孫 波，蔣 鑫

（1.湖南交通國(guó)際經(jīng)濟(jì)工程合作有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410005； 2.湖南省交通科學(xué)研究院有限公司，湖南長(zhǎng)沙 410015）

0 引言

頂推施工法因其施工設(shè)備簡(jiǎn)單、施工機(jī)械化程度高、對(duì)周邊環(huán)境干擾少等優(yōu)點(diǎn)，在世界范圍內(nèi)被廣泛運(yùn)用。但由于施工過(guò)程中受力的特殊性，也使得它的應(yīng)用受到很大的限制，同時(shí)也給設(shè)計(jì)帶來(lái)很大的問題。在頂推過(guò)程中，每個(gè)斷面都要周期性交替地經(jīng)歷跨中與墩頂?shù)倪^(guò)程，因此各個(gè)斷面既要承受正彎矩，還要承受負(fù)彎矩與剪力。對(duì)超靜定結(jié)構(gòu)、支座變位、溫度變化等將使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生二次應(yīng)力，這些臨時(shí)應(yīng)力又與運(yùn)營(yíng)狀態(tài)時(shí)的應(yīng)力有很大不同，因此混凝土PC箱梁在頂推過(guò)程中開裂現(xiàn)象十分嚴(yán)重，應(yīng)引起重視。

本文以某帶翼緣非對(duì)稱PC箱梁為研究對(duì)象，計(jì)算分析其在頂推過(guò)程中主梁受力規(guī)律，并針對(duì)性地提出加固改造措施，類似經(jīng)驗(yàn)可為同類型工程提供借鑒。

1 工程概況

本文依托工程為主跨 （40＋50＋40）m類雙層帶翼緣預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁。箱主梁采用雙箱單室斜腹板截面。箱梁頂寬3.852～3.7 m（其中在與匝道相接處兩側(cè)各留60 cm后澆帶），梁高3.8 m；箱梁頂懸臂板長(zhǎng)分別為5.15、4 m，端部厚30、40 cm，根部厚65 cm；箱梁底板懸臂板長(zhǎng)3.97 cm，端部厚18 cm，根部厚40 cm；箱梁頂、底板厚均為30 cm，腹板厚85 cm；在箱梁的支點(diǎn)處均設(shè)置了橫梁，邊支點(diǎn)橫梁厚1.5 m，中支點(diǎn)橫梁厚2.0 m。

主梁頂推施工實(shí)施單點(diǎn)頂推，頂推縱坡為0.3%，頂推啟動(dòng)裝置安裝在E4墩頂頂部。頂推施工前，在主墩E4后側(cè)設(shè)置臨時(shí)墩1～臨時(shí)墩8，在主墩E3～E4墩中間設(shè)置臨時(shí)墩9，在主墩E2～E3墩中間設(shè)置臨時(shí)墩10～臨時(shí)墩12，以縮短頂推跨徑，各跨組合跨徑為 （14.75＋8.5＋16＋8.75＋18＋12.25＋8＋10＋38＋12＋10＋10＋10）m。在施工過(guò)程中，本橋的臨時(shí)墩既為主梁澆筑過(guò)程提供了支撐平臺(tái)，又減少了主梁的頂推跨徑，起到雙重作用。具體流程如圖1、圖2所示。

圖1 頂推過(guò)程示意圖Figure 1 Schematic diagram of the push process

圖2 落梁示意圖Figure 2 Schematic diagram of the drop beam

2 有限元模型建立

因連續(xù)梁在頂推過(guò)程中，各截面彎矩值呈動(dòng)態(tài)交替變化，且影響主梁內(nèi)力因素較多，很難求得精確的解析解，故工程上多使用有限元軟件對(duì)頂推過(guò)程進(jìn)行模擬，獲得其有限元近似解。

使用ANSYS建立該橋有限元模型，鋼導(dǎo)梁部分的鋼管連接部分采用beam3單元模擬，其余部分采用SHELL63單元模擬；主梁的混凝土部分采用SOLID65單元模擬，剪力墻部分采用SHELL63模擬，預(yù)應(yīng)力鋼束和預(yù)埋鋼筋采用LINK10單元模擬，在鋼導(dǎo)梁和主梁連接處，應(yīng)用約束方程法將實(shí)體單元與殼單元的共用節(jié)點(diǎn)進(jìn)行自由度耦合。網(wǎng)格劃分采用六面體掃掠劃分，全橋有限元模型共劃分54 440個(gè)單元，70 700個(gè)節(jié)點(diǎn)，其中有50 908個(gè)實(shí)體單元，272個(gè)殼單元，8 680個(gè)梁?jiǎn)卧?68個(gè)桿單元。SOLID65單元與LINK10單元通過(guò)共用節(jié)點(diǎn)來(lái)保證其共同受力；在有支撐反力的橋墩處，施加豎向約束和橫向約束；在最后一個(gè)橋墩處施加水平約束，使結(jié)構(gòu)保持為幾何不變體系，采用工作平面切分體的方法準(zhǔn)確模擬了預(yù)應(yīng)力束的空間線型，預(yù)應(yīng)力初拉力采用初應(yīng)變法施加。

