大跨鐵路斜拉橋下橫梁自承式施工參數(shù)分析

李 濤，黃媛媛，覃 早，占玉林，邵俊虎

(1.中國鐵路成都局集團(tuán)有限公司,成都 610082; 2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都 610031; 3.中鐵二局第五工程有限公司,成都 610091; 4.成都大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院,成都 610106)

1 研究背景

隨著鐵路橋梁建設(shè)技術(shù)的發(fā)展,現(xiàn)代斜拉橋技術(shù)在鐵路橋梁中得到了廣泛應(yīng)用,且橋梁跨徑也呈現(xiàn)逐漸增加的趨勢。隨著橋梁跨徑增大,索塔越來越高,體積也越來越大,施工難度隨之增加。斜拉橋索塔下橫梁為關(guān)鍵受力構(gòu)件,其構(gòu)造復(fù)雜,運(yùn)營階段中需要承受來自主梁的支座反力,在荷載作用下容易出現(xiàn)裂縫,因此橫梁施工質(zhì)量的好壞直接決定了索塔的使用功能[1]。根據(jù)塔柱和下橫梁施工的優(yōu)先順序分為塔梁同步和異步施工[2-5],一般采用支架法施工,支架基礎(chǔ)設(shè)置在已施工完成的索塔承臺之上[6-7]。在支架上澆筑下橫梁混凝土?xí)r,常用的方法有一次澆筑法和自承式施工法[8-13],見表1。一般來說,對于高度不大于5 m的橫梁多采用一次澆筑,高度大于5 m的橫梁多采用自承式施工法[14]。一次澆筑法比較簡單,施工周期短,梁段受力簡單。但當(dāng)下橫梁混凝土方量和高度都較大時(shí),該方法將面臨諸如布料困難、不利于振搗、橫梁變形較大等問題,這對于橫梁在施工中的變形與受力控制均比較不利。常規(guī)的解決方案是增大支架的剛度,但過度增大支架的剛度會導(dǎo)致支架臨時(shí)結(jié)構(gòu)的造價(jià)急劇增高。為解決上述問題,一般采用自承式方法施工橫梁,該方法原理是利用先澆的下橫梁與塔身一起形成門式剛架,可分?jǐn)偟诙螡仓拇蟛糠趾奢d,克服了一次澆筑橫梁帶來的一系列問題。常用的自承式施工方法有2次澆筑、1次張拉和2次澆筑、2次張拉工藝[15-18]。

現(xiàn)有文獻(xiàn)中對橫梁自承式施工方法的施工工序已有較詳細(xì)的研究,但施工時(shí)橫梁的分層高度及支架剛度對橫梁內(nèi)力以及變形的影響尚未見系統(tǒng)研究。因此,以明月峽長江大橋?yàn)橐劳泄こ?建立了橫梁自承式施工的雙單元模型,模擬橫梁的施工全過程,并對橫梁自承式施工時(shí)分層高度和支架剛度對橫梁效應(yīng)的影響進(jìn)行了研究,以期為橫梁施工與設(shè)計(jì)提供參考。

2 工程概況

明月峽長江大橋位于長江上游重慶市南岸區(qū)廣陽鎮(zhèn)玉泉村。大橋南北走向一跨過江,橋北為重慶市渝北區(qū),橋南為重慶市南岸區(qū),本橋設(shè)計(jì)受地形、河流、通航控制。橋式為雙層四線鋼桁斜拉橋,孔徑布置為(62.5+125+425+175+75) m,橋梁全長為877.8 m,南北邊跨分別設(shè)置一個(gè)輔助墩。上層為預(yù)留客運(yùn)專線、下層為重慶東環(huán)線雙線鐵路。

2.1 索塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

明月峽長江大橋?yàn)殡p塔不對稱鋼桁斜拉橋,其中2號索塔為189.5 m,3號索塔為203 m。索塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)為花瓶形,由塔冠、上塔柱、中塔柱、下塔柱、上橫梁、中橫梁和下橫梁等部分組成。3號索塔下塔柱高65.5 m,底部5 m高度范圍內(nèi)為實(shí)體段,其余部分為單箱單室空心截面;中塔柱高81 m,采用單箱單室空心截面;上塔柱高(含塔冠高度3 m)為56.5 m,采用單箱單室空心截面,在上塔柱內(nèi)設(shè)置斜拉索錨塊。3號索塔一般構(gòu)造示意見圖1。

圖1 索塔、橫梁一般構(gòu)造 (單位:cm)Fig.1 General structure of cable towers and beams (unit: cm)

索塔下橫梁采用單箱單室截面,高6.0 m,寬9.5 m,橫橋向理論中心距離為31.5 m。頂板、底板、腹板厚度均為1.0 m。在每個(gè)支點(diǎn)位置設(shè)置厚度1.0m的橫隔板,共有2道。下橫梁采用C50預(yù)應(yīng)力混凝土,共布置108束15-15.2 mm預(yù)應(yīng)力鋼絞線,其中底板束36束,腹板束28束,頂板束44束。預(yù)應(yīng)力束錨下張拉應(yīng)力為1 302 MPa,所有預(yù)應(yīng)力錨固點(diǎn)均設(shè)置在塔柱外側(cè),預(yù)應(yīng)力管道采用內(nèi)徑為100 mm的金屬波紋管,錨具為M15-15型錨具,采用真空輔助壓漿工藝。

