滑道高程偏差對PC頂推箱梁梁體受力行為影響研究

唐霽， 李松林

(1.龍山縣交通建設質量安全監(jiān)督管理所， 湖南 龍山 416800； 2.江蘇兆信工程項目管理有限公司湖南分公司)

在混凝土箱梁頂推時，為保證主梁在滑道上順利滑動，防止施工中的誤差使得主梁出現較大的次內力，對預制主梁、預制平臺及滑道的標高提出了較高的精度要求。但是由于材料參數差異、永久墩及臨時墩沉降等都有可能引起標高變化，從而導致橫向滑道反力分配不均勻，某些滑道局部反力過大，滑道存在變形、開裂和損傷破壞，與滑道接觸的梁體局部應力過大，主梁的安全儲備降低。

該文在前人研究成果的基礎上，以某四滑道頂推施工PC箱梁為研究對象，揭示滑道高程偏差對箱梁受力影響的差異及規(guī)律，為多滑道頂推施工PC箱梁施工及安全控制提供借鑒。

1 工程概況

某三跨預應力混凝土連續(xù)箱梁，跨徑組合為(32+40+32) m，橋型布置見圖1。橋址上跨高速公路，上部結構為單箱三室箱梁，材料標號為C55混凝土，橋墩使用C40混凝土，導梁使用Q345鋼材，長28 m，橫向共分為4片主縱梁，導梁主縱梁最大梁高2.2 m，厚0.45 m，通過橫向聯系保證其共同受力，為確保主梁在頂推過程中的安全，在0#墩和1#墩之間布置了臨5#墩及在1#墩和2#墩之間布置了臨6#墩作為過渡墩及頂推主施力墩，采用分段澆筑，逐段頂推的方法進行頂推。整橋共劃分為5個梁段進行澆筑和頂推施工，1、3、5號梁段長為24 m，2、4號梁段長為16 m。頂推總距離為112 m，最大跨徑為34 m，總重達4 044.1 t。從0#墩向3#墩頂推，當主梁的前端頂推至3#墩時頂推就位。此次頂推采用4片導梁，分別布設在主梁對應的腹板位置，同時在橫向布置4個滑道，滑道A和D設在兩邊腹板的位置，滑道B和滑道C設在中腹板的位置。箱梁節(jié)段橫向示意及頂推滑道示意分別見圖2、3。

圖1 橋型布置圖(單位：cm)

圖2 箱梁節(jié)段橫向示意圖(單位：cm)

2 有限元模型建立

使用Ansys APDL建立該橋“實體-梁-殼”接觸混合有限元模型，其中上部結構混凝土箱梁及預應力部分分別使用Solid65及Link10桿單元模擬，二者通過定義約束方程建立聯系以模擬共同受力，鋼導梁部分使用Shell63殼單元，殼與實體之間建立剛域耦合，鋼墊塊使用Shell63殼單元模擬，調用Taree170和Conta173模擬鋼墊塊與混凝土箱梁剛性接觸面，因鋼墊塊剛度大于混凝土箱梁剛度，故以鋼墊塊頂面為主面，混凝土箱梁底面為從面，通過設置一較大的接觸剛度參數來保證接觸面互不穿透，同時耦合目標面與接觸面位移約束條件(ux、uy、uz)，基于增廣朗格朗日算法模擬其接觸行為，以高斯積分點作為接觸分析收斂檢查點。

圖3 頂推滑道示意圖(單位：cm)

基于"墩動梁不動"的思想，以1 m為一個頂推工況模擬箱梁頂推施工全過程，在橋墩位置，施加水平橫向及豎直方向上約束，在最后一個橋墩施加水平縱向約束?；栏叱唐钔ㄟ^施加uz方向強制位移及修改坐標參數的形式模擬。

使用六面體掃掠劃分結構網格，通過ACEL命令計入結構自重、預應力張拉力使用初應變法施加。

根據整體有限元模型計算結果，主梁頂推至42 m時，主梁位于頂推過程中最大跨徑工況，此時主梁處于最大懸臂狀態(tài)，導梁豎向變形達到最大值，與混凝土主梁連接處負彎矩值達到36 452.03 kN·m，為一典型最不利工況。以1#永久墩為例，選取該工況為研究對象，分析滑道高程變化對梁體的影響。

有限元計算結果表明：當4條滑道水平時，滑道B和滑道C的反力大于邊滑道即滑道A和滑道D的反力，滑道B的反力最大，為1 648.5 kN，滑道A的反力最小，為1 126 kN。根據計算結果，該文擬選取表1所示3種滑道高差工況進行研究。

表1 滑道偏差工況

3 滑道高程差對滑道橫向支撐反力的影響

以1#墩為例，分析3種工況下滑道橫向支撐反力的變化規(guī)律，在Ansys APDL中對1#墩滑道標高坐標參數進行修改，得到滑道橫向支撐反力結果見圖4。

圖4 滑道橫向反力變化圖

圖4表明：

(1) 滑道高程下降對滑道反力變化影響明顯，隨著中滑道B標高下沉，其支反力迅速下降并最終出現脫空，當高程差從0變化到0.5 mm時，滑道B反力由1 648.5 kN下降至355.52 kN，降幅78%，邊滑道A和中滑道C支反力則迅速上升，邊滑道D反力變化幅度則相對較小；當邊滑道A下沉量從0變化到0.5 mm時，中滑道B反力由1 126 kN下降至600.55 kN，降幅46%，滑道C與滑道D反力也存在減小趨勢，但相對滑道B變化幅度較小。

