頂推施工中波形鋼腹板PC組合梁臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的合理設(shè)置

成子橋，呂貴賓，趙振東

（1.中電建路橋集團(tuán)有限公司，北京市 100048；2.中電建路橋集團(tuán)有限公司華中分公司，河南 鄭州 450000）

頂推施工中波形鋼腹板PC組合梁臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的合理設(shè)置

成子橋1，呂貴賓1，趙振東2

（1.中電建路橋集團(tuán)有限公司，北京市 100048；2.中電建路橋集團(tuán)有限公司華中分公司，河南 鄭州 450000）

為了分析波形鋼腹板PC組合梁在橋梁頂推施工過程中臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的對結(jié)構(gòu)受力的影響，確保橋梁在頂推施工過程混凝土結(jié)構(gòu)不發(fā)生破壞，以國內(nèi)第一座采用整體式頂推施工的大跨度波形鋼腹板PC組合梁為例，采用板殼實體模型詳細(xì)模擬了波形腹板組合箱梁的結(jié)構(gòu)和具體的體內(nèi)、體外預(yù)應(yīng)力，計算了分析了頂推施工最不利工況下臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的合理位置設(shè)置、預(yù)應(yīng)力大小和鋼束數(shù)量對組合梁受力的影響情況，提出確保梁體結(jié)構(gòu)安全的臨時預(yù)應(yīng)力鋼束的合理設(shè)置方法，可為同類結(jié)構(gòu)設(shè)計施工提供參考。

頂推施工；波形鋼腹板；組合梁；臨時預(yù)應(yīng)力

0　引言

頂推施工是在沿橋縱軸方向的端部設(shè)置預(yù)制場地，制作一定長度上部結(jié)構(gòu)節(jié)段梁體，然后通過水平千斤頂施加推力，將梁體向前頂推出預(yù)制場地，之后繼續(xù)在預(yù)制場進(jìn)行下一節(jié)段梁的預(yù)制，循環(huán)操作直至施工完成的一種施工方法[1]。這種施工方法在鋼橋中應(yīng)用較多，而波形鋼腹板組合梁使用這種方法施工的實例較少，國外有日本的島崎川橋[2]，國內(nèi)有鄭州市隴海路快速通道和吉安市深圳大橋[3]。波形鋼腹板組合梁一般會配置體內(nèi)預(yù)應(yīng)力束和永久體外預(yù)應(yīng)力束，其中體內(nèi)預(yù)應(yīng)力束和永久體外預(yù)應(yīng)力束一般是依據(jù)成橋后的受力狀態(tài)確定，而在頂推施工中橋梁的每個斷面都要承受正負(fù)彎矩交替作用，這時體內(nèi)預(yù)應(yīng)力束和永久體外束對結(jié)構(gòu)作用發(fā)生改變，需要額外配制臨時體外預(yù)應(yīng)力鋼束保證結(jié)構(gòu)受力安全[4]。如何布置臨時體外預(yù)應(yīng)力才能使頂推過程中結(jié)構(gòu)的受力達(dá)到最優(yōu)是一個需要詳細(xì)研究的問題。本文通過對隴海路快速通道波形鋼腹板組合梁的頂推施工過程進(jìn)行有限元建模分析，研究了臨時體外預(yù)應(yīng)力束位置變化、張拉力和數(shù)量變化對波形鋼腹板組合梁受力的影響，得到了合理臨時束布置數(shù)量，得到的結(jié)論可為同類結(jié)構(gòu)的設(shè)計施工提供參考。

1　工程背景

隴海路快速通道位于鄭州城區(qū)的西南處，西側(cè)起始于四海大道東側(cè)高架落地處，東側(cè)與隴海路跨南水北調(diào)橋順接，主要跨越臨湖路、賈峪河、常莊干渠等，全長2.093 km。其中常莊干渠段橋梁分三幅布置，分別為南北側(cè)輔道橋和主線高架橋。主線高架范圍全長940 m，共分為兩聯(lián)，跨徑布置為（9×50 m）+（9×50 m+40 m），占線路總長的45%。