2.2 下橫梁自承式施工工藝流程

明月峽長江大橋3號索塔下橫梁采用2次澆筑、2次張拉的施工工序,施工按以下幾個(gè)階段進(jìn)行。關(guān)鍵施工階段見表2。

表2 下橫梁自承式施工工藝Table 2 Self-supporting construction technology of lower beam

(1)下橫梁支架施工。支架施工主要分為支架加工、立柱連接、連接系施工、砂筒施工四部分,采用先預(yù)制、再拼裝方式。橫梁支架立柱采用法蘭盤連接,支架立柱施工完成后,施工橫向連接系使結(jié)構(gòu)形成整體。

(2)下橫梁支架進(jìn)行預(yù)壓。在主要受力節(jié)點(diǎn)添加集中荷載,檢驗(yàn)支架受載情況,并收集支架在預(yù)壓荷載下的變形量。

(3)第一層下橫梁施工。現(xiàn)澆第一層下橫梁,待混凝土強(qiáng)度達(dá)到張拉要求,張拉下橫梁第一層預(yù)應(yīng)力束。

(4)第二層下橫梁施工。第一層預(yù)應(yīng)力張拉完成后即可進(jìn)行第二層橫梁現(xiàn)澆施工,待橫梁混凝土強(qiáng)度達(dá)到95%、彈性模量達(dá)到100%且齡期不少于10 d,進(jìn)行橫梁剩余預(yù)應(yīng)力束張拉、管道壓漿。

3 下橫梁自承式施工參數(shù)分析

本節(jié)建立了橋梁施工全過程的有限元模型,分析了下橫梁自承式施工時(shí)分層澆筑高度以及支架剛度對橫梁在施工期應(yīng)力的影響規(guī)律。

3.1 有限元模型

利用Midas/Civil對整個(gè)橋梁施工全過程進(jìn)行建模,并考慮混凝土收縮徐變效應(yīng)。索塔及主梁桁架均采用梁單元模擬,斜拉索采用僅受拉的索單元模擬,橋面系采用板單元模擬。下橫梁根據(jù)分層情況將上、下層橫梁采用雙梁單元模擬,兩者之間通過彈性連接成整體。下橫梁施工支架的剛度通過僅受壓的彈性連接模擬,下橫梁與下塔柱的連接采用彈性連接中的剛接模擬。下橫梁自承式施工模型見圖2,成橋有限元模型見圖3。

圖2 下橫梁自承式施工Fig.2 Self-supporting construction of lower beam

圖3 全橋施工完成效果Fig.3 The completed construction effect of the whole bridge

3.2 計(jì)算工況

橫梁高6 m,原設(shè)計(jì)橫梁第一層澆筑高度為3 m,為研究分層澆筑高度對橫梁效應(yīng)的影響,分別取橫梁第一層澆筑高度為1,2,3,4,5 m;為研究支架剛度對橫梁效應(yīng)的影響,支架剛度分別取值為1×107,1×106,8×105,6×105,4×105,3×105,2×105,1×105kN/m。計(jì)算工況見表3。

表3 計(jì)算工況Table 3 Calculation conditions

3.3 分析結(jié)果

在有限元模型分析中重點(diǎn)關(guān)注橫梁施工過程、開始架設(shè)主梁至成橋階段下橫梁的應(yīng)力和變形情況。由于橫梁采用全預(yù)應(yīng)力設(shè)計(jì),因此,橫梁的應(yīng)力應(yīng)滿足全截面受壓,不出現(xiàn)拉應(yīng)力,且壓應(yīng)力不超過規(guī)范限值22.68 MPa[19-20]。對表3中的40種計(jì)算工況進(jìn)行分析,分別得到了在橫梁施工全過程以及架設(shè)主梁至成橋時(shí)橫梁正應(yīng)力和變形的最大、最小值,分別見圖4～圖6,圖7給出了成橋階段橫梁的正應(yīng)力情況。其中正應(yīng)力的符號規(guī)定拉為正,壓為負(fù)。

圖4 下橫梁施工過程正應(yīng)力包絡(luò)值Fig.4 Normal stress envelope value during construction of lower beam

由圖4可知,在橫梁施工過程中,第一層澆筑高度為1,2 m時(shí),橫梁下緣將會出現(xiàn)拉應(yīng)力,不滿足橫梁的設(shè)計(jì)要求,因此,后續(xù)分析中不再對第一層澆筑高度為1 m與2 m時(shí)橫梁的應(yīng)力及變形情況進(jìn)行研究。當(dāng)支架剛度保持不變時(shí),隨著澆筑高度增大,橫梁上緣均受壓,最小壓應(yīng)力最大可減小約1.5 MPa;橫梁下緣均受壓,最小壓應(yīng)力最多增大約1.3 MPa。當(dāng)保持澆筑高度不變時(shí),支架剛度由1×107kN/m變化至2×105kN/m,橫梁的應(yīng)力基本不會變化;當(dāng)支架剛度由2×105kN/m減小至1×105kN/m時(shí),橫梁上緣最小壓應(yīng)力變化約0.1 MPa,下緣最小壓應(yīng)力變化約0.4 MPa,且有明顯拐點(diǎn)。

