賈文豪，李子奇（蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州　730070）

改變施工步驟對(duì)連續(xù)梁橋線形及應(yīng)力的影響

賈文豪，李子奇
（蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州730070）

在對(duì)一座連續(xù)梁橋進(jìn)行有限元計(jì)算時(shí)發(fā)現(xiàn)，按照設(shè)計(jì)提供的施工步驟，即在澆筑邊跨不平衡段時(shí)拆除主墩活動(dòng)墩側(cè)的臨時(shí)固結(jié)而未拆除固定墩側(cè)的臨時(shí)固結(jié)，將會(huì)出現(xiàn)成橋后累積位移邊跨不對(duì)稱的情況，不利于施工中梁體的線形控制。通過改變原設(shè)計(jì)的施工步驟，將原設(shè)計(jì)施工階段和調(diào)整后的施工階段分為2種工況，對(duì)比2種工況下累計(jì)位移和關(guān)鍵截面應(yīng)力，分析了改變施工步驟對(duì)連續(xù)梁橋應(yīng)力及位移的影響。結(jié)果表明，采用新施工步驟該橋位移和應(yīng)力滿足要求且有利于施工線形控制。

連續(xù)梁；施工步驟；臨時(shí)固結(jié)；線形；應(yīng)力

連續(xù)梁因其線形平順、行車舒適所以被廣泛的采用。在建的連續(xù)梁橋一般采用懸臂施工，其施工方法已經(jīng)較成熟。但是在施工過程中的不確定和確定因素較多，某一參數(shù)的改變或是施工階段的改變都會(huì)對(duì)橋梁的線形和受力產(chǎn)生影響。本文以一座懸臂施工的（48+80+48）m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，橋跨施工中采用懸臂澆筑不平衡梁段。在按照設(shè)計(jì)提供的施工步驟進(jìn)行有限元計(jì)算時(shí)，發(fā)現(xiàn)最后的成橋階段累積位移出現(xiàn)了不對(duì)稱的情況，初步分析可能是因?yàn)樵跐仓吙绮黄胶舛螘r(shí)，只是拆除了主墩活動(dòng)墩側(cè)的臨時(shí)固結(jié)而未拆除固定墩側(cè)的臨時(shí)固結(jié)，造成了活動(dòng)墩側(cè)的位移偏大。為方便施工和以后的線形控制，將施工步驟做出更改，并將不同施工步驟下的位移、應(yīng)力結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，分析不同施工步驟對(duì)連續(xù)梁施工應(yīng)力和成橋狀態(tài)下累計(jì)位移的影響。

1　工程概述

預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋跨徑布置為（48+80+ 48）m。主橋采用C55混土，橋跨截面采用單箱單室直腹板形式，箱梁頂板寬12.2 m，箱底寬6.7 m。全橋頂板厚42 cm，底板厚44～85 cm，腹板厚45～80 cm。梁體在支座處設(shè)置橫隔板，全聯(lián)共設(shè)置4道橫隔板，橫隔板中部設(shè)有孔洞供檢查人員通過。預(yù)應(yīng)力采用縱向、橫向及豎向三向預(yù)應(yīng)力體系?？v向預(yù)應(yīng)力鋼絞線采用抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值1 860 MPa、彈性模量195 GPa，公稱直徑15.20 mm的高強(qiáng)度低松弛鋼絞線，其技術(shù)條件符合《預(yù)應(yīng)力混凝土用鋼絞線》（GB 5224—2014）的規(guī)定。豎向預(yù)應(yīng)力采用抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值830 MPa，彈性模量為200 GPa的螺紋鋼筋（PSB830），其技術(shù)條件符合《預(yù)應(yīng)力混凝土用螺紋鋼筋》（GB/T 20065—2006）的要求?？v、橫向預(yù)應(yīng)力鋼束采用塑料波紋管成孔。普通鋼筋采用符合現(xiàn)行國家標(biāo)準(zhǔn)HPB300和HRB400鋼筋。支座采用TJQZ-LX-8361型球形鋼支座。