主線高架上部結(jié)構(gòu)采用等高度波形鋼腹板混凝土箱梁結(jié)構(gòu)，兩幅之間斷開。單幅斷面采用單箱單室斜腹板截面，截面尺寸見圖1。波形鋼腹板采用BCSW1600型，鋼板厚度采用t=16 mm和t=20 mm兩種。鋼翼緣板除導(dǎo)梁段翼緣鋼板厚20 mm外，其余一般節(jié)段翼緣鋼板采用16 mm，與混凝土頂板采用Twin-PBL方式連接，與混凝土底板采用栓釘連接，主梁永久預(yù)應(yīng)力采用體內(nèi)、體外預(yù)應(yīng)力混合配置方式。主梁頂、底板采用C60高強度混凝土，鋼腹板采用Q345qC鋼材。

圖1　箱梁截面尺寸（單位：mm）

施工方法采用頂推法，該橋也是國內(nèi)第一座采用整體式頂推法施工的波形鋼腹板PC組合箱梁。頂推施工時，兩聯(lián)梁（YU01,YU02）分別從兩端向YP10號墩方向頂推，見圖2，本文中取YU01聯(lián)進(jìn)行建模計算。

體內(nèi)預(yù)應(yīng)力束在截面的布置形式如圖3（a）所示，體外束在每跨內(nèi)的布置形式如圖3（b）所示。體內(nèi)束規(guī)格為YM15-9（頂板束）和YM15-12（底板束），其張拉控制應(yīng)力1 302 MPa（含損失），體外束規(guī)格為YM15-27，永久體外束每跨布置4束，跨中處距底板底部0.7 m，支座處距底板底部2.6 m，在頂推過程中張拉其中2束，張拉控制應(yīng)力1 150 MPa（含損失），臨時束的具體線形、張拉控制應(yīng)力等將在后文中具體說明。

2　頂推過程中預(yù)應(yīng)力參數(shù)分析

2.1有限元模型的建立

使用通用有限元計算程序ANSYS對YU01聯(lián)波形鋼腹板組合梁進(jìn)行了有限元建模，使用SOLID65單元模擬混凝土頂?shù)装?，使用SHELL63單元模擬波形鋼腹板，使用LINK8單元模擬預(yù)應(yīng)力鋼筋。有限元模型見圖4。

波形鋼腹板鋼材選用Q345qC，容重為78.5 kN/m3，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3；頂?shù)装寤炷翗?biāo)號為C60，容重取為26 kN/m3，彈性模量3.6×104MPa，泊松比0.2；預(yù)應(yīng)力鋼絞線彈性模量為1.95×105MPa。

圖2　主線高架立面圖（單位：m）

圖3　預(yù)應(yīng)力布置形式（單位：mm）

圖4　有限元模型

本文僅針對施工階段組合梁的受力性能進(jìn)行分析，所以僅考慮自重和與預(yù)應(yīng)力的效應(yīng)。與成橋狀態(tài)相比，導(dǎo)梁前端經(jīng)過YP7墩后懸出11.4 m時（見圖5）為頂推過程中的最不利狀態(tài)，所以選取此狀態(tài)為有限元分析的計算工況。

圖5　計算工況

2.2臨時體外預(yù)束在支點錨固位置的影響

為了分析臨時體外預(yù)應(yīng)力線形對頂推過程組合梁受力的影響，現(xiàn)僅考慮臨時體外預(yù)應(yīng)力單獨作用的效應(yīng)，變化臨時體外預(yù)應(yīng)力的在支點位置的高度h（見圖6），分別取h1=1.1 m，h2=1.2 m，h3=1.3m，h4=1.4 m和h5=1.5 m進(jìn)行計算，臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)為兩束，張拉控制應(yīng)力為1 150 MPa。