由圖5可知,在架設(shè)主梁至成橋過程中,當(dāng)支架剛度保持不變時(shí),隨著澆筑高度由3 m增至5 m,橫梁上緣均受壓,最小壓應(yīng)力最大可減小約3.6 MPa;橫梁下緣均受壓,最小壓應(yīng)力最多增大約1.5 MPa。當(dāng)保持澆筑高度不變,支架剛度由1×107kN/m變化至2×105kN/m時(shí),橫梁應(yīng)力基本不會變化;當(dāng)支架剛度由2×105kN/m減小至1×105kN/m時(shí),橫梁上緣最小壓應(yīng)力變化約0.3 MPa,下緣最小壓應(yīng)力變化約0.3 MPa,且有明顯拐點(diǎn)。

圖5 架設(shè)主梁至成橋階段橫梁正應(yīng)力包絡(luò)值Fig.5 Normal stress envelope values of cross beams from the erection of main beams to the completion of the bridge

由圖6可知,在橫梁施工過程和架設(shè)主梁至成橋階段,當(dāng)支架剛度保持不變時(shí),隨著澆筑高度增大,撓度逐漸減小;當(dāng)保持澆筑高度不變時(shí),支架剛度由1×107kN/m變化至2×105kN/m,橫梁撓度基本不變(不考慮1 m和2 m的情況),當(dāng)支架剛度由2×105kN/m減小至1×105kN/m時(shí),撓度增加約1 mm,且有明顯拐點(diǎn)。

圖6 下橫梁跨中變形包絡(luò)值Fig.6 Midspan deformation stress envelope values of lower beam

由圖7可知,在成橋階段,支架剛度保持不變,隨著橫梁第一層澆筑高度由3 m增至5 m時(shí),橫梁下緣最大壓應(yīng)力逐漸增大,上緣最小壓應(yīng)力逐漸減小。考慮到在后期運(yùn)營時(shí),下橫梁主要承受支座傳遞的壓力且主要表現(xiàn)為彎曲的受力特征,下緣受拉,上緣受壓。為使得橫梁在運(yùn)營階段有足夠的應(yīng)力儲備,建議第一層澆筑高度選為3 m。另外,橫梁上下兩層交界處屬于截面薄弱部分,讓交界面處于截面中性軸處也有利于提高橫梁的承載能力。

圖7 成橋階段橫梁正應(yīng)力Fig.7 Normal stress of cross beams in the bridge completion stage

綜上所述,建議在本工程中第一層澆筑高度選為3 m;支架剛度應(yīng)大于2×105kN/m。

4 結(jié)論

(1)結(jié)合本工程實(shí)際情況,當(dāng)橫梁分兩層澆筑施工,下層澆筑高度為1 m和2 m時(shí),橫梁下緣將會出現(xiàn)拉應(yīng)力,此時(shí)不能滿足規(guī)范要求;澆筑高度為3,4,5 m時(shí),在橫梁施工過程以及架設(shè)主梁至成橋階段橫梁都處于受壓狀態(tài)且壓應(yīng)力不超過規(guī)范限值,結(jié)構(gòu)受力滿足相關(guān)規(guī)范及設(shè)計(jì)要求。

(2)支架剛度保持不變,在成橋階段,當(dāng)橫梁第一層澆筑高度由3 m增至5 m時(shí),橫梁下緣最大壓應(yīng)力增大約0.5 MPa,上緣最小壓應(yīng)力減小約2 MPa。考慮到在后期運(yùn)營時(shí),下橫梁在支座反力作用下上緣受壓且下緣受拉,為使得橫梁在運(yùn)營階段有足夠的應(yīng)力儲備,建議第一層澆筑高度選為3 m。

(3)當(dāng)?shù)谝粚訚仓叨缺３植蛔?不含1 m和2 m),支架剛度由1×107kN/m變化至2×105kN/m時(shí),橫梁的正應(yīng)力和撓度基本不會變化。當(dāng)支架剛度由2×105kN/m減小至1×105kN/m時(shí),在橫梁施工過程和架設(shè)主梁至成橋過程中,橫梁上、下緣最小正應(yīng)力以及橫梁撓度會出現(xiàn)明顯拐點(diǎn),因此建議支架剛度應(yīng)大于2×105kN/m。

(4)研究了澆筑高度和支架剛度對橫梁上下緣應(yīng)力和變形的影響規(guī)律,并提出了澆筑高度和支架剛度的建議值。但對于上下兩層間存在的接觸面應(yīng)力未做分析,有待后續(xù)研究,進(jìn)一步對橫梁自承式施工過程的應(yīng)力情況進(jìn)行補(bǔ)充。