大跨度連續鋼構橋邊跨合龍方案分析

欽會賓， 李　寧

(重慶交通大學土木工程學院， 重慶 400074)

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大跨度連續鋼構橋邊跨合龍方案分析

欽會賓， 李寧

(重慶交通大學土木工程學院， 重慶 400074)

以銅西河特大橋邊跨合龍段施工工程為背景，采用有限元軟件對邊跨合龍方案由托架施工更改為吊架施工的橋梁結構進行對比分析。研究結果表明，采用不同的邊跨合龍方案對主梁在施工階段、成橋階段的受力狀態影響較小，并對當過渡墩較高時，采用吊架施工的可行性進行了探討。

連續鋼構橋；邊跨；合龍方案；施工階段；成橋階段

1　工程背景

重慶酉陽至貴州沿河高速公路(第1標段)銅西河特大橋位于酉陽縣銅西村。銅西河特大橋為左右幅橋，左幅橋梁起點里程樁號為 ZK13+977,終點里程樁號為 ZK14+689，全長 712.00 m；右幅橋梁起點里程樁號為 K14+000.694,終點里程樁號為 K14+712.694，全長 712.00 m。它的上部結構為三跨(98+180+98)m 預應力混凝土結構(圖1)。上部箱梁采用雙懸臂掛籃逐塊對稱現澆施工。墩頂0號梁段長 12.0 m，其中兩邊各外伸 2.0 m。兩“T”構懸臂節段劃分為 21 個梁段，邊中跨對稱設置。梁段長度從根部至跨中分別為 4×3.0 m、4×3.5 m、3×4.0 m、10×4.5 m，累計懸臂總長為 83 m。 1 號～21 號梁段掛藍懸臂澆筑施工。掛籃(含施工機具、模板等)設計自重不應超過最大懸澆梁段重量的 0.45 倍。全橋共有 3 個合龍段，合龍段長 2.0 m。邊跨的現澆梁段長度為6.84 m。

圖1　銅西河特大橋總體布置(單位:cm)

2　邊跨合龍方案

該橋原施工方案為采用墩旁托架施工邊跨現澆段。由于施工條件限制，邊跨現澆段施工方案調整為采用貝雷吊架施工[1]。

2.1配重計算

首先按照圖紙建立吊架模型(圖2)，貝雷梁、吊桿、加強槽鋼采用桁架單元；分配梁、底籃橫縱梁均采用梁單元；鋼模板采用板單元。在4組貝雷梁的加強槽鋼底設置邊界條件，均為限制線位移的鉸接狀態。

圖2　吊架模型

現澆段分為兩段澆筑，一部分作用于過渡墩頂，另一部分直接作用于底籃，長4.2 m，重量為123 t。作用于底籃的節段凈重為123 t，加上其余重量取140 t，作用面積為4.2 m×6.6 m，因此壓力荷載為5.1 t/m2。這里除了考慮壓力荷載外還應計入自重，因此將兩種荷載工況進行組合，系數均取為1.0，經計算得到現澆段組合工況下支座反力(圖3)。

圖3　支座處反力(t)

將混凝土荷載作用下支座處反力在相應的位置以偏心集中荷載的形式反向(即垂直向下方向)作用于整體桿系模型中，然后在同樣位置的中心作用垂直向上的集中力，這個力等于水箱壓重值的絕對值且方向相反。

經過不斷試算，確定一個數值Ps使得懸臂端在上下兩組荷載作用下無位移變化，最終確定在P1=80 t的荷載作用下，懸臂端位移為-0.3 mm，接近無位移狀態，因此邊跨現澆段水箱配重量應為80 t(圖4)。

圖4　水箱計算模型

邊跨合龍段[2-4]配重計算方法類似，先計算吊架約束反力，將其反向施加到懸臂端，懸臂端與現澆段之間安裝勁性骨架起到鎖定作用。

切片時長的大小對預測結果有很大的影響.本次實驗進行了兩輪,預測結果均為單節點對間的鏈路狀態,第一輪實驗驗證切片時長獲取方法的合理性,設定不同的切片時長T1、T2、T3與式(1)計算所得的最優時長TR進行對比,這四種時長分別為180s、240s、480s和320s.第二輪實驗則與文獻[21]中切片效果作對比,TS1、TS2、TS3均為該文獻中使用的切片時長,分別為300s、600s和1800s,實驗結果如圖10、11所示.

經過不斷試算，確定一個數值Ps使得懸臂端在上下兩組荷載作用下無位移變化，最終確定在P2=30 t的荷載作用下，接近無位移狀態，且懸臂兩側變形差為0.2 mm，能保證合龍后線形、受力狀態一致，因此邊跨合龍段水箱配重量應為30 t(圖5)。

圖5　合龍段配重計算模型

邊跨壓重P=P1+P2=110 t，邊跨現澆階段完成的同時水箱卸載至合龍段配重重量30 t，再進行合龍段施工，合龍段施工同現澆段一樣，邊澆筑邊卸載，澆筑完畢，卸載完成。