圖6　臨時體外預(yù)應(yīng)力布置形式(單位：mm)

根據(jù)得到的計算結(jié)果，分別提取了頂板混凝土位置2（見圖1）處沿縱橋向的應(yīng)力分布（見圖7（a））、底板位置2處沿縱橋向的應(yīng)力分布（見圖7（c））、YP5墩頂截面頂板沿橫橋向的應(yīng)力分布（見圖7（b））和YP4墩YP5墩之間跨中截面底板沿橫橋向的應(yīng)力分布（見圖7（d））。

由圖7可以看出，h變化不影響整體受力規(guī)律，對局部位置的應(yīng)力影響較大，h越小，體外預(yù)應(yīng)力在支座頂板產(chǎn)生的壓應(yīng)力越大，在跨中底板產(chǎn)生的壓應(yīng)力也越大，h每減小0.1 m，在支點頂板約多產(chǎn)生0.03 MPa的壓應(yīng)力，在跨中底板約多產(chǎn)生0.015 MPa的壓應(yīng)力。

提取了圖1頂板位置2側(cè)波形鋼腹板中部的剪應(yīng)力（見圖8（a））、整個組合梁的撓度（見圖8（c））和二者的增量隨h變化的變化規(guī)律（見圖8（b）、圖8（d））。

圖7　混凝土板應(yīng)力分布

圖8　腹板剪應(yīng)力與組合梁撓度

由圖8看出，h越大，體外預(yù)應(yīng)力在支座附近產(chǎn)生的剪應(yīng)力絕對值越小，h每增加0.1 m，在支點附近波形鋼腹板約減少產(chǎn)生0.7 MPa的剪應(yīng)力，h變化對腹板剪應(yīng)力影響不大。臨時束單獨作用時，計算工況中組合梁每跨內(nèi)的撓度表現(xiàn)為：在靠近預(yù)制場地的一側(cè)1/3跨的范圍內(nèi)發(fā)生上撓，靠近導(dǎo)梁的一側(cè)2/3跨范圍發(fā)生下?lián)?。h越大上撓和下?lián)系姆仍叫?，圖8(b)為第二跨跨中位置下?lián)铣潭入Sh的變化規(guī)律，h每增加0.1 m，跨中撓度約增大0.02 mm。

由上述分析可以看出，臨時體外預(yù)應(yīng)力束在支點處錨固高度越低（h越?。?，混凝土的壓應(yīng)力儲備越大，但鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁的撓度也隨之增大，h在變化幅度有限的情況下對混凝土和鋼腹板應(yīng)、組合梁撓度的影響也非常有限，考慮到這些方面的因素，認(rèn)為h取1.3 m較為合適。

2.3臨時體外束張拉控制應(yīng)力的影響

臨時預(yù)應(yīng)力的張拉控制應(yīng)力對頂推過程中組合梁的受力有較大影響，為了研究不同張拉控制應(yīng)力的作用效果，僅考慮臨時體外預(yù)應(yīng)力單獨作用，將兩束臨時體外預(yù)應(yīng)力豎向幾何線形取為：跨中處距底板底部3.04 m，支座處距底板底部h= 1.3 m。變化張拉控制應(yīng)力，分別設(shè)置為s1=930 MPa、s2=1 023 MPa、s3=1 150 MPa、s4=1 209 MPa、s5= 1 302 MPa進(jìn)行計算，對應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)強度fpk=1 860 MPa的50%、55%、62%、65%、70%。

提取混凝土頂板位置2處和底板位置2處（見圖1）的縱橋向應(yīng)力（見圖9（a）、圖9（c））和YP5墩頂截面頂板沿橫橋向的應(yīng)力（見圖9（b））和YP4墩YP5墩之間跨中截面底板沿橫橋向的應(yīng)力（見圖9（d））。

