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    矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推力的計(jì)算與影響研究

    2023-10-11 14:25:16王國(guó)煒亓興軍
    關(guān)鍵詞:偏位主墩墩頂

    唐 楊,余 浩,王國(guó)煒,*亓興軍

    (1.五峰土家族自治縣農(nóng)村公路管理所,湖北 宜昌 443413;2.重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,重慶 400074;3.濟(jì)南華魯中交公路設(shè)計(jì)有限公司,山東 濟(jì)南 250014;4.山東建筑大學(xué) 交通工程學(xué)院,山東 濟(jì)南 250101)

    連續(xù)剛構(gòu)橋作為常見(jiàn)的橋梁結(jié)構(gòu)形式之一,其施工過(guò)程復(fù)雜、空間受力明顯[1-4],一直以來(lái)是眾多專(zhuān)家學(xué)者的研究對(duì)象。對(duì)于大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋,在施工過(guò)程中需要采取有效的施工監(jiān)控措施,確保成橋后橋梁線(xiàn)形平順、受力合理。其中,對(duì)合龍前的連續(xù)剛構(gòu)橋施加頂推力就是常見(jiàn)的施工監(jiān)控措施,在橋梁施工監(jiān)控中得到許多專(zhuān)家和工程技術(shù)人員的重點(diǎn)關(guān)注。

    連續(xù)剛構(gòu)橋?qū)儆诙樟汗探Y(jié)結(jié)構(gòu)體系,由于合龍溫差、混凝土收縮徐變、各施工階段的累加等原因,使得主墩產(chǎn)生一定程度的偏位,因此對(duì)主墩的受力造成不利影響。為了消除不利影響,在合龍前對(duì)主梁施加頂推力,從而使主墩產(chǎn)生反向的水平偏位,用以消除合龍溫差、混凝土收縮徐變、各施工階段累加等原因造成的主墩順橋向位移[1]。楊國(guó)俊等[2]基于力法原理,提出了單柱式高墩連續(xù)剛構(gòu)橋的頂推力計(jì)算解析式,通過(guò)與有限元數(shù)值分析結(jié)果對(duì)比,解析式的計(jì)算結(jié)果與有限元數(shù)值分析結(jié)果相差不超過(guò)10%,表明解析式具有足夠的計(jì)算精度;李傳喜[3]以某大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楣こ瘫尘埃芯苛撕淆垳囟葘?duì)頂推力的影響,當(dāng)實(shí)際合龍溫度高于設(shè)計(jì)合龍溫度時(shí),整體溫度的下降將造成墩身產(chǎn)生朝向跨中的位移,這與運(yùn)營(yíng)時(shí)的活載產(chǎn)生的受力相同,對(duì)結(jié)構(gòu)是不利的,需要施加頂推力以抵消合龍溫差帶來(lái)的不利影響;李永磊等[4]針對(duì)石堡川河特大橋,通過(guò)計(jì)算頂推力,改善了墩頂偏位程度和墩底的受力狀態(tài),驗(yàn)證了頂推力的施加效果。綜合已有的研究成果發(fā)現(xiàn),目前關(guān)于合龍頂推力的研究大都針對(duì)高墩連續(xù)剛構(gòu)橋[5-10],而對(duì)矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋的頂推力研究相對(duì)較少。

    本文以某矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楣こ瘫尘?,通過(guò)計(jì)算其頂推力,分析施加頂推力后的效果,可為類(lèi)似的矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋施工監(jiān)控提供參考。

    1 工程概況

    某矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋的跨徑組合為62 m+100 m+62 m,結(jié)構(gòu)示意如圖1 所示。主梁采用C55 混凝土,運(yùn)用掛籃懸澆施工法,主梁0 號(hào)塊長(zhǎng)5 m,1~3 號(hào)塊長(zhǎng)3 m,4~8 號(hào)塊長(zhǎng)3.5 m,9~13 號(hào)塊長(zhǎng)4 m,14 號(hào)塊(合龍段)長(zhǎng)2 m,15~16 號(hào)塊(邊跨現(xiàn)澆段)總長(zhǎng)11 m。

