架橋機剛度對節段膠拼簡支梁橋受力影響分析

趙成龍

(中鐵十九局集團第二工程有限公司 遼寧遼陽 111000)

1 引言

簡支橋梁節段膠拼施工工藝具有施工速度快、節段梁體制作質量易控制、節段重量輕、施工過程減少噪聲和灰塵等優點[1－2]，廣泛應用于城市橋梁施工中[3]，對此國內外諸多學者對該種施工技術做了大量可靠性和創新性研究[4－5]。

張雷以節段預制膠拼40＋56＋40 m預應力混凝土連續梁橋為工程背景，提出節段預制拼裝連續梁橋結構的構造措施、結構檢算技術標準、拼裝工藝要求[6]。楊繼光對節段預制膠拼主梁構造、強度、剛度等提出了總體設計方法，針對剪力鍵、臨時預應力、墩梁錨固等關鍵結構設計開展了探索研究[7]。李偉超采用有限元軟件ABAQUS對試驗簡支梁進行數值模擬，對接縫截面附近混凝土的應力狀態進行了分析[8]，并提出確保膠拼結構質量的相關建議。閆澤宇研究了節段預制拼裝UHPC梁膠接縫受力行為，提出UHPC單鍵齒膠接縫抗剪承載力遠高于相同截面尺寸平接膠接縫的抗剪承載力[9]。而針對節段膠拼簡支梁施工過程中受力性能的相關研究鮮有報道，施工過程中架橋機和主梁通過吊桿連接，架橋機和主梁為組合結構，吊裝過程中架橋機對梁段起支撐作用，張拉過程中，梁體上緣的壓應力較小，由于架橋機所恢復的變形值遠小于吊梁階段的變形值，故預應力張拉過程中吊桿對梁體存在向上的拉力，可能使梁體上緣出現拉應力，若梁體上緣開裂，對膠縫和梁體耐久性會產生不可逆的影響。拉應力與架橋機的剛度有直接關系，不同的架橋機剛度影響預應力張拉過程中的架橋機上拱值和吊桿的殘余張力，因此針對不同的架橋機剛度需要在拆吊桿前張拉相應的預應力值。本文以48 m節段膠拼簡支梁橋施工為工程背景，分析架橋機剛度對節段膠拼簡支梁預應力張拉量的影響，并對吊桿拆除前預應力張拉量的確定方法展開研究。

2 工程概況

鹽通鐵路通張段工程長江大橋南引橋緊鄰長江且墩高在50 m以上，大風等惡劣條件較多，無法采用支架法施工，且在墩高較高的情況下如采用32 m簡支梁，由于架設設備和結構跨度等因素并不經濟，故采用48 m節段預制膠接架橋機拼裝簡支箱梁[10]。

梁體為單箱單室等高預應力混凝土簡支箱梁，梁體采用C60混凝土，梁頂寬12.2 m、底寬6.2 m，梁高為4.0 m。跨中截面頂板厚0.32 m、底板厚0.35 m，腹板厚0.5 m；支點附近頂板厚0.406 m、底板厚0.687 m，腹板厚0.769 m。簡支梁結構如圖1、圖2所示[11]。箱梁縱向預應力鋼束采用15-7?5鋼絞線，橫截面布置如圖3所示。設計張拉順序為N4-N7-N3-N8-N5-N6-N2-N1。

圖1 48 m簡支梁立面(單位:mm)

圖2 跨中/支點橫截面(單位:mm)

圖3 預應力束布置

箱梁節段選用長線短線結合匹配法進行預制，采用架橋機吊裝各梁段并精準定位后進行涂膠。涂膠后張拉臨時預應力確保截面上有0.30～0.60 MPa的壓應力，然后張拉永久預應力、灌漿錨固后拆除架橋機。48 m簡支梁采用TJ1600型架梁機節段拼裝施工。由于橋墩較高、風荷載較大，架橋機主梁采用桁架結構，以減少風荷載的影響。架橋機主要由主框架、1～4號支腿、1臺主天車、1臺輔助天車、吊掛、附屬結構、液壓系統、電氣系統等部分組成[12]。架橋機結構構造如圖4所示。

圖4 架橋機結構(單位:mm)

3 有限元分析模型

綜合考慮架橋機、吊桿、梁體共同作用建立簡支梁膠拼施工全過程仿真分析有限元模型。架橋機桿件和節段膠拼簡支梁采用空間梁單元模擬，吊桿采用空間桁架單元模擬，膠縫采用長度較小的梁單元模擬，膠縫單元在涂膠階段激活。有限元模型包含1 071個節點，2 490個單元。整體模型按照現場施工順序分為架橋機拼裝、吊裝梁段、涂膠、按設計順序逐束張拉鋼束、拆除吊桿、拆除架橋機等施工階段，整體有限元模型如圖5所示。

圖5 48 m簡支梁＋架橋機整體有限元模型

在架橋機剛度不同條件下，張拉過程中吊桿作用在梁體上的力也不同，故對架橋機剛度進行調整，分析架橋機剛度對節段膠拼簡支梁預應力鋼束逐束張拉過程中梁體受力影響，剛度分別取現場架橋機剛度的10%、20%、30%…100%、200%、300%…1 000%。

4 分析結果

由于風荷載引起的動力作用可能會在膠縫處引起拉應力，故張拉過程中其控制條件為膠縫處壓應力不得小于0.5 MPa；考慮到臨時預應力在永久預應力張拉后拆除，故張拉過程中不得出現拉應力，且梁體下緣的壓應力小于20 MPa。

