大跨度節(jié)段預(yù)制懸臂拼裝橋施工過程受力研究

李曉兵，尚鵬軍

（中鐵電氣化局集團(tuán)鐵路工程公司，北京市100036）

0 引 言

基于城鎮(zhèn)化建設(shè)量大、城市交通壓力大、節(jié)能環(huán)保要求高、人力成本上升快等社會(huì)背景，城市橋梁綠色建造技術(shù)（預(yù)制裝配式橋梁）越來越為地方政府所重視，得到大力推廣和發(fā)展[1]。本文以鄭州四環(huán)線工程中西四環(huán)K78+362～K79+748 段鄭上路立交主線橋第6 聯(lián)節(jié)段預(yù)制拼裝連續(xù)梁橋?yàn)楣こ瘫尘埃瑢?duì)該類橋梁的力學(xué)性能進(jìn)行研究分析。

1 工程概況

鄭州市四環(huán)線及大河路快速化工程建設(shè)位于鄭州市主城區(qū)域與外圍區(qū)域交界處，由大河路、東四環(huán)、南四環(huán)及西四環(huán)組成閉合環(huán)線，路線總長(zhǎng)度約為93 km。該項(xiàng)目是鄭州市快速路系統(tǒng)的重要組成部分，也是國家建設(shè)中心城市加快推進(jìn)的交通基礎(chǔ)設(shè)施重大項(xiàng)目之一。

鄭州西四環(huán)主線橋橋面寬16.5 m，設(shè)置2%單向橫坡，其跨徑布置為40 m+66 m+40 m，聯(lián)長(zhǎng)146 m。單個(gè)箱梁寬度為16.5 m，底板寬2.8 m，懸臂長(zhǎng)度為4.0 m，箱梁梁高為2.2～3.6 m。構(gòu)造布置如圖1 所示。箱梁縱向預(yù)應(yīng)力為全體內(nèi)預(yù)應(yīng)力體系，體內(nèi)預(yù)應(yīng) 力 鋼 絞 線 采 用15φs15.2、17φs15.2、19φs15.2、21φs15.2 四種規(guī)格，錨下張拉控制為1 395 MPa，主要在箱梁頂板、底板和腹板處[2]。

圖1 （40+66+40）m 連續(xù)梁構(gòu)造布置示意圖（單位：cm）

2 空間有限元模型的建立

利用有限元軟件Midas Civil2015 建立上部結(jié)構(gòu)空間有限元模型，如圖2 所示。采用梁?jiǎn)卧凑障淞航孛孀兓闆r進(jìn)行模擬，全橋一共劃分位212 個(gè)節(jié)點(diǎn)，214 個(gè)單元。節(jié)段預(yù)制箱梁及濕接縫材料均設(shè)置為C60 混凝土，預(yù)應(yīng)力鋼束采用公徑直徑15.2 mm、抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值、彈性模量的高強(qiáng)度低松弛（Ⅱ級(jí)松弛）鋼絞線。汽車荷載為城市-A 級(jí)，車道荷載布置為4 車道，考慮基礎(chǔ)變位，邊墩工后沉降差采用10 mm，中墩工后沉降差采用15 mm。膠接縫位置的環(huán)氧樹脂膠通過建立微小長(zhǎng)度單元并賦予膠體材料特性進(jìn)行模擬[3-5]，膠體材料特性見表1。

圖2 全橋有限元模型

表1 CBMR-A/B 橋梁節(jié)段拼接環(huán)氧樹脂膠性能指標(biāo)

