現(xiàn)澆STC鋪裝體系施工方案對懸索橋成橋狀態(tài)影響研究

沈銳利， 蔣雨骎， 張晉瑞

(1.西南交通大學 土木工程學院， 四川 成都 610031； 2.湖南省交通規(guī)劃勘察設計院有限公司)

1 引言

正交異性鋼橋面板具有自重輕、承載能力大等諸多優(yōu)點，但工程實踐發(fā)現(xiàn)瀝青混凝土鋪裝在反復車載作用下病害嚴重，鋼橋面板也常出現(xiàn)疲勞裂縫，常規(guī)混凝土鋪裝層亦是抗拉強度不足，常出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，因此，相關單位提出了超高性能輕型組合橋面：以45 mm厚的超高韌性混凝土(Super Toughness Concrete，STC)代替?zhèn)鹘y(tǒng)橋面鋪裝層，將常規(guī)的正交異性鋼橋面板轉化為鋼-超高韌性混凝土組合橋面系，并在其上鋪設40 mm厚瀝青混凝土層，STC與鋼梁之間通過栓釘連接。面板上STC層的設置相當于增厚了鋼面板的厚度，不僅能有效參與正交異性鋼橋面的局部受力，提高其截面剛度，大幅度降低鋼結構應力水平，減少鋼結構疲勞開裂和鋪裝層病害風險，同時又能參與鋼橋面的整體受力，減小鋼面板厚度。目前，該組合橋面結構已在一座自錨式懸索橋——株洲楓溪大橋得到實現(xiàn)，實際應用表明該結構具有很好的經(jīng)濟性。

在大跨度懸索橋中運用該超高性能輕型組合橋面，STC澆筑規(guī)模巨大，受施工設備澆筑能力限制，必須進行分幅、分塊澆筑。然而STC自身剛度相比瀝青鋪裝要大，如不采取配重措施，依次形成強度的STC將逐步提高橋面系剛度，與鋼橋面形成組合結構協(xié)同受力，使結構在STC澆筑過程中的受力狀態(tài)不斷變化，即施工過程的結構內(nèi)力重分配，這種內(nèi)力重分配最終會影響設計成橋狀態(tài)(內(nèi)力、線形)的實現(xiàn)，其影響性大小尚無相關資料可供參考。因此，該文以杭瑞高速公路上的岳陽洞庭湖大橋主橋為背景工程，利用Ansys軟件建立STC鋪裝體系施工計算有限元模型，分析不同施工方案對懸索橋成橋狀態(tài)的影響。

2 背景工程及有限元模型

2.1 工程概況

洞庭湖大橋為雙塔雙跨懸索橋，如圖1所示，主梁采用板桁結合方案，桁高9 m，寬35.4 m。加勁梁跨徑組成為(1 480+453.6) m，橋面鋪裝采用超高性能輕型組合橋面鋪裝體系，如圖2所示。

2.2 有限元模型

洞庭湖大橋加勁梁總長1 933.6 m，板桁結構有限元模型龐大，離散單元眾多，計算效率低，因此該文建立等效模型，使其彎曲剛度、扭轉剛度與實際一致。參照文獻[10]，對板桁加勁梁抗彎剛度、扭轉剛度進行等效計算，并保證加勁梁質量分布與實際一致，建立全橋等效模型如圖3所示。

圖1 洞庭湖大橋結構示意圖(除標高單位為m外，其余單位:cm)

圖2 超高性能輕型組合橋面鋪裝體系示意圖

圖3 有限元簡化模型

Ansys有限元模型：主纜、吊索使用Link10單元，橋塔、索鞍、等效加勁梁、STC使用Beam4單元；等效加勁梁以鋼桁梁實際形心位置建模，對于相鄰的形心不等高加勁梁，梁段間使用主從節(jié)點固結；橫橋向通過剛臂將等效加勁梁與吊索連接；STC以形心建模，通過無重度剛性梁與橫橋向剛臂連接，準確體現(xiàn)STC形心與主梁形心的空間位置關系，如圖3所示；主纜錨固點和塔底采用固結約束，散索鞍處釋放轉動自由度，加勁梁為縱漂體系，釋放縱橋向平動自由度與轉動自由度。計算過程中，將每一塊STC濕重的施加和形成強度后參與受力分別作為一個施工階段，同時考慮施工過程中臨時荷載變化、主索鞍頂推等客觀影響因素，準確模擬STC澆筑工況。