    圖1 橋梁結(jié)構(gòu)示意圖

    箱梁截面形式為單箱單室,箱梁頂板底板寬度不變,其中頂板寬16.25 m,底板寬8.25 m,兩側(cè)懸臂翼緣板長(zhǎng)4 m。由于增加箱梁根部梁高可以增大梁體抗彎剛度,因此箱梁梁高以2 次拋物線(xiàn)變化,箱梁根部梁高5.8 m,跨中及邊跨現(xiàn)澆段梁高2.5 m。箱梁腹板根據(jù)構(gòu)造要求設(shè)置漸變段,其中主梁0 號(hào)塊腹板厚度80 cm,7 號(hào)塊和11 號(hào)塊腹板厚度發(fā)生變化,分別是65~80 cm 和50~65 cm,15~16 號(hào)塊屬于邊跨現(xiàn)澆段,其腹板厚度由50 cm 漸變到80 cm。箱梁頂板厚度不變,均為28 cm;由于支座處局部應(yīng)力較大,箱梁根部底板加厚設(shè)計(jì)可以分散應(yīng)力,因此箱梁底板厚度變化采用2 次拋物線(xiàn),根部底板厚度由80 cm漸變到跨中30 cm,邊跨現(xiàn)澆段的底板厚度均為30 cm。箱梁頂板橫向設(shè)置2%的橫坡,保持底板水平,通過(guò)腹板高度變化調(diào)整橫坡。

    箱梁采用三向預(yù)應(yīng)力體系,其中在梁體縱向上,箱梁頂板采用17Φs15.2 和19Φs15.2 高強(qiáng)低松弛鋼絞線(xiàn),腹板采用15Φs15.2 鋼絞線(xiàn),邊跨底板采用15Φs15.2 鋼絞線(xiàn),中跨底板采用17Φs15.2 和19Φs15.2 鋼絞線(xiàn),其中鋼絞線(xiàn)標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度為1 860 MPa,張拉控制應(yīng)力為1 395 MPa。豎向預(yù)應(yīng)力鋼筋布置于箱梁腹板內(nèi),采用3Φs15.2 高強(qiáng)低松弛鋼絞線(xiàn)。橫向預(yù)應(yīng)力鋼筋布置于箱梁頂板內(nèi),采用3Φs15.2 高強(qiáng)低松弛鋼絞線(xiàn)。預(yù)應(yīng)力鋼絞線(xiàn)符合GB/T 5224-2014 國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)[11],彈性模量為E=1.95e5 MPa,公稱(chēng)直徑為15.2 mm,松弛系數(shù)為0.3,孔道摩阻系數(shù)為0.17,孔道偏差系數(shù)為0.001 5,一端錨具變形及鋼束回縮量設(shè)置為6 mm。

    主墩采用C40 混凝土,結(jié)構(gòu)形式為單肢空心薄壁墩,橫橋向?qū)?.25 m,厚3.0 m,高9.0 m。承臺(tái)采用C30 混凝土,結(jié)構(gòu)尺寸為750×1 200×300 cm,封底采用0.5 m 厚的C20 混凝土?;A(chǔ)為6 根樁徑1.8 m的鉆孔灌注樁,采用C30 水下混凝土。

    2 有限元模型

    計(jì)算分析采用Midas Civil 2020 有限元分析軟件,主梁和橋墩均采用梁?jiǎn)卧M,建模時(shí)忽略承臺(tái)和樁基礎(chǔ),單元共計(jì)80 個(gè),模型中所用材料參數(shù)見(jiàn)表1,有限元模型如圖2 所示。

    表1 材料參數(shù)表

    圖2 有限元模型

    在荷載上,考慮結(jié)構(gòu)自重、預(yù)應(yīng)力、混凝土濕重、吊架自重、掛籃自重、配重、頂推力。結(jié)構(gòu)自重的荷載因子Z=-1?;炷翝裰馗鶕?jù)各塊件的結(jié)構(gòu)自重乘以1.04 的系數(shù)。在合龍位置需要使用吊架,吊架自重設(shè)置為300 kN。掛籃自重根據(jù)選用掛籃大小設(shè)置為600 kN,配重取合龍段塊件自重的一半,約281 kN。該橋的頂推力在此不做說(shuō)明,后文詳細(xì)說(shuō)明取值過(guò)程。混凝土濕重、吊架自重、掛籃自重、配重、頂推力均采用節(jié)點(diǎn)荷載施加。

    在邊界上,將墩底設(shè)置為固結(jié),主梁與主墩之間采用彈性連接中的剛性模擬。邊跨通過(guò)設(shè)置支座節(jié)點(diǎn)模擬支座真實(shí)位置,在支座節(jié)點(diǎn)上采用一般支承模擬邊跨支座,約束豎向和橫橋向水平位移,支座節(jié)點(diǎn)與主梁節(jié)點(diǎn)采用彈性連接中的剛性連接。0 號(hào)塊、1 號(hào)塊、邊跨現(xiàn)澆段采用支架施工,在相關(guān)節(jié)點(diǎn)采用一般支承約束豎向和橫橋向水平位移。

    3 頂推力的確定

    頂推力的確定主要需要考慮以下幾方面問(wèn)題:1)墩頂水平位移的抵消量;2)確定頂推剛度;3)合龍溫度對(duì)頂推力的影響。

    3.1 確定水平位移抵消量

    水平位移主要由2 部分組成:1)成橋以前墩頂位移量;2)10a(10 年)收縮徐變產(chǎn)生的墩頂位移量。位移以13 號(hào)墩指向14 號(hào)墩為正方向。