本文模型是按照施工過程進(jìn)行模擬計(jì)算，在懸臂施工過程中橋梁結(jié)構(gòu)體系存在體系轉(zhuǎn)換，即在施工過程中結(jié)構(gòu)的邊界條件會(huì)產(chǎn)生變化。邊跨合龍前，中墩懸臂拼裝段為靜定T 構(gòu)；中跨合龍后，整個(gè)結(jié)構(gòu)變成連續(xù)梁結(jié)構(gòu)。模擬計(jì)算時(shí)，在邊跨合龍前，中墩臨時(shí)固結(jié)。在中跨合龍后，中墩解除臨時(shí)固結(jié)，進(jìn)行體系轉(zhuǎn)換。中跨合龍后，邊墩為活動(dòng)支座，中墩轉(zhuǎn)為永久固定支座。全橋總共定義31 個(gè)施工階段（見表2），先邊跨合龍?jiān)僦锌绾淆垼詈笫┘右苿?dòng)荷載工況。計(jì)算中模擬了預(yù)應(yīng)力的張拉及其損失，混凝土的收縮徐變，以及合龍后預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的二次力，收縮徐變產(chǎn)生的超靜定二次力。

3 節(jié)段預(yù)制懸臂拼裝梁橋施工階段受力分析

3.1 T 構(gòu)狀態(tài)下最大懸臂階段

鄭州西四環(huán)主線橋最大懸臂階段施工主要分為11# 節(jié)段拼裝和預(yù)應(yīng)力張拉兩個(gè)過程。拼裝階段在模型中激活11# 塊所有單元并給予自重荷載來進(jìn)行模擬，拼裝后懸臂出現(xiàn)下?lián)系内厔?shì)，11# 塊端點(diǎn)處撓度為-28.50 mm，此時(shí)懸臂根部頂板壓應(yīng)力為7.36 MPa；張拉階段是在模型中11# 塊的預(yù)應(yīng)力筋用等效荷載的方式施加在所有單元上，在張拉過程中11# 塊端點(diǎn)呈現(xiàn)上撓的趨勢(shì)，張拉后端點(diǎn)的撓度為-23.29 mm，此時(shí)懸臂根部頂板壓應(yīng)力為9.52 MPa。此處僅給出T 構(gòu)最大懸臂階段張拉預(yù)應(yīng)力后梁?jiǎn)卧Ｐ偷淖冃渭皯?yīng)力分布圖，如圖3 所示。

表2 施工階段表

圖3 最大懸臂階段張拉后梁體變形及應(yīng)力圖

3.2 邊跨合攏階段

鄭州西四環(huán)主線橋邊跨合攏主要分為支架搭設(shè)、邊跨現(xiàn)澆段施工、合攏段澆筑、釋放邊墩支座縱向約束和合攏段預(yù)應(yīng)力鋼束張拉5 個(gè)步驟，此處僅給出鋼束張拉后的變形圖和應(yīng)力圖。合攏后邊跨撓度上升，最大撓度發(fā)生在7 號(hào)節(jié)點(diǎn)，最大值為-19.17 mm，中跨部分引起向下的撓度，最大撓度發(fā)生在31 號(hào)節(jié)點(diǎn)，最大值為-30.92 mm。截面最大壓應(yīng)力發(fā)生在邊跨跨中附近，最大值為14.39 MPa。邊跨合攏階段張拉后梁?jiǎn)卧Ｐ妥冃渭皯?yīng)力分布如圖4 所示。

圖4 邊跨合攏階段張拉后梁體變形及應(yīng)力圖

3.3 中跨合龍階段

圖5 中跨合龍完成后梁體變形及應(yīng)力圖

3.4 二期鋪裝階段

二期恒載鋪裝階段即橋面鋪裝及其附屬設(shè)施的施工，在模型模擬中對(duì)橋面鋪裝荷載和附屬設(shè)施荷載進(jìn)行等效荷載轉(zhuǎn)換作用在結(jié)構(gòu)上，使得結(jié)構(gòu)整體撓度下沉，邊跨最大撓度值為-37.63 mm，中跨最大撓度值為24.38 mm。截面最大壓應(yīng)力為11.76 MPa。二期鋪裝階段三維空間梁?jiǎn)卧Ｐ偷膽?yīng)力分布如圖6所示。