為表達更清晰，分別列出架橋機剛度折減和剛度增加兩種情況下的梁體上緣應力，如圖6所示(應力以受拉為正、受壓為負；剛度比為架橋機計算剛度/實際剛度)。

圖6 梁體上緣應力

梁體下緣應力如圖7所示。

圖7 梁體下緣應力

可以看出:

(1)隨著架橋機剛度增加，在張拉同一鋼束的情況下，梁體上緣壓應力逐漸增加，在剛度比較小時變化趨勢較大，剛度比大于4倍以上時，變化趨于平緩。

(2)架橋機剛度較小時，上緣應力部分出現拉應力，在現場實際架橋機60%剛度以上情況下，梁體上緣基本處于受壓狀態。

(3)在剛度比小于70%的情況下，張拉N1鋼束時，上緣壓應力減小；在剛度比大于100%之后，梁體上緣壓應力隨著鋼束張拉數量的增加而增大。

(4)在剛度比小于70%的情況下，張拉N1鋼束時梁體下緣壓應力大于20 MPa，90%剛度比時的下緣壓應力為19.1 MPa；考慮臨時預應力的作用，也同樣接近20 MPa限值。故架橋機剛度降低對梁體下緣應力影響較大。

(5)現場實際采用的架橋機梁體上緣未出現拉應力且下緣壓應力小于20 MPa，既經濟又保證了結構承載力，說明架橋機設計合理。

綜上，在架橋機懸吊梁體張拉預應力階段，為避免梁體截面上緣出現拉應力而導致梁體、膠縫開裂及下緣壓應力超限，可適當增加架橋機剛度。

5 拆吊桿前鋼束張拉量確定方法

張拉過程中采用兩種方案控制預應力張拉量和梁體應力。

5.1 實時放松吊桿方案

張拉過程中采用位移控制，建立僅考慮施工階段的模型，分析跨中在自重和預應力共同作用下的位移為＋28.3 mm，故張拉過程中按照張拉鋼束數量分批控制梁體上拱值，張拉鋼束數量按總數的20%、40%、…100%進行控制，對應的梁體上拱控制值按張拉鋼束百分比取值。在張拉過程中分批次對梁體標高測點進行控制性測量，若超過該分級上拱限值時需實時放松吊桿，放松量為實測變形值－本級控制值。

5.2 一次性拆除吊桿方案

本方案需要基于精確的有限元計算，鑒于建立架橋機和箱梁的組合模型較為繁瑣，故建立兩種簡化的有限元模型進行分析。

(1)模型一:自重由架橋機承擔。該模型不考慮梁體結構自重，梁體自重全部由架橋機承擔，不考慮張拉預應力過程中梁體上拱對架橋機產生的卸載作用。在預應力作用下，主要控制梁體上緣應力，在考慮預應力產生的上拱造成架橋機卸載部分自重由梁體承擔后，梁體上緣實際壓應力將大于計算值。由于未考慮自重作用，混凝土不出現拉應力的限值可適當放寬，根據有關文獻，施工過程中混凝土最大拉應力不得超過0.7fct，可保證梁體上緣不開裂。

(2)模型二:自重完全由預應力承擔。該模型不考慮架橋機作用，按設計順序張拉預應力鋼束，分析各張拉階段梁體下緣應力。在拆除吊桿之前，梁體下緣不得出現拉應力且需有一定的壓應力儲備。

對比實時放松吊桿方案和一次性拆除吊桿方案，前者較適合節段膠拼簡支梁橋的預應力張拉過程控制，但放松吊桿需按從跨中到支點以拋物線的分布形式進行。分級較多的情況下，現場工作量較大，施工工藝相對復雜。一次性拆除吊桿方案在進行有限元分析時工作量相對較大，但施工過程相對簡單，放松吊桿時也可留有余地，不完全拆除吊桿可為施工過程提供安全保障。

本橋按照一次性拆除吊桿方案進行施工，表1為兩種模型下各張拉階段應力狀態。

表1 兩種模型張拉階段梁體應力分析結果 MPa

由表1可知，模型一在張拉至N6鋼束之前梁體上緣拉應力變化不大，均小于1.0 MPa，且實際張拉過程中自重會逐漸施加于結構之上，所以實際結構中不會出現模型一中的拉應力。模型二在張拉到N8后下緣才有一定的壓應力儲備。故實際施工時可選擇張拉完成N8、N5或N6后拆除吊桿三個方案，考慮到張拉到N6后上緣應力變化不大，且結構有較大承載力，故可選擇N6張拉完成后拆除吊桿。

6 結論

本文對48 m節段膠拼簡支梁橋預應力張拉過程中的梁體應力進行研究，分析架橋機剛度對張拉過程中梁體上下緣應力的影響。根據分析結果，得出結論如下:

(1)架橋機剛度對張拉過程中的梁體應力有一定影響，在架橋機剛度較小的情況下，梁體上緣出現較大拉應力，下緣出現了較大的壓應力。建議適當增加架橋機剛度以提高節段膠拼簡支梁施工質量，確保膠縫強度。

(2)本橋節段拼裝過程中采用的架橋機結構合理，剛度適宜，從分析結果看，本橋在拼裝過程中梁體上緣一直處于受壓狀態且下緣壓應力未超限值。

(3)提出實時放松吊桿和一次性拆除吊桿方案，并針對一次性拆除吊桿方案提出兩種分析模型來保證節段拼裝過程中的梁體上下緣應力不超過規范限值。

(4)研究一次性拆除吊桿方案預應力張拉過程中兩種模型梁體應力變化規律，并對比分析拆除吊桿前的預應力張拉量確定方法，避免了梁體及膠接縫開裂，可為后續節段膠拼簡支梁橋設計和施工提供參考依據。