2.2兩種方案合龍工序

2.2.1原方案

工序一：在過渡墩上預先搭設托架，施工現澆段(圖6a)；

工序二：合龍段在掛籃上施工，懸臂端各加30 t配重，安裝勁性骨架，綁扎鋼筋(圖6b)；

工序三：澆筑合龍段，同時卸載懸臂端30 t配重，實現等量代換(圖6c)；

工序四： 拆除掛籃、托架，完成邊跨合龍(圖6d)。

圖6　原方案合龍工序

2.2.2新方案

工序一：在引橋與懸臂端上搭設吊架，同時在懸臂端施加110 t配重，未搭設吊架一側施加30 t配重(圖7a)；

工序二：澆筑現澆段，同時卸載懸臂端110 t配重至30 t，實現等量代換(圖7b)；

工序三：安裝勁性骨架，綁扎合龍段鋼筋，然后澆筑合龍段，同時卸載懸臂端30 t配重，實現等量代換(圖7c)；

工序四： 拆除吊架，完成邊跨合龍(圖7d)。

圖7　新方案合龍工序

3　不同邊跨合龍方案下的計算分析

采用midas/civil建立有限元模型，計算施工階段與成橋階段主梁應力，并與原合龍方案進行比較。兩套方案由于合龍方式不同，會造成受力情況差異，通過計算得到施工階段與成橋狀態下各截面應力值，并繪制曲線對比圖。

3.1施工階段主梁應力的比較分析

施工階段按短暫狀況計算，此時主要考慮結構自重、混凝土的收縮徐變、預應力荷載、施工荷載等。施工荷載除特別規定外，均采用標準值，且組合計算時不考慮組合系數[5]。本小節分析了邊跨最大懸臂狀態、邊跨合龍、中跨合龍3個典型的工況，分析見圖8～圖10。

圖8　邊跨最大懸臂狀態主梁應力

圖9　邊跨合龍主梁應力

圖10　中跨合龍主梁應力

圖8～圖10的符號規定是拉應力為正，壓應力為負。邊跨最大懸臂狀態指的是最后一塊懸臂澆筑施工完畢，由圖8可知，由于修改方案后配重的增加，致使4號墩和5號墩主梁截面上緣應力增加，截面下緣壓應力減小，上緣壓應力變化最劇烈處由7.62 MPa增大到8.37 MPa，增大了0.75 MPa；下緣壓應力變化最激烈處由6.61 MPa減小到邊跨合龍完成階段，由圖9可知，4號墩和5號墩主梁截面上緣應力分別在5.61 MPa，減小了1.0 MPa，應力變化最激烈處都是在邊中跨1/4位置附近；在邊跨側減小，中跨側增大，下緣應力分別在邊跨側增大，中跨側減小，且應力變化幅度不是很大，最大值分別為0.83 MPa和1.20 MPa；在中跨合龍完成階段，由圖10可知，4號墩和5號墩主梁截面上緣應力分別在邊跨側減小，中跨側增大，下緣應力分別在邊跨側增大，中跨側減小，且變化最極激烈位置都在跨中，最大值分別為1.04 MPa和1.57 MPa。

3.2成橋階段主梁應力的比較分析

成橋階段按長期狀況計算，此時主要考慮結構二期恒載、汽車活載等，荷載除特別規定外，均采用標準值。本小節分析了二期恒載、30年混凝土收縮徐變兩個典型的工況，分析見圖11、圖12。

在二期恒載橋面鋪裝完成階段，由圖11可知，4號墩和5號墩主梁截面上緣應力分別在邊跨側減小，中跨側增大，下緣應力分別在邊跨側增大，中跨側減小，且變化最極激烈位置都在跨中，最大值分別為0.92 MPa和1.38 MPa；考慮30年混凝土收縮徐變階段，由圖12可知，4號墩和5號墩主梁截面上緣應力分別在邊跨側減小，中跨側增大，下緣應力分別在邊跨側增大，中跨側減小，且應力變化幅度不是很大，最大值分別為0.51 MPa和0.76 MPa。

圖11　二期恒載主梁應力

圖12　成橋30年主梁應力

4　結　論

筆者計算了銅西河特大橋兩種邊跨合龍方案下的配重大小，并對不同的邊跨合龍工序進行了詳盡闡述。通過有限元模型模擬計算，分析了不同方案下結構的受力狀態，得出以下結論。

(1)邊跨合龍方案調整，相應邊跨配重也會發生變化，新方案采用吊架施工，施工現澆段時懸臂端會受到約束，混凝土振搗必然會對結構產生影響，施加配重邊澆筑邊卸載，等量代換，使結構處于接近無位移狀態。

(2)當邊跨采用吊架合龍時，施工邊跨現澆段時，加配重為110 t，它的另一主要作用是調整懸臂端合龍口與現澆段合龍口的相對高差，使給出的立模標高與施工標高更加接近理論值，提高合攏精度。

(3)邊跨合龍方案的更改會對結構主梁應力產生影響，但這種影響是非常小的，無論是施工階段還是成橋階段，兩套方案應力都較為接近，差值均在2 MPa以內。

[1]銅西河特大橋邊跨現澆段施工監控方案[R] . 2015.

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

[3]JTJ/T F50-2011 公路橋涵施工技術規范[S].

[4]JTG D62-2004 公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范[S].

[5]王儒雅. 混凝土梁橋施工期間若干問題研究[D]. 西安：長安大學，2010．

[6]李學文, 張銘, 曾有藝. 鋼構-連續組合體系梁橋邊跨合龍方案[D]. 長沙: 長沙理工大學, 2012．

欽會賓(1990～)，男，研究生，研究方向為橋梁的優化及加固與監測。

U445.4

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[定稿日期]2016-03-28