圖6 二期鋪裝階段梁體變形及應(yīng)力圖

由圖3～圖6 可知，在關(guān)鍵施工階段的截面理論應(yīng)力均為壓應(yīng)力，理論最大壓應(yīng)力為14.39 MPa，截面未出現(xiàn)拉應(yīng)力，滿足設(shè)計(jì)要求。

4 節(jié)段預(yù)制拼裝梁橋整體受力分析

4.1 計(jì)算荷載

分析模型中計(jì)算荷載主要包括恒載（一期和二期）和預(yù)應(yīng)力荷載以及橋面施工荷載(包括機(jī)械及模板重量)等，梁體溫度設(shè)置為體系升溫26 ℃，體系降溫27 ℃，并考慮升溫梯度14 ℃，降溫梯度-7 ℃。其中預(yù)應(yīng)力是對(duì)節(jié)段拼裝梁梁段變形影響最大的荷載之一，在分析計(jì)算過程中，根據(jù)各預(yù)應(yīng)力鋼絞線的幾何形狀以及空間位置坐標(biāo)，在有限元軟件中設(shè)置預(yù)應(yīng)力鋼絞線的布設(shè)形狀以及作用單元號(hào)，整座橋梁共計(jì)布設(shè)248 束預(yù)應(yīng)力鋼絞線。根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙，孔道摩阻系數(shù)及孔道偏差系數(shù)初值分別設(shè)置為0.17 和0.001 5，采用兩端張拉的方式施加預(yù)應(yīng)力，張拉控制應(yīng)力為1 395 MPa。荷載工況及工況組合見表3 和表4。

表3 荷載工況列表

4.2 整體受力分析

4.2.1 成橋階段內(nèi)力

全橋結(jié)構(gòu)施工階段完成以后，橋梁即達(dá)到成橋狀態(tài)，成橋后的全橋內(nèi)力狀態(tài)如圖7～圖9 所示。

圖7 成橋階段全橋軸力圖（單位：kN）

圖8 成橋階段全橋剪力圖（單位：kN）

對(duì)承載能力極限狀態(tài)基本組合進(jìn)行分析，上部橋梁結(jié)構(gòu)在荷載組合工況下的彎矩包絡(luò)圖如圖10所示。

圖9 成橋階段全橋彎矩圖（單位：kN·m）

圖10 承載能力極限狀態(tài)彎矩包絡(luò)圖（單位：kN·m）

在不同荷載組合工況中，中跨跨中截面處最大正彎矩為125 424 kN·m，中墩墩頂截面處最大負(fù)彎矩為186 942 kN·m。均滿足截面極限承載能力要求。

與同區(qū)塊近年來施工情況對(duì)比，東9-8、埕南91-平13、孤南24-斜91、濱5-斜45、樁59-斜40施工平均鉆機(jī)月速達(dá)到了同井深、同類型施工井的最好水平，創(chuàng)下區(qū)塊指標(biāo)。

4.2.2 截面抗裂計(jì)算

（1）正截面抗裂驗(yàn)算

表4 荷載工況組合列表

全預(yù)應(yīng)力混凝土梁正截面抗裂驗(yàn)算需滿足在0.85 倍預(yù)應(yīng)力效應(yīng)的情況下，作用短期效應(yīng)組合的截面應(yīng)力均為壓應(yīng)力。驗(yàn)算組合如下所示：

a. 自重荷載（一期+ 二期）+0.85 預(yù)應(yīng)力效應(yīng)+0.7 汽車荷載+整體升溫+0.8 梯度升溫+收縮徐變+支座沉降。

b. 自重荷載（一期+ 二期）+0.85 預(yù)應(yīng)力效應(yīng)+0.7 汽車荷載+整體降溫+0.8 梯度降溫+收縮徐變+支座沉降。

組合作用下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力如圖11 所示。

圖11 不同組合工況下結(jié)構(gòu)應(yīng)力圖（單位：MP a）

由圖11 可以看出，在兩種組合下的結(jié)構(gòu)截面上、下緣應(yīng)力均為壓應(yīng)力，沒有出現(xiàn)拉應(yīng)力的情況，滿足規(guī)范正截面抗裂要求。