(2) 當邊滑道A標高量從0抬升至0.5 mm時，其支反力由1 126 kN上升至1 635.3 kN，增幅45.2%，且基本呈線性關系；滑道B支反力則由1 648.5 kN下降至1 007.1 kN，降幅38.9%；隨著滑道A抬升量持續(xù)增加至1.5 mm時出現脫空；在整個抬升工況中，滑道D支反力緩慢增加，滑道C反力變化幅度較小，在抬升量達到0.5 mm后有減小趨勢。

4 滑道高程差對箱梁應力的影響

當滑道高程變化時，由于支撐反力變化劇烈，對箱梁底板位置應力的影響不可忽視，尤其是底板與滑道接觸位置。該文選取1#墩墩頂附近箱梁節(jié)段(節(jié)段長為5 m)為分析對象，分別分析邊滑道A下沉1.5 mm、中滑道B下沉1.5 mm兩種工況梁體節(jié)段應力狀態(tài)。使用Ansys后處理的路徑操作功能，以滑道中心線為路徑線，橫向分為4條路徑，提取路徑上關鍵節(jié)點應力結果。定義滑道A～D中心線路徑分別為路徑1～路徑4，沿頂推正方向為路徑前進方向，各工況下應力結果如表2所示。

由表2可得：墩頂邊滑道A下沉1.5 mm時，對應路徑上(路徑1)壓應力變化劇烈，在2.5 m范圍內混凝土底板壓應力由6.2 MPa迅速增至29.4 MPa，其他路徑上局部壓應力也有明顯集中現象，從路徑2～路徑4，壓應力增幅逐漸放緩，應力變化趨勢逐漸減??；墩頂中滑道B下沉1.5 mm時，混凝土底板壓應力由7.9 MPa增至26.1 MPa，其他路徑上壓應力變化與邊滑道A下沉工況類似。

表2 A、B滑道下沉1.5 mm箱梁底板路徑應力結果

對于混凝土結構箱梁，頂推過程中滑道高程發(fā)生微小變化時，都將導致局部壓應力發(fā)生明顯變化，甚者可能發(fā)生混凝土局部受壓集中導致混凝土開裂破損，在實際施工中應嚴格對高程進行監(jiān)控，防止高差導致支座反力迅速變化造成的梁體壓應力集中現象。

5 滑道高程差對箱梁變形的影響

圖5為3種工況下1#墩箱梁頂板橫向(0～16.16 m)范圍內的變形趨勢圖。

(1) 由圖5(a)可知：在橫橋向方向，箱梁節(jié)段撓度變化呈逐漸下降趨勢。頂板橫向從0到滑道B處范圍內無其他支撐，撓度受滑道A下沉影響較大，且隨著滑道偏差量增大而增大；從滑道B到16.16 m處由于滑道B的支撐作用，使得頂板撓度受滑道A影響逐漸減少，至16.16 m處幾乎無影響。

(2) 由圖5(b)可知：在橫橋向方向，頂板撓度在滑道B處達到最大；在0到滑道A處及從滑道C到16.16 m處，由于滑道A和滑道C的支撐作用，撓度受影響較??；滑道A到滑道C處撓度變化效應明顯，且隨著滑道B下沉量增加而增大。

(3) 由圖5(c)可知：在橫橋向方向，隨著滑道A的抬升，頂板撓度呈先迅速下降后"擾動下降"的趨勢，在滑道A各抬升工況下，頂板撓度曲線與無偏差撓度曲線交點依次右移，交點左側撓度下降較為明顯，且隨抬升量的上升愈發(fā)劇烈，交點右側撓度總體呈下撓趨勢，但變化幅度較小，與無偏差時撓度變化規(guī)律相同。

圖5 箱梁頂板變形示意圖

6 結論

通過建立某連續(xù)梁Ansys有限元模型，分析滑道高程變化對滑道橫向反力分布、梁體應力及箱梁頂板變形的影響，得到以下結論：

(1) 多滑道頂推時，滑道反力在橫向分布不均勻，中間兩滑道的反力較邊滑道的反力大。

(2) 滑道高程下沉將導致對應滑道反力值下降，相鄰滑道反力增加，較遠滑道的反力減少但影響效果較小；抬升滑道高程時使得該滑道的反力增加，相鄰滑道的反力減少甚至脫空，在一定范圍內對較遠滑道的影響較小。

(3) 梁體應力對滑道高程的變化敏感性很高，毫米級別的偏差都會使得梁體應力發(fā)生明顯變化，尤其墩頂位置會有明顯的壓應力集中現象，施工時應嚴格控制滑道高程，防止混凝土局部壓碎。

(4) 某滑道產生高程變化時，從該滑道到相鄰滑道間的梁體變形受到高程偏差的影響大，其余各處受高程偏差的影響較小，頂推施工中可以通過調整滑道高程來改善滑道支反力的分配。