    通過(guò)計(jì)算,13 號(hào)墩成橋以前的墩頂位移為5.15 mm,14 號(hào)墩成橋以前的墩頂位移為-5.27 mm;13號(hào)墩10a 收縮徐變產(chǎn)生的墩頂位移為6.41 mm,14 號(hào)墩10a 收縮徐變產(chǎn)生的墩頂位移為-6.44 mm??紤]到在成橋時(shí)將10a 收縮徐變的墩頂位移全部頂推到位,將造成成橋時(shí)墩頂?shù)姆聪蛭灰七^(guò)大,對(duì)結(jié)構(gòu)受力同樣較為不利,在此考慮0.8 的系數(shù)。由此可以計(jì)算得到13 號(hào)墩和14 號(hào)墩的墩頂位移頂推量,即13 號(hào)墩為10.062 mm,14 號(hào)墩為10.422 mm。

    3.2 確定頂推剛度

    通過(guò)施加頂推力500 kN、1 000 kN、1 500 kN,計(jì)算13 號(hào)墩和14 號(hào)墩的墩頂位移,結(jié)果見(jiàn)表2。

    表2 不同頂推力下墩頂位移mm

    由此可見(jiàn),13 號(hào)墩和14 號(hào)墩的頂推剛度基本一致,每增加500 kN 頂推力,墩頂位移增長(zhǎng)約0.378 mm,計(jì)算得到頂推剛度為1 322 751.323 kN/m。

    3.3 合龍溫度影響

    在實(shí)際施工過(guò)程,合龍溫度往往與設(shè)計(jì)溫度存在溫差。當(dāng)合龍溫度高于設(shè)計(jì)溫度時(shí),成橋后橋梁將承受整體降溫的受力效果;當(dāng)合龍溫度低于設(shè)計(jì)溫度時(shí),成橋后橋梁將承受整體升溫的受力效果。高溫合龍時(shí),主墩墩頂將產(chǎn)生朝向跨中方向的偏位,對(duì)結(jié)構(gòu)不利,需要施加背離跨中方向的頂推力;反之,低溫合龍時(shí)需要施加朝向跨中方向的頂推力。在實(shí)際施工時(shí),需要根據(jù)實(shí)際溫差設(shè)置頂推力,為了求得單位升、降溫下墩頂?shù)乃轿灰?,下面設(shè)置溫差為5 ℃、10 ℃、15 ℃、20 ℃(整體降溫)計(jì)算墩頂水平位移,結(jié)果見(jiàn)表3。

    表3 不同合龍溫差下墩頂位移mm

    由上表可知,溫差每增加5℃,其墩頂位移增加約1.5 mm,需要額外增加頂推力1 322 751.323 kN/m×0.001 5 m=1 984.13 kN。

    3.4 頂推力計(jì)算

    頂推力的總和為墩頂位移乘以頂推剛度,其中墩頂位移包括施工過(guò)程的墩頂偏位、混凝土收縮徐變的墩頂偏位以及合龍溫差引起的墩頂偏位。

    合龍溫度目前無(wú)法確定,合龍溫差引起的墩頂偏位暫時(shí)不考慮,僅僅考慮施工過(guò)程的墩頂偏位和混凝土收縮徐變的墩頂偏位,13 號(hào)墩為10.062 mm,14 號(hào)墩為10.422 mm,取平均值10.242 mm 作為平均頂推位移,則頂推力為1 322 751.323 kN/m×0.010 242 m=13 548.62 kN。

    4 頂推力效果分析

    分別計(jì)算不施加頂推力和施加計(jì)算頂推力后主梁、主墩在成橋狀態(tài)和10a 后的位移和應(yīng)力,如圖3和圖4 所示。

    圖3 主梁受力對(duì)比分析

    圖4 主墩受力對(duì)比分析

    由圖3a 可以看出,不施加頂推力的情況下,成橋時(shí)中跨跨中的下?lián)献顬閲?yán)重,達(dá)到29.61 mm,施加頂推力后,中跨跨中出現(xiàn)上撓,邊跨產(chǎn)生下?lián)?,其下?lián)献畲笾禐?3.46 mm。由圖3b 可以看出,10a 以后,不施加頂推力的情況下中跨跨中的下?lián)细鼮閲?yán)重,達(dá)到61.60 mm,施加頂推力后,中跨跨中的下?lián)陷^為輕微,其下?lián)献畲笾禐?1.64 mm,邊跨的下?lián)献畲笾禐?.55 mm,相比成橋時(shí)邊跨產(chǎn)生向上的位移。由圖3c 和3d 可以看出,施加頂推力之后,除中跨跨中附近以外,主梁上緣的壓應(yīng)力儲(chǔ)備更高,下緣的壓應(yīng)力儲(chǔ)備有所下降,其中邊跨主梁的下緣壓應(yīng)力儲(chǔ)備下降更為明顯。

