算。

表4 正截面混凝土壓應力驗算

式中：σpe為預應力鋼筋扣除全部預應力損失之后的有效預應力；σp為預應力鋼筋的應力；fpk為預應力鋼筋抗拉強度設計值。

根據式（4），對本橋所配的預應力鋼筋進行應力驗算，均滿足要求。

4.6 持久狀況混凝土主壓應力驗算

在持久狀況下，斜截面混凝土的主壓應力應按照式（5）進行驗算，

式中：σcp為在作用短期效應組合和預應力產生的混凝土主壓應力。

根據式（5），各控制截面混凝土主壓應力的驗算見表5。可以看出混凝土主壓應力驗算滿足要求。

表5 混凝土主壓應力驗算

4.7 短暫狀況混凝土應力驗算

短暫狀況的應力驗算，主要是驗算在施工過程中構件截面上下緣混凝土的應力不超過規范的限值，如式（6）所示。

式中：σcc′和σct′分別為對應施工階段構件上下緣混凝土的壓應力和拉應力；fck′和ftk′分別為對應施工階段相應構件的混凝土軸心抗壓強度和軸心抗拉強度。對于本橋，考慮混凝土強度達到C45時才開始張拉預應力，因此 fck′=29.60 MPa，ftk′=2.51 MPa。

以最大懸臂施工階段為例，各控制截面的應力驗算見表6。

可以看出，短暫狀況箱梁各截面混凝土的應力狀態滿足規范要求。

表6 短暫狀況混凝土應力驗算

4.8 持久狀況撓度驗算

受彎構件在使用階段作用下的撓度計算應考慮荷載長期效應的影響，即按荷載短期效應組合計算的撓度應乘上撓度長期增長系數，本橋采用C50混凝土，根據規范的要求其長期撓度增長系數ηθ=1.45。同時，在使用荷載作用下構件的剛度應按B0=0.95EcI0進行計算。考慮這些因素之后，計算得到的消除結構自重的長期撓度，不應超過計算跨徑的1/600。經過有限元分析計算，本橋撓度的驗算見表7。可以看出，所設計的橋梁持久狀況的撓度驗算滿足要求。

表7 持久狀況撓度驗算

5 結論

通過對懸臂施工的大跨連續梁橋進行施工至成橋全過程的受力分析及設計，進一步明確了懸臂施工大跨連續梁橋的設計過程。研究結果表明，所設計的橋梁各方面均滿足規范的要求，具有一定的強度和剛度儲備。本文所做的研究工作對同類型橋梁的建設和設計具有借鑒意義。

[1]范立礎.預應力混凝土連續梁橋[M].北京:人民交通出版社,1988,1-25.

[2]小沃爾特·波多爾尼,J.M.米勒爾.預應力混凝土橋梁分段施工和設計[M].北京：人民交通出版社,1986,1-31.

[3]徐岳,王亞君,萬振江,等.預應力混凝土連續梁橋設計[M].北京:人民交通出版社,2000,18-19.

[4]JTG D60-2004,公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范[S].2004,23-71.

[5]鄒毅松,王銀輝.連續梁橋[M].北京:人民交通出版社,2009,61-114.

[6]吳剛,萬志勇.虎跳門特大橋主橋結構設計[J].城市道橋與防洪,2005(4):43-46.