所有豎向支承（包括各永久墩和臨時(shí)墩），均采用“一般約束”進(jìn)行模擬，同時(shí)在主梁最前端施加水平約束DX（橋的縱向），采用“墩動(dòng)梁不動(dòng)”的方法模擬其頂推過(guò)程，有限元模型如圖3所示。

圖3 全橋及鋼導(dǎo)梁有限元模型Figure 3 Finite element model of full bridge and steel guide beam

3 有限元計(jì)算結(jié)果

提取鋼導(dǎo)梁及混凝土箱梁在頂推過(guò)程中變形及應(yīng)力結(jié)果，結(jié)果如圖4所示。

提取頂推時(shí)最大正彎矩工況下導(dǎo)梁及混凝土主梁應(yīng)力結(jié)果，有限元應(yīng)力云圖如圖5～圖8所示。

計(jì)算結(jié)果表明：

a.鋼導(dǎo)梁在頂推過(guò)程中，結(jié)構(gòu)最大豎向下?lián)蠟?6 mm，發(fā)生工況為導(dǎo)梁前端剛到臨時(shí)墩9；導(dǎo)梁前端向上最大撓度為49.1 mm，發(fā)生工況為導(dǎo)梁最前端剛過(guò)臨時(shí)墩10，在導(dǎo)梁最大正彎矩工況，其根部附近區(qū)域的Von mises等效應(yīng)力約132 MPa，結(jié)構(gòu)變形及強(qiáng)度能滿足規(guī)范要求。

圖4 鋼導(dǎo)梁頂推過(guò)程中豎向變形曲線圖 （單位：mm）Figure 4 Vertical deformation curve of steel guide beam during pushing（Unit：mm）

圖5 導(dǎo)梁Von Mises等效應(yīng)力云圖 （單位：MPa）Figure 5 Von Mises equivalent stress of the guide beam（Unit：MPa）

圖6 混凝土箱梁主拉應(yīng)力云圖 （單位：MPa）Figure 6 Main tensile stress of concrete box girder（Unit：MPa）

圖7 鋼混結(jié)合段主壓應(yīng)力云圖 （單位：MPa）Figure 7 Main compressive stress of steel-mixed joint section（Unit：MPa）

圖8 鋼混結(jié)合段主拉應(yīng)力云圖 （單位：MPa）Figure 8 Main tensile stress of steel-mixed joint section（Unit：MPa）

b.混凝土頂板主拉應(yīng)力絕大部分區(qū)域拉應(yīng)力小于1 MPa，所有區(qū)域小于2 MPa；主壓應(yīng)力絕大部分區(qū)域壓應(yīng)力小于5 MPa，所有區(qū)域小于7 MPa；順橋向應(yīng)力絕大部分區(qū)域?yàn)閴簯?yīng)力且小于5 MPa，只有梁端部分有拉應(yīng)力但小于1 MPa。

c.混凝土底板主拉應(yīng)力在箱梁和導(dǎo)梁連接部位下部出現(xiàn)局部應(yīng)力集中現(xiàn)象，且約2／3面積的拉應(yīng)力大于2 MPa，順橋向主應(yīng)力在箱梁和導(dǎo)梁連接部位的下部出現(xiàn)局部應(yīng)力集中現(xiàn)象。且1／2面積的拉應(yīng)力大于3 MPa。

d.腹板下部靠近梁端出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，腹板下部應(yīng)力大于2.5 MPa的區(qū)域占腹板面積接近1／3。

根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果可知，在頂推過(guò)程中，在主梁混凝土底板、鋼混結(jié)合段、腹板下部靠近梁端位置由于受局部外力作用，有較大面積應(yīng)力超標(biāo)現(xiàn)象，混凝土存在開裂可能，影響結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及耐久性，為保證結(jié)構(gòu)在日后正常運(yùn)營(yíng)，需對(duì)應(yīng)力集中區(qū)域進(jìn)行優(yōu)化加固。

4 優(yōu)化方案及優(yōu)化后對(duì)比計(jì)算結(jié)果

為改善主梁與導(dǎo)梁連接部位的受力，對(duì)主梁施加體外縱向預(yù)應(yīng)力，預(yù)應(yīng)力采用公稱直徑15.2 mm的預(yù)應(yīng)力鋼絞線，張拉控制應(yīng)力為1 395 MPa，預(yù)應(yīng)力布置位置如圖9所示。