    總體上看,施加計(jì)算頂推力時(shí),主梁的成橋線(xiàn)形更為有利,10a 后主梁不會(huì)產(chǎn)生過(guò)大的下?lián)?,?duì)結(jié)構(gòu)受力更為有利;無(wú)論是否施加頂推力,主梁的上、下緣均保持在全截面受壓的狀態(tài),不會(huì)產(chǎn)生拉應(yīng)力。

    由圖4a 可以看出,在成橋階段,不施加頂推力時(shí),P13 墩向中跨側(cè)偏位3.67 mm,P14 墩向中跨側(cè)偏位3.79 mm;施加計(jì)算頂推力后,P13 墩向邊跨側(cè)偏位4.85 mm,P14 墩向邊跨側(cè)偏位4.73 mm。綜合來(lái)看,施加頂推力之后,成橋階段墩頂?shù)乃轿灰凭蜻吙鐐?cè);不施加頂推力時(shí),成橋階段墩頂?shù)乃轿灰凭蛑锌鐐?cè)。由圖4b 可以看出,成橋10a 以后,不施加頂推力時(shí),P13 墩向中跨側(cè)偏位10.13 mm,P14 墩向中跨側(cè)偏位10.28 mm;施加計(jì)算頂推力后,P13 墩向中跨側(cè)偏位1.87 mm,P14 墩向中跨側(cè)偏位2.02 mm。由此可見(jiàn),施加計(jì)算頂推力時(shí),成橋階段的墩頂偏位更加有利,10a 后墩頂偏位較小,主墩近似處于豎直狀態(tài)。

    由圖4c 和4d 可以看出,在成橋階段,不施加頂推力時(shí),在P13 墩墩底的邊跨側(cè)將產(chǎn)生1.23 MPa 的拉應(yīng)力;施加計(jì)算頂推力后,在P13 墩墩底的中跨側(cè)將產(chǎn)生1.01 MPa 的拉應(yīng)力,但尚在C40 混凝土的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值(1.65 MPa)以?xún)?nèi)。P14 墩的受力狀態(tài)與P13 墩相似,不施加頂推力時(shí),在P14 墩墩底截面的邊跨側(cè)將產(chǎn)生1.33 MPa 的拉應(yīng)力;施加計(jì)算頂推力后,在P14 墩墩底截面的中跨側(cè)將產(chǎn)生0.91 MPa 的拉應(yīng)力。由圖4e 和4f 可以看出,在成橋10a 后,不施加頂推力時(shí),在P13 墩墩底截面的邊跨側(cè)將產(chǎn)生4.57 MPa 的拉應(yīng)力,P14 墩墩底截面的邊跨側(cè)將產(chǎn)生4.67 MPa 的拉應(yīng)力,均遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)C40 混凝土的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,極易造成主墩的墩底混凝土破壞。施加頂推力時(shí),主墩在10a 后均處于全截面受壓狀態(tài)。

    綜合以上分析可見(jiàn):施加計(jì)算頂推力時(shí),成橋階段的主墩拉應(yīng)力有所下降,成橋10a 后主墩的受力狀態(tài)良好。

    5 結(jié)論

    本文以某矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楣こ瘫尘埃ㄟ^(guò)建立施工過(guò)程仿真分析模型,對(duì)比分析頂推力對(duì)主梁和主墩受力狀況的影響,可以得到以下結(jié)論:

    (1)施加頂推力對(duì)主梁的成橋線(xiàn)形更為有利,同時(shí)可以顯著降低10a 收縮徐變產(chǎn)生的中跨下?lián)?,使主梁的線(xiàn)形最大范圍地向設(shè)計(jì)線(xiàn)形靠攏。

    (2)除中跨跨中附近以外,施加頂推力可以提高主梁上緣的壓應(yīng)力儲(chǔ)備,使主梁下緣的壓應(yīng)力儲(chǔ)備下降,其中主梁的邊跨下降更為明顯,而對(duì)主梁中跨的壓應(yīng)力儲(chǔ)備影響不大。

    (3)施加頂推力時(shí)對(duì)主墩的成橋階段偏位更為有利,10a 后主墩近似處于豎直狀態(tài),且處于全截面受壓狀態(tài)。

    (4)不施加頂推力時(shí),10a 后在主墩墩底截面的邊跨側(cè)將產(chǎn)生遠(yuǎn)大于混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值的拉應(yīng)力,極易造成主墩墩底混凝土開(kāi)裂,需要引起格外關(guān)注。

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