對于懸索橋施工過程分析來說，確定結構合理成橋狀態(tài)是保證施工過程計算正確性的基礎。該文建立了與設計線形及內(nèi)力基本一致的成橋狀態(tài)計算模型(計算吊索力總和與材料凈重統(tǒng)計差8.9 kN)，并在此基礎上開展后續(xù)研究，以增量的方式分析各施工方案對成橋狀態(tài)的影響。

3 STC澆筑方案

超高性能輕型組合橋面結構在中國尚無系統(tǒng)規(guī)程，設計和施工都需做多方案比較。該項目STC縱橋向澆筑范圍長1 934.7 m，橫橋向寬33.5 m，對于規(guī)模如此巨大的STC現(xiàn)澆工程，分塊澆筑時，不同澆筑長度、澆筑順序和施工配重量決定了施工過程中鋼桁梁剛度、線形的變化和內(nèi)力分配情況，最終對成橋狀態(tài)產(chǎn)生影響。

確定單次澆筑長度時，應主要考慮設備澆筑能力、施工成本等客觀因素，過大或過小的分塊沒有實際的操作意義，每塊現(xiàn)澆區(qū)域控制在單幅300 m范圍比較合理，全橋需分12塊完成。因此，該文不作澆筑長度影響性分析，僅基于該分塊方案對無配重條件下的不同順序澆筑，以及合理順序條件下的不同配重量澆筑兩大類方案進行比較，探究合理施工方案。

3.1 無配重澆筑

無配重分塊澆筑STC，可以節(jié)省配重物資、工期等各類成本，但通過不同順序進行澆筑，鋼梁逐步下?lián)现脸蓸蚓€形的過程中，依次形成強度的各塊STC將逐步提高橋面系剛度，與鋼橋面形成組合結構協(xié)同受力，限制鋼梁變形，引起結構受力變化，最終影響設計成橋狀態(tài)的實現(xiàn)。

該節(jié)通過有限元計算，以加勁梁成橋線形和STC成橋內(nèi)力為分析對象，研究3種不同澆筑順序(方案)的影響性大小。3種方案分別為：方案1：跨中至兩岸、方案2：兩岸至跨中、方案3：設置合理后澆段，如圖4所示。

注：x、(x)、[x]分別表示方案1、2、3的澆筑順序。

圖4 STC分塊及澆筑順序

3.1.1 3種方案結果比較

各施工方案下，上下游各吊點撓度如圖5所示，上下游橋面鋪裝層STC層的軸向應力如圖6所示。其中吊點號對應全橋113根吊索，單元號對應縱向114個STC梁單元，兩者編號均為岳陽至君山方向。

注：該文所有吊點撓度圖所示數(shù)值，均已扣除“STC不參與施工過程受力的成橋撓度值”。

圖5 上、下游各吊點撓度值

圖6 上、下游STC軸向應力

由圖5、6可知：

(1) 方案1：將STC分幅從主跨跨中往兩岸逐塊澆筑，先形成強度的部分提高了橋面系剛度，限制鋼梁變形，導致成橋加勁梁發(fā)生不可恢復扭轉，相比設計狀態(tài)，主跨上游高程值偏低，下游偏高，主跨上、下游最大高差2.1 cm，出現(xiàn)在跨中區(qū)域，君山邊跨鋼梁扭轉現(xiàn)象不明顯。在君山橋塔區(qū)域，上、下游STC拉應力較大，上游最大值達到3.986 MPa，下游達到2.779 MPa。

