索塔下橫梁分層澆筑工況下的預應力體系優化分析

摘要：文章以武宣黔江特大橋主橋工程為例，針對其下橫梁現澆支架設計方案，提出三種預應力優化方案，并采用Midas Civil軟件進行靜力計算對比分析，驗證了下橫梁采用分層澆筑、預應力分階段張拉優化方案的可行性。

關鍵詞：下橫梁；分層澆筑；預應力

中圖分類號：U445 A 35 124 4

0 引言

索塔下橫梁通常采用落地支架分兩層進行澆筑，在澆筑第二層混凝土期間，第一層混凝土與支架共同承擔荷載，由于混凝土剛度較支架鋼結構大，因此第二層的荷載首先由下橫梁第一層混凝土承擔，其次由支架承擔。基于橫梁支架的結構設計，需要對已成型的下橫梁第一層進行部分預應力先張，使得在第二層澆筑期間，第一層混凝土處于非受拉狀態。本文通過Midas Civil軟件建模進行靜力分析，優化下橫梁預應力施工順序。

1 工程概況

武宣黔江特大橋主橋采用（56+48+87+618+87+48+56）m雙塔雙索面混合梁斜拉橋，長1 000 m，寬31 m。斜拉橋主跨618 m跨越黔江主航道。主跨主梁采用鋼箱梁，邊跨主梁采用混凝土梁。主橋索塔采用鉆石型索塔。索塔基礎為承臺接鉆孔灌注樁基礎。6#、7#索塔塔身構造相同，采用鉆石形索塔。索塔塔身高213 m，其中下塔柱（塔座頂部至下橫梁中心線）高49 m，下橫梁長44.598 m，寬8 m，厚8 m，采用混凝土為C50。單個索塔下橫梁一共設置68根15-22型預應力鋼束，采用22s15.2 mm高強低松弛鋼絞線，其抗拉標準強度fpk=1 860 MPa，張拉控制應力σcon=0.72fpk=1 339.2 MPa，其結構如圖1所示，預應力布置如圖2所示。

2 下橫梁現澆支架

主塔下橫梁現澆采用預埋牛腿支架+落地大鋼管支架。主塔下橫梁跨中部分澆筑支撐架采用大鋼管落地支架，大鋼管支架立柱為630 mm×9 mm鋼管，鋼管平聯采用273" mm×6.5 mm圓鋼，斜撐采用152 mm×6 mm圓鋼。牛腿上橫梁為HW400 mm×408 mm×21/21型鋼。牛腿下支撐點通過預埋盒子，后內插厚鋼板作為支撐結構。斜撐采用雙拼工鋼Ⅰ45a，豎撐采用雙拼32b槽鋼，兩牛腿支撐架間通過焊接圓鋼152 mm×6 mm實現整體穩定（見圖3）。下橫梁高8 m，寬8 m，分兩層進行澆筑［1］，第一層澆筑4 m，第二層澆筑4 m。

3 索塔下橫梁預應力優化計算分析

3.1 預應力優化方案

主橋橋塔下橫梁按全預應力構件進行設計。下橫梁鋼束采用公稱直徑為15.2 mm的15-22高強低松弛鋼絞線，其抗拉標準強度fpk=1 860 MPa，張拉控制應力σcon=0.72fpk=1 339.2 MPa。張拉順序在豎向為由腹板中部至上、下緣，水平向為先內后外，鋼束張拉時兩端對稱、均勻張拉，采用張拉力和引伸量雙控。

以下為三種不同方案，其中方案一鋼束同一批張拉，方案二與方案三鋼束分兩批張拉；方案一與方案二鋼束布置維持原設計；方案三基于原設計將T1、T2鋼束分別增加2束（單個下橫梁），同時新增T5鋼束4束（詳見表1～3）。