2　有限元建模

本橋采用掛籃懸臂施工，在單元?jiǎng)澐种忻總€(gè)墩的墩頂處為0號(hào)塊，邊跨懸臂劃分10個(gè)塊（a1—a10），其中a10是不平衡梁段，中跨懸臂劃分 9個(gè)塊（b1—b9）。邊跨直線段是a12，邊跨合龍段是a11，中跨合龍段是10a。

根據(jù)研究目的分為2個(gè)工況，工況A：按照原有設(shè)計(jì)提供的施工順序進(jìn)行有限元模型的施工階段劃分，在澆筑不平衡段前只是拆除了主墩活動(dòng)墩側(cè)的臨時(shí)固結(jié)。工況B：在工況A劃分的施工階段的基礎(chǔ)上進(jìn)行修改，即在澆筑不平衡段前已經(jīng)拆除了主墩活動(dòng)墩側(cè)和固定墩側(cè)的臨時(shí)固結(jié)。根據(jù)這2個(gè)工況分別建立了2個(gè)有限元模型，共66個(gè)節(jié)點(diǎn)65個(gè)單元。全橋模型如圖1所示。

圖1　全橋模型

每個(gè)模型劃分43個(gè)施工階段，2個(gè)模型的施工階段劃分基本一致，只是在33施工階段有所不同，工況A在34施工階段澆筑邊跨不平衡段時(shí)主墩固定墩側(cè)的臨時(shí)固結(jié)尚未拆除，而工況B在33施工階段將主墩固定墩側(cè)的臨時(shí)固結(jié)拆除了。由于工況A和工況B 在31施工階段就已經(jīng)將主墩活動(dòng)墩側(cè)的臨時(shí)固結(jié)拆除，故工況B在34施工階段體系轉(zhuǎn)換為雙懸臂體系。

3　結(jié)果對(duì)比

主要的對(duì)比內(nèi)容包括施工階段應(yīng)力和成橋階段累積位移，由于工況A和工況B只是在33施工階段存在差異，則工況A和工況B累計(jì)位移和應(yīng)力將在33施工階段以后產(chǎn)生變化，現(xiàn)在只是研究施工階段的改變對(duì)施工應(yīng)力及成橋以后累計(jì)位移的影響，故只是進(jìn)行了33施工階段到成橋階段控制截面應(yīng)力及成橋60 d后累計(jì)位移的數(shù)據(jù)對(duì)比。針對(duì)本模型成橋狀態(tài)為42施工階段。

3.1累積位移對(duì)比

成橋狀態(tài)下，工況A和工況B邊跨和中跨的最大撓度值見表1，2種工況下42施工階段累計(jì)位移曲線見圖2。從表1可以看出，工況B施工階段下的累計(jì)位移明顯比工況A下的累計(jì)位移大。工況A施工階段產(chǎn)生的邊跨累計(jì)位移最大只有32 mm，而工況B施工階段下邊跨最大的累計(jì)位移達(dá)到72.2 mm，比工況A大40.1 mm。從圖2可以看出，工況A在42施工階段即本模型的成橋狀態(tài)產(chǎn)生的累計(jì)位移兩個(gè)邊跨不對(duì)稱，活動(dòng)墩側(cè)的位移要明顯大于固定墩側(cè)的位移，而工況B在42施工階段產(chǎn)生的累計(jì)位移是對(duì)稱的。

表1　成橋狀態(tài)下?lián)隙戎怠m

圖2　42施工階段累積位移曲線

3.2應(yīng)力對(duì)比

根據(jù)連續(xù)梁應(yīng)力監(jiān)控原理，選擇邊跨及中跨 L/2處、懸臂根處、中跨L/4處及3L/4處共9個(gè)控制截面作為施工階段應(yīng)力的對(duì)比截面。但是位移、應(yīng)力數(shù)據(jù)是對(duì)稱于中跨的，故可取控制截面的一半進(jìn)行研究分析。本文選擇的是固定墩側(cè)的控制截面，因?yàn)闊o論是工況A還是工況B，活動(dòng)墩的臨時(shí)固結(jié)在澆筑不平衡段前都是被拆除的，但是固定墩在工況B下才被解除，故固定墩作為改變墩，對(duì)比截面應(yīng)選擇固定墩側(cè)的控制截面。