(2) 方案2：相比設計狀態(tài)，仍然是上游高程值偏低，下游偏高，主跨上、下游最大高差1.8 cm，出現(xiàn)在跨中區(qū)域，邊跨鋼梁扭轉現(xiàn)象不明顯。然而邊跨先澆STC拉應力值整體達到1.6 MPa以上，橋塔區(qū)域上、下游STC拉應力值進一步變大，上游最大值達到5.953 MPa，下游達到4.790 MPa。

(3) 方案3：將君山橋塔區(qū)域作為后澆段，相比設計成橋狀態(tài)，仍然是主跨上游高程值偏低，下游偏高，跨中上、下游高差最大，達到2.0 cm，邊跨鋼梁扭轉現(xiàn)象不明顯。值得注意的是，相比方案1與方案2，方案3推遲了君山橋塔區(qū)STC參與受力的時間，有效降低了STC拉應力，上游最大值為2.746 MPa，下游最大值僅為1.537 MPa。

3.1.2 改良方案

將君山橋塔區(qū)域作為后澆段雖然有效降低了該區(qū)域成橋拉應力，但分幅澆筑時，上游STC先形成強度，與組合結構協(xié)同受力，下游STC濕重作用于橋面后，上、下游因此而存在較大的應力差?，F(xiàn)場如果能突破施工設備最大單次澆筑能力的限制，實現(xiàn)該區(qū)域上、下游同步澆筑(方案4)，如圖7所示11號塊，就能有效避免上、下游STC應力大、差值大的問題。若現(xiàn)場施工能力無法滿足該區(qū)域一次澆筑的要求，也可以考慮將該后澆段橫橋向分兩塊完成，即縮小后澆段單次澆筑規(guī)模(方案5)，如圖7所示[11]、[12]號塊。

圖7 STC分塊及澆筑順序(單位：m)

圖8、9反映了施工方案4、5下加勁梁上下游的撓度差和STC鋪裝層的軸向應力。

圖8 上、下游各吊點撓度值(改良方案)

圖9 上、下游STC軸向應力值(改良方案)

由圖8、9可知：① 方案4不但有效降低了該區(qū)域STC的最大拉應力值，僅為1.542 MPa，也成功消除了上、下游STC應力差；② 方案5結果與方案4相當。

通過方案1～5的比較可以得到無配重澆筑方案的推廣性結論：一般區(qū)域可按照從跨中往兩岸的順序，上、下游分幅、分塊澆筑；君山橋塔區(qū)域必須作為后澆段，且要求上、下游同步澆筑，現(xiàn)場可根據(jù)最大單次澆筑能力設置后澆段規(guī)模，或將后澆段適當進行橫向分塊。

3.2 配重澆筑

無配重施工決定了鋼桁梁線形將隨著STC荷載的增加而不斷變化，因此早強STC的剛度無法避免參與施工作用。如果澆筑STC前通過配重使鋼桁梁提前接近成橋線形，則可從另一個角度降低分幅、分塊澆筑STC對成橋狀態(tài)的影響。該節(jié)分全橋區(qū)域的部分配重(方案6)、局部區(qū)域的合理配重(方案7)、全橋區(qū)域全配重(方案8)3種方案進行計算分析。

3.2.1 方案6：全橋區(qū)域部分配重

方案6為全橋鋼橋面板上預加載STC層重量(STC自重)，然后在STC分塊澆筑過程中，通過等代替換的方式，隨著STC濕重的施加而逐步卸載對應配重，使STC施工過程中鋼桁梁線形始終保持不變，避免形成強度的STC參與受力。

基于無配重澆筑施工計算結果，合理設置后澆段可以有效減小君山橋塔區(qū)域STC成橋內(nèi)力，因此，方案6以方案3澆筑次序為基礎分析成橋狀態(tài)。

3.2.2 方案7：局部區(qū)域合理配重

基于無配重澆筑施工分析結果，可以發(fā)現(xiàn)不配重條件下無論采取何種澆筑順序，對一般區(qū)域STC成橋內(nèi)力影響不大，該項目只需針對君山橋塔區(qū)域采取相關澆筑措施，避免成橋大應力即可。因此，綜合上述各方案分析成果，方案7僅對局部區(qū)域合理配重，即先不配重澆筑一般區(qū)域STC，再對恰當位置進行適量配重，完成君山橋塔區(qū)域STC澆筑，以降低其成橋拉應力值。經(jīng)過一系列方案研究，選擇圖7所示區(qū)域進行線荷載配重，重量為50 kN/m。