由圖9可以看出，張拉控制應(yīng)力越大，臨時體外預(yù)應(yīng)力在支座頂板產(chǎn)生的壓應(yīng)力越大，在跨中底板產(chǎn)生的壓應(yīng)力也越大，張拉控制應(yīng)力每增加5%fpk，在支點頂板約多產(chǎn)生0.15 MPa的壓應(yīng)力，在跨中底板約多產(chǎn)生0.13 MPa的壓應(yīng)力。

提取了波形鋼腹板剪應(yīng)力（見圖10（a））、組合梁撓度（見圖10（c））和二者的增量隨張拉控制應(yīng)力s變化的變化規(guī)律（見圖10（b）、圖10（d）），其中剪應(yīng)力和撓度的提取位置與2.2節(jié)相同。

圖9　混凝土板應(yīng)力分布

圖10　腹板剪應(yīng)力與撓度

由圖10看出，臨時體外預(yù)應(yīng)力在支座附近產(chǎn)生的剪應(yīng)力絕對值隨張拉控制應(yīng)力的增大而增大，張拉控制應(yīng)力每增加5%fpk，在支點附近波形鋼腹板約增加1 MPa的剪應(yīng)力；計算工況中組合梁上撓和下?lián)系某潭入S張拉控制應(yīng)力的增加而增加，見圖10（d），張拉控制應(yīng)力每增加5%fpk，第二跨跨中位置下?lián)戏榷燃s減小0.03 mm。

通過上述分析可以看出，臨時體外束的張拉控制應(yīng)力越大（s越大），混凝土的壓應(yīng)力儲備越大，但同樣鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁撓度也會越大，綜合考慮上述因素，取臨時體外束張拉控制應(yīng)力為1 150 MPa。

2.4臨時體外束布置數(shù)量的影響

臨時體外束的布置數(shù)量對組合梁頂推過程中的受力性能也有較大的影響，為了得到臨時體外束布置數(shù)量的影響效應(yīng)，現(xiàn)計入所有體內(nèi)預(yù)應(yīng)力、施工過程中張拉的兩束永久體外預(yù)應(yīng)力和自重的效應(yīng)，臨時體外預(yù)應(yīng)力鋼束豎向幾何線形與3.3節(jié)相同，張拉控制應(yīng)力s=1 150 MPa，變化臨時體外預(yù)應(yīng)力鋼束的數(shù)量，從0束變化到4束，在支點截面處，各種情況下臨時預(yù)應(yīng)力橫向布置形式見圖11。

圖11　臨時體外束的橫向布置形式

提取了混凝土頂板位置2、底板位置2（見圖1）沿縱橋向的應(yīng)力（見圖12(a)、圖12(b)），YP4和YP6墩頂截面頂板應(yīng)力（見圖12(c)、圖12(d)），YP5和YP6之間跨中截面底板應(yīng)力（見圖12(e)）。

從圖12可以看出，臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)越多，支座頂板產(chǎn)生的拉應(yīng)力越小，在跨中底板產(chǎn)生的壓應(yīng)力也越大，體外預(yù)應(yīng)力每增加一根，在中支點頂板約多產(chǎn)生0.8 MPa的壓應(yīng)力，在跨中底板約多產(chǎn)生0.7 MPa的壓應(yīng)力，但對懸臂端附近混凝土應(yīng)力影響不大。

根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》（JTGD62-2004）C60預(yù)應(yīng)力混凝土的在施工的抗裂驗算時混凝土拉應(yīng)力不超過1.15 ftk= 2.85 MPa×1.15=3.27 MPa，當(dāng)不配置臨時體外束時支座頂板產(chǎn)生最大3.3 MPa的拉應(yīng)力，配置2束臨時體外束時，支座頂板混凝土最大拉應(yīng)力為3.02 MPa<3.27 MPa，滿足規(guī)范要求，配置4束時，支座頂板混凝土無拉應(yīng)力。

