基于底板束預張拉的大跨PC連續剛構橋新型合龍技術

胡志堅 劉宇航 夏雷雷

(武漢理工大學交通與物流工程學院 武漢 430063)

高墩大跨預應力混凝土連續剛構橋合龍后,橋體將由靜定結構轉變為超靜定結構,內力與合龍前極大不同.在合龍過程中,配重是一個關鍵步驟.配重的主要作用是:確保合龍段混凝土澆筑過程中,合龍口不發生位移,保證合龍段線形平順.合龍口發生位移,底板混凝土易出現橫向裂縫,會產生安全隱患,影響施工質量.

現有研究在使用配重物時通常使用水箱或沙袋,少數情況下也使用掛籃.使用沙袋或掛籃配重時,因合龍段混凝土澆筑過程中卸載不方便或掛籃移動速度不易控制等原因,實際工程中多采用水箱配重.針對配重大小的計算,張新志等[1]描述了等重量配重法的原理,即施加與合龍段混凝土相等重量的方法,其配重大小容易確定.張謝東等[2]在合龍計算時采用等重量法配重.鄔彪紅[3]采用等彎矩配重法計算壓重,并順利合龍.朱世峰[4]提出等位移法配重,使合龍段兩端懸臂在澆注合攏段砼時不發生相對位移.李定倫[5]以水箱重量作為變量,給出等位移配重法配重與合龍段重量的理論關系式,以及三跨連續剛構橋配重的理論計算公式.趙成升等[6]選擇在水箱壓重后,臨時張拉縱向預應力束,以抵消溫度降低時梁體兩端對合龍段新澆筑混凝土的影響.但是對于地勢惡劣的施工環境或取水困難時,最好能提出一種不需要配重的合龍方式,使得合龍后成橋線形和內力滿足橋梁設計要求.

文中提出一種基于箱梁底板束預張拉的新型合龍技術,從而取消合龍配重.即提前分批張拉底板預應力束,達到與水箱配重消除合龍口位移同樣的效果.并以合龍口不發生擾動作為控制條件,通過合龍前、澆筑混凝土后以及成橋后全橋線形和應力狀態的實橋對比分析,確保使用新型合龍技術的可行性和可靠性.

1 原 理

新型合龍技術因取消配重,中跨合龍施工順序為:安裝吊架→鎖定勁性骨架→混凝土澆筑(同時預張拉部分底板鋼束)→混凝土養護→拆除勁性骨架→后續底板束張拉.變截面連續剛構橋合龍段的勁性骨架焊接后,兩懸臂間具有連接,合龍段截面剛度即為勁性骨架的整體剛度.合龍段混凝土澆筑后可將其簡化為集中荷載G作用于合龍口位置.底板預應力筋張拉后錨固于梁體上,預應力筋張拉效應可分解為兩部分:①預應力筋沿程的等效豎向荷載q;②作用于合龍束錨固點壓力T.見圖1.

圖1 梁體受力圖

計算等效豎向荷載q時,可以認為預應力束為圖2的弧線[7],取微端dL分析.

圖2 等效豎向荷載分析示意圖

得到

q=T/R

式中:T為預應力束張力;R為底板曲線半徑.

底板合龍鋼束按照底板曲線布置,此時預應力鋼束張拉后會產生上拱效應,位移效應見圖3.

圖3 位移效應示意圖

合龍口位移可使用力法進行位移求解,剪力和軸力引起的豎向撓度忽略不計.每根鋼束單獨作用于梁體時合龍口豎向位移值Δfi,濕重作用下合龍口產生的撓度為ΔfG.根據疊加法原理,合龍段混凝土澆筑時合龍口位移值Δf=∑Δfi+ΔfG.

合龍段混凝土澆注過程中同步張拉的底板鋼束選取需遵循以下原則:①選取長束,減小張拉過程中鋼束對合龍口附近塊段的劈裂效應;②選取對合龍口豎向位移影響較大的鋼束,以此減小合龍過程中所需張拉力.

2 工程應用

2.1 工程概況

某特大橋橋孔布置為90 m+2×160 m+90 m,見圖4.主橋上部結構采用變截面單箱單室箱梁,箱梁斷面采用直腹板斷面.墩頂處梁高9.4 m,合龍段及及邊墩現澆段高3.8 m,梁段高按1.8次拋物線(y=3.8+5.6x1.8/761.8)變化;跨中底板厚度為32 cm,根部底板厚度為130 cm,其間按1.8次拋物線(h=0.32+0.000 403 424x1.8)變化.主梁采用C55號混凝土;跨中底板共布置15束縱向預應力束,均用直徑15.2 mm高強度、低松弛鋼絞線,抗拉強度標準值fpk=1 860 MPa;邊跨底板縱向束為6股,中跨底板縱向束為15股;縱向鋼束張拉控制應力采用1 395 MPa;鋼束曲線與底板曲線平行,在橫截面上對稱布置.