3.2.3 方案8:全橋區(qū)域全配重

方案8將各梁段上對應的二期恒載重量作為等效荷載進行橋面預壓，使STC在成橋線形下完成替換荷載澆筑，施工全過程鋼桁梁呈設計成橋線形且保持不變，形成強度的STC不參與組合橋面結構的受力，此方案也避免了由不同澆筑順序帶來的影響。

3.2.4 結果分析

方案6～8上、下游各吊點撓度值如圖10所示，STC軸向應力值如圖11所示。

圖10 上、下游各吊點撓度值

由圖10、11可知：

(1) 方案6：當鋼橋面板預加載STC層重量進行荷載替換澆筑施工時，相比設計成橋狀態(tài)，全橋鋼梁已無扭轉現(xiàn)象，絕對高程最大差值僅為5.6 mm，上、下游STC成橋拉應力基本相等，君山橋塔區(qū)域最大值為1.539 MPa。

圖11 上、下游STC軸向應力值

(2) 方案7：相比設計成橋狀態(tài)，方案7主跨鋼梁上、下游存在2.0 cm高差，全橋STC拉應力處于較小狀態(tài)，君山橋塔區(qū)域最大值僅為1.398 MPa。相比方案6全橋區(qū)域部分配重方案，兩者最終成橋狀態(tài)差別不大，但配重量由9 520 t降至1 680 t，配重范圍從1 933.6 m減少至336 m，大量節(jié)約了配重成本。

(3) 方案8：該方案上、下游成橋線形逼近設計狀態(tài)，鋼梁不存在扭轉現(xiàn)象，亦有效避免了STC成橋內(nèi)力的存在。然而，洞庭湖大橋二期恒載達到18 000 t以上，通過預壓實現(xiàn)成橋線形所需配重過大，可操作性、經(jīng)濟性、工期都面臨巨大的挑戰(zhàn)。

4 分析與結論

對STC鋪裝體系不同澆筑方案的有限元模擬表明：采用不同澆筑順序、分塊方式和配重方案對鋼桁梁成橋線形有一定影響，對STC成橋內(nèi)力狀態(tài)影響較大。

(1) 對于無配重澆筑方案，配重物資、人力、工期等各類成本小，但分幅、分塊現(xiàn)澆STC必須選擇合理順序，設置后澆段并控制規(guī)模，將STC成橋內(nèi)力控制在要求范圍內(nèi)，但鋼梁成橋時無法避免扭轉，上、下游高差約2 cm。

(2) 對于部分配重方案，若在全橋橋面預加載STC層重量，可有效避免鋼梁扭轉，上、下游STC拉應力很小且基本相等。若僅在君山橋塔區(qū)域分幅澆筑前進行局部配重，主跨加勁梁存在扭轉，STC最大拉應力僅1.398 MPa。兩種方案對最終成橋狀態(tài)的影響差別不大，但局部區(qū)域配重方案在成本上有明顯優(yōu)勢。

(3) 對于二期恒載全配重方案，最終成橋線形逼近設計狀態(tài)，不存在鋼梁扭轉現(xiàn)象，亦不影響STC成橋內(nèi)力。然而配重量達到18 000 t以上，提前通過配重實現(xiàn)成橋線形的可操作性、經(jīng)濟性較差。

綜上所述，洞庭湖大橋STC現(xiàn)場澆筑時，推薦無配重澆筑方案，將君山橋塔區(qū)STC留至最后一次性澆筑完成，提前分塊時要注意控制好該后澆段規(guī)模；亦可按照局部區(qū)域合理配重澆筑方案，先完成一般區(qū)域的澆筑，再對要求位置進行合理配重，最后完成君山橋塔區(qū)域的分幅澆筑。