圖12　混凝土板應(yīng)力分布

同樣提取了波形鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁撓度（見圖13(a)、圖13(c)），以及二者隨臨時體外束數(shù)量變化的變化規(guī)律（見圖13(b)、圖13(d)）。

由圖13(a)可以看出體外預(yù)應(yīng)力的根數(shù)對支點附近的鋼腹板剪應(yīng)力有較大的影響。體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)每增加一束，在支點附近波形鋼腹板剪應(yīng)力越減小6 MPa。當(dāng)體外預(yù)應(yīng)力鋼束根數(shù)不少于2束時，波形鋼腹板最大面內(nèi)剪應(yīng)力將小于60 MPa。

圖13　腹板剪應(yīng)力與組合梁撓度

臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)變化不影響撓度的整體變化規(guī)律，對跨中撓度有一定影響。由圖13(d)可以看出，臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)越多，組合梁跨中撓度反而越大，與理論分析規(guī)律相同。臨時體外預(yù)應(yīng)力根數(shù)每增加一束，跨中撓度約增加0.2 mm。

根據(jù)上述分析，決定臨時體外預(yù)應(yīng)力布置數(shù)量的主要控制因素為支點負(fù)彎矩區(qū)混凝土頂板上緣拉應(yīng)力，當(dāng)采用公稱直徑為27-Φs15.2的體外預(yù)應(yīng)力筋，根數(shù)為2束時，支座頂板混凝土雖承受拉應(yīng)力，但滿足規(guī)范要求?？紤]到臨時體外預(yù)應(yīng)力在波形鋼腹板PC組合梁頂推施工中的重要性以及臨時性，取臨時體外束布置根數(shù)為2根。

3　結(jié)　論

由于頂推施工過程中結(jié)構(gòu)的各個截面都要經(jīng)歷正負(fù)彎矩的交替作用，而通過成橋受力狀態(tài)確定的體內(nèi)束和永久體外束很難保證頂推過程中結(jié)構(gòu)的受力滿足要求，此時臨時體外預(yù)應(yīng)力束的配置就顯得尤為重要。通過對隴海路快速通道波形鋼腹板組合梁頂推施工中最不利工況進(jìn)行有限元建模計算，對臨時體外束支點處的錨固高度、張拉控制應(yīng)力和臨時體外束的布置數(shù)量進(jìn)行了參數(shù)分析，得到主要結(jié)論如下:

（1）臨時體外預(yù)應(yīng)力束在支點處錨固高度越低，混凝土的壓應(yīng)力儲備越大，但鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁的撓度也隨之增大，考慮到這兩方面的因素，認(rèn)為臨時體外束在支點處錨固位置距組合梁底板下緣1.3 m較為合適。

（2）臨時體外束的張拉控制應(yīng)力越大，混凝土的壓應(yīng)力儲備越大，但同樣鋼腹板剪應(yīng)力和組合梁撓度也會越大，綜合考慮上述因素，取臨時體外束張拉控制應(yīng)力為1 150 MPa。

（3）決定臨時體外預(yù)應(yīng)力布置數(shù)量的主要控制因素為支點負(fù)彎矩區(qū)混凝土頂板上緣拉應(yīng)力，當(dāng)不設(shè)臨時體外束時，支座頂板混凝土有較大應(yīng)力，不滿足規(guī)范要求，臨時體外束布置數(shù)量為2束時，支座頂板混凝土最大拉應(yīng)力滿足規(guī)范要求，布置數(shù)量為4束時，支座頂板混凝土無拉應(yīng)力。考慮到臨時體外預(yù)應(yīng)力在波形鋼腹板PC組合梁頂推施工中的重要性以及臨時性，取臨時體外束布置根數(shù)為2根。

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TU312

B

1009-7716（2016）03-0093-06

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2016.03.028

2015-11-24

成子橋（1972-），男，河南鄭州人，教授級高級工程師，從事路橋方向研究工作。