圖9 體外預(yù)應(yīng)力布置示意圖 （單位：mm）Figure 9 Schematic diagram of external prestressing arrangement（Unit：mm）

在原有有限元模型基礎(chǔ)上，根據(jù)加固方案，使用Link10三維桿單元模擬體外預(yù)應(yīng)力束，Solid65和Shell63單元模擬錨固裝置，優(yōu)化后有限元模型如圖10、圖11所示。

圖10 體外預(yù)應(yīng)力有限元模型Figure 10 External prestressed finite element model

圖11 錨固區(qū)有限元模型Figure 11 Anchorage zone finite element model

提取加固優(yōu)化后鋼導(dǎo)梁及混凝土箱梁在頂推過(guò)程中結(jié)果，并與優(yōu)化前結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖12～圖15所示。

圖12 導(dǎo)梁Von Mises等效應(yīng)力云圖 （單位：MPa）Figure 12 Von Mises equivalent stress of the guide beam（Unit：MPa）

圖13 混凝土箱梁主拉應(yīng)力云圖 （單位：MPa）

Figure 13 Main tensile stress of concrete box girder

（Unit：MPa）

圖14 鋼混結(jié)合段主拉應(yīng)力云圖 （單位：MPa）Figure 14 Main tensile stress of steel-mixed joint section（Unit：MPa）

優(yōu)化前后對(duì)比計(jì)算結(jié)果表明：

a.鋼導(dǎo)梁在頂推過(guò)程中，其根部附近區(qū)域的Von mises應(yīng)力約91.4 MPa，較優(yōu)化前132 MPa下降40.6 MPa，降幅30.76%。

圖15 鋼混結(jié)合段主壓應(yīng)力云圖 （單位：MPa）Figure 15 Main compressive stress of steel-mixed joint section（Unit：MPa）

b.混凝土頂板主拉應(yīng)力絕大部分區(qū)域拉應(yīng)力小于0.6 MPa，所有區(qū)域小于0.9 MPa；主壓應(yīng)力大部分區(qū)域壓應(yīng)力小于2 MPa，所有區(qū)域小于3 MPa；順橋向應(yīng)力絕大部分區(qū)域?yàn)閴簯?yīng)力且小于8.99 MPa。

c.混凝土底板主拉應(yīng)力在箱梁和導(dǎo)梁連接部位下部出現(xiàn)局部應(yīng)力集中現(xiàn)象，但約3／4面積的拉應(yīng)力小于1.53MPa，順橋向主應(yīng)力在箱梁和導(dǎo)梁連接部位的下部出現(xiàn)局部應(yīng)力集中現(xiàn)象。但3／4面積的拉應(yīng)力小于1.53 MPa。

d.腹板下部靠近梁端出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，但應(yīng)力大于2.5 MPa的區(qū)域只占腹板面積1／10左右，大部分區(qū)域應(yīng)力小于1.53 MPa。

施加體外縱向預(yù)應(yīng)力后，混凝土主梁與鋼導(dǎo)梁連接位置拉應(yīng)力峰值顯著降低，高拉應(yīng)力區(qū)域面積明顯減小，絕大部分區(qū)域最大拉應(yīng)力均小于1.53 MPa，體外縱向預(yù)應(yīng)力的施加改善了鋼混結(jié)合段的受力，起到了良好的效果。

5 結(jié)論

本文以類雙層PC箱梁為研究對(duì)象，建立該橋ANSYS有限元模型，分析了該橋頂推施工過(guò)程中主梁受力規(guī)律，根據(jù)計(jì)算結(jié)果提出了加固優(yōu)化方案并進(jìn)行了優(yōu)化前后對(duì)比分析，可得到以下結(jié)論：

a.混凝土箱梁在頂推過(guò)程中，由于局部承壓、截面拉壓應(yīng)力交替顯現(xiàn)等因素，混凝土箱梁與鋼導(dǎo)梁結(jié)合段等薄弱位置易出現(xiàn)應(yīng)力集中，導(dǎo)致應(yīng)力超標(biāo)引起開裂，實(shí)際工程中應(yīng)引起高度重視。

b.通過(guò)配置體外縱向預(yù)應(yīng)力，可改善鋼混結(jié)合段受力，頂推過(guò)程中混凝土最大拉應(yīng)力均有明顯降低，鋼混結(jié)合段應(yīng)力集中現(xiàn)象得到緩解，拉應(yīng)力峰值降至1.53 MPa以內(nèi)，布置體外預(yù)應(yīng)力是一種效果優(yōu)良的加固方式。