分別對(duì)比控制截面在2種工況下的施工累計(jì)應(yīng)力?？刂平孛骓敗⒌装鍛?yīng)力最大值見表2，施工階段累積應(yīng)力對(duì)比圖只是選取了中跨L/2處和懸臂根處，見圖3—圖5。

表2　控制截面頂、底板應(yīng)力最大值MPa

圖3　33單元施工應(yīng)力

圖4　44單元施工應(yīng)力

圖5　49單元施工應(yīng)力

通過表2可以看出，工況A施工階段下全橋頂、底板都未出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大壓應(yīng)力為9.51 MPa出現(xiàn)在工況A施工階段下中跨L/2的底板處；工況B施工階段下中跨L/2處控制截面頂板出現(xiàn)了拉應(yīng)力1.19 MPa，最大壓應(yīng)力為11.4 MPa出現(xiàn)在工況 B施工階段下33單元的底板處。工況A和工況B截面應(yīng)力都沒有超過C55混凝土的抗壓和抗拉標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度。

4　結(jié)論

通過2個(gè)工況的對(duì)比分析，可以得出以下結(jié)論：

1）在工況B情況下即在澆筑不平衡段前主墩固定墩和活動(dòng)墩的臨時(shí)固結(jié)全部被解除，將會(huì)使成橋后的累計(jì)位移更加對(duì)稱，有利于施工和線形控制，但是累計(jì)位移也將變大。

2）工況A和工況B各截面底板都處于受壓狀態(tài)，工況B中跨L/2截面頂板出現(xiàn)拉應(yīng)力，截面應(yīng)力都未超過C55混凝土的抗壓和抗拉標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度。

3）工況B的施工階段由于可以產(chǎn)生有利于施工控制的對(duì)稱累計(jì)位移，故在實(shí)際施工中可以采用工況B的施工順序，但是由于產(chǎn)生的位移較大在施工時(shí)要采用一定的改進(jìn)措施，如加大跨中混凝土的配重。

［1］范立礎(chǔ).橋梁工程（上）［M］.2版.北京：人民交通出版社，2001.

［2］向中富.橋梁工程控制［M］.北京：人民交通出版社，2011.

［3］雷俊卿.橋梁懸臂施工與設(shè)計(jì)［M］.北京：人民交通出版社，2000.

［4］余錢華，陳焰焰.大跨度連續(xù)剛構(gòu)橋懸臂施工階段仿真分析［J］.中外公路，2010，30（3）：129-132.

［5］孫永明，榮學(xué)亮，何曉東.混凝土連續(xù)梁橋懸澆施工控制方法研究［J］.重慶交通大學(xué)學(xué)報(bào)（自然學(xué)科版），2015，34 （4）：28-33.

［6］張繼堯，王昌將.懸臂澆筑預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋［M］.北京：人民交通出版社，2005.

［7］石險(xiǎn)峰.施工方法對(duì)混凝土連續(xù)梁橋內(nèi)力及變形的影響［J］.工程力學(xué)，1998（增）：543-549.

［8］吳鴻慶，任俠.結(jié)構(gòu)有限元分析［M］.北京：鐵道出版社，2000.

（責(zé)任審編趙其文）

Influence of Changing Construction Steps on Alignment and Stress of Continuous Girder Bridge

JIA Wenhao，LI Ziqi
（School of Civil Engineering，Lanzhou Jiaotong University，Lanzhou Gansu 730070，China）

T he construction step of a continuous girder bridge was studied by using finite element analysis in this paper.T he designed construction step，which requires removal of temporary fix at the movable pier and reserving of that at the fixed pier during the cast of unbalanced segment of side spans，may result in an asymmetric cumulative displacement causing an alignment problem.T hus，the original construction was changed and it was divided into two cases.T he first is the designed construction phase，and the second is the adjusted construction phase.T he cumulative displacement and stress at critical sections in two cases were compared to analyze the effect of construction step.T he results indicate that the adjusted step contributes to a better alignment control and the displacement and stress meet requirements.

Continuous girder；Construction step；T emporary consolidation；Alignment；Stress

U445.466

A

10.3969/j.issn.1003-1995.2016.08.04

1003-1995（2016）08-0019-03

2016-01-06；

2016-05-16

賈文豪（1991— ），男，碩士研究生。