3.2 荷載工況及荷載組合

（1）結構自重：支架自重、橋塔自重及其預應力作用荷載。

（2）主梁荷載作用：主梁施工階段及成橋后對橫梁的荷載作用［2］。

（3）施工臨時荷載：施工荷載、模板荷載等臨時荷載［3］。

（4）溫度荷載：溫度荷載包括整體升溫（20 ℃）、整體降溫（-20 ℃）、索塔截面溫差（±5 ℃）。

（5）風荷載：依據《公路橋梁抗風設計規范》（JTG/TD60-01），風荷載分為百年一遇的設計基本風速和參與汽車荷載的設計風速兩種情況。百年一遇的橋位區設計基本風速為V10=24 m/s；參與汽車荷載組合時，取十年一遇的橋位區設計基本風速為V10=18.2 m/s。

（6）收縮徐變：橋塔橫梁混凝土收縮徐變按《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG 3362-2018）［4］考慮。

（7）荷載組合：根據《公路橋涵設計通用規范》（JTG

D60-2015）［5］的相關規定進行荷載基本組合、頻遇組合、準永久組合、標準組合等。

3.3 分析計算結果

3.3.1 模型的建立

武宣黔江特大橋整體模型采用Midas Civil軟件進行靜力分析［6］，索塔下橫梁采用梁單元計算分析，落地支架與下塔柱均設置為鉸接邊界條件，牛腿與塔身接觸點為固結邊界條件。見圖4。

3.3.2 正常使用極限狀態正截面抗裂驗算

圖5為三個方案在頻遇組合作用下下橫梁正截面最大拉應力分布云圖。由圖5可知，方案一最大拉應力為0.50 MPa，＞0.00 MPa，不滿足規范要求；方案二最大拉應力為0.68 MPa，＞0.00 MPa，不滿足規范要求；方案三最大拉應力為-0.35 MPa，≤0.00 MPa，滿足規范要求。

圖6為三個方案在標準組合作用下下橫梁最大壓應力分布云圖。由圖6可知：方案一最大壓應力為-11.22 MPa，≤-16.20 MPa，滿足規范要求；方案二最大壓應力為-10.76 MPa，≤-16.20 MPa，滿足規范要求；方案三最大壓應力為-11.07 MPa，≤-16.20 MPa，滿足規范要求。

3.3.3 第二層下橫梁澆筑階段抗裂驗算

圖7為第二層下橫梁澆筑階段已完成澆筑的第一層下橫梁正截面最大拉應力分布云圖。由圖7可知：方案一最大拉應力為1.30 MPa，≤1.68 MPa，滿足規范要求；方案二最大拉應力為-3.92 MPa，≤1.68 MPa，滿足規范要求；方案三最大拉應力為-3.87 MPa，≤1.68 MPa，滿足規范要求。

3.3.4 下橫梁計算結果匯總（表4）

對比方案一與方案二可知，下橫梁分兩層澆筑時若不考慮分批張拉鋼束，則澆筑第二層混凝土時，已澆筑的橫梁第一層混凝土下緣會出現較大拉應力。雖然此拉應力在限值范圍內，但安全富余度不足。

由方案二可知，下橫梁分兩層澆筑且鋼束分兩批張拉時，如維持原設計的鋼束布置，則下橫梁第二層正常使用極限狀態正截面抗裂驗算不能通過，故需調整鋼束布置。方案三為調整預應力鋼束后的方案，索塔下橫梁受力可滿足規范要求。

4 結語

由于下橫梁施工的特殊性，設計單位應充分考慮現場施工的可行性，在結合施工工藝的特點對橫梁預應力束的布置及張拉時機進行事前優化。計算分析證明，下橫梁采用分層澆筑，預應力分階段張拉的方法理論上是可行的，現場實踐證明是可操作的。

參考文獻

［1］JTG/T 3650-2020，公路橋涵施工技術規范［S］.

［2］JTG B01-2014，公路工程技術標準［S］.

［3］周水興，何兆益，鄒毅松.路橋施工計算手冊［M］.北京：人民交通出版社，2001.

［4］JTG 3362-2018，公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范［S］.

［5］JTG D60-2015，公路橋涵設計通用規范［S］.

［6］GB50017-2017，鋼結構設計標準［S］.

收稿日期：2022-12-20