（2）斜截面抗裂驗(yàn)算

全預(yù)應(yīng)力混凝土梁斜截面抗裂驗(yàn)算需對(duì)構(gòu)件的斜截面混凝土主拉應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，在短期效應(yīng)組合作用下需要滿足σtp≤0.4 ftk=0.4×2.85=1.14 MPa。驗(yàn)算組合如下所示：

a.自重荷載（一期+ 二期）+ 預(yù)應(yīng)力效應(yīng)+0.7 汽車荷載+ 整體升溫+0.8 梯度升溫+ 收縮徐變+ 支座沉降。

b.自重荷載（一期+ 二期）+ 預(yù)應(yīng)力效應(yīng)+0.7 汽車荷載+ 整體降溫+0.8 梯度降溫+ 收縮徐變+ 支座沉降。

組合作用下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力如圖12 所示。

由圖12（a）可以得知組合①作用下的主拉應(yīng)力為0.89 MPa；由圖12（b）可知組合②作用下的主拉應(yīng)力為0.94 MPa。兩種組合作用下的主拉應(yīng)力最大值均小于規(guī)范要求值1.14 MPa，滿足規(guī)范斜截面抗裂要求。

（3）持久狀態(tài)下構(gòu)件應(yīng)力驗(yàn)算

對(duì)主梁進(jìn)行主壓應(yīng)力驗(yàn)算時(shí)，在標(biāo)準(zhǔn)組合作用下的主壓應(yīng)力最大值需要滿足σcp≤0.6fck=0.6×38.5=23.1 MPa，由表4 中工況7 和工況8 得應(yīng)力如圖13 所示。

圖12 不同組合工況下結(jié)構(gòu)主拉應(yīng)力圖（單位：MP a）

圖13 不同工況下結(jié)構(gòu)主壓應(yīng)力圖（單位：MP a）

圖13（a）主壓應(yīng)力最大值為16.77 MPa；圖13（b）主壓應(yīng)力最大值為11.20 MPa；圖13（c）主壓應(yīng)力最大值為10.33 MPa；圖13（d） 主壓應(yīng)力最大值為7.84 MPa。可以看出，全橋截面沒有出現(xiàn)拉應(yīng)力，只存在壓應(yīng)力，不同工況作用下截面的最大主壓應(yīng)力均符合規(guī)范規(guī)定的要求。

5 結(jié) 論

隨著我國橋梁技術(shù)的快速發(fā)展，節(jié)段預(yù)制拼裝施工開始逐漸成為預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁的主要施工方法之一。文中結(jié)合鄭州西四環(huán)節(jié)段預(yù)制膠接拼裝連續(xù)梁橋項(xiàng)目通過有限元軟件MIDAS Civil 對(duì)節(jié)段拼裝梁橋的力學(xué)性能進(jìn)行了模擬分析，得出如下結(jié)論。

（1）節(jié)段預(yù)制拼裝梁橋靜力學(xué)分析中采用微小長(zhǎng)度單元模擬膠體并忽略接縫處其他構(gòu)造因素將其作為整體考慮的方法是可行的。

（2）以鄭州西四環(huán)節(jié)段預(yù)制膠接拼裝連續(xù)梁橋?yàn)楣こ瘫尘埃瑢?duì)橋梁施工過程中的受力進(jìn)行計(jì)算分析，其全橋截面應(yīng)力在施工過程中均為壓應(yīng)力，通過運(yùn)營(yíng)階段受力分析，該節(jié)段拼裝梁橋在不同荷載組合工況作用下受力合理，滿足規(guī)范要求。