圖4 全橋立面圖

中跨底板預應力束由15束(編號Z1～Z12、Z3’～Z5’,其中Z3～Z5與對應附加束Z3’～Z5’,各自平彎豎彎曲線一致,認為其單獨效應相同)組成,邊跨底板預應力束由6束(編號B1～B6)組成,圖5為鋼束布置圖和梁體階段編號.

圖5 中跨鋼束束布置圖

2.2 單根鋼束作用位移效應值

因濕重混凝土作用下邊跨合龍中邊跨合龍口位移僅為ΔGB=0.20 mm,位移影響很小,故本文僅分析中跨合龍段.中跨合龍口混凝土澆筑后產生的位移為ΔGZ=6.46 mm.選取14～20節段內所有底板束作為合龍用鋼束.表1為不同張拉應力下各鋼束張拉對應的合龍口位移效應值.張拉應力上限值取文獻[8]規定的鋼束最大初應力,即張拉控制應力的25%.

表1 合龍口位移效應值

2.3 合龍施工階段分析

提取混凝土澆筑完成后中跨各截面位移計算值,結果見圖6.

圖6 新型合龍技術中跨各截面位移值

由圖6可知:濕重混凝土作用下,中跨各截面均產生一定下撓,在合龍口附近下撓值最大.使用本文方法合龍,在合龍口附近基本未發生擾動.選取跨中附近四個截面作為分析對象,其位移值見表2.

表2 跨中附近截面位移變化值 單位:mm

由表2可知:若直接合龍,中跨截面均產生一定下撓值,最大為6.45 mm位于合龍口處;使用本文方法合龍,合龍口位移僅為0.09 mm,可有效消除合龍段澆筑時合龍口的擾動,減少澆筑過程對未成形混凝土的影響.

2.4 成橋累計變形

新型合龍技術施工過程中,待合龍段混凝土達到設計規定強度后,對預張拉鋼束進行放張處理[9].提取配重作用以及鋼束放張中跨各截面下撓計算值,見圖7.由圖7可知:配重產生的中跨累計下撓值遠大于放張產生的下撓值,兩者差值在墩頂處最小,越靠近合龍口越大,最大差值為17 mm.

圖7 不同作用下梁體位移值

本文方法沒有配重這一步驟,故與傳統配置合龍施工方法的累計變形值有明顯區別.本文計算得到成橋后累計位移最大差值為17.1 mm,位于圖8的3號墩大里程合龍口處.

圖8 成橋累計變形值

圖8中合龍口兩個懸臂端變形值不對稱,這是因為邊跨合龍已經完成,3號墩與4號墩所對應的受力體系不同所致.

2.5 全橋應力分析

該橋為單向三車道布置,根據文獻[10]計入橫向車道布載系數及縱向折減系數施加車道荷載.計算活載效應時,取最不利荷載工況分析,車道荷載作用下,全橋底板最大拉應力為2.48 MPa,位于跨中底板處,見圖9.由圖9可知:使用本文方法合龍,橋體經過10年收縮徐變的作用,跨中壓應力儲備為5.32 MPa,使用新型合龍技術成橋后的橋體完全滿足設計要求.相較于等位移配重法,在中跨跨中底板壓應力差值最大為0.37 MPa,見圖10.如需加大壓應力儲備,可進一步通過底板預應力束設計實現.但根據文獻[11],連續剛構橋跨中底板壓應力儲備不是越大越好,其合理范圍在2～3 MPa,從壓應力儲備角度來看,本文合龍方法優于傳統方法.

圖9 10年收縮徐變及活載作用全橋下緣應力計算值

圖10 成橋十年過程中跨中合龍段底板壓應力變化圖

3 結 論

1) 基于箱梁底板束預張拉的新型合龍技術可完全取消配重,方便施工,完全滿足設計要求.

2) 新型合龍技術在合龍過程中保持合龍口不發生擾動,減少澆筑過程對未成形混凝土的影響,保證合龍段質量.

3) 與傳統技術相比,使用新型技術合龍全橋底板壓應力沒有明顯減少,且更優于傳統方法.