摘 要: 以某預應力混凝土連續(xù)梁橋為例,采用有限元計算軟件,選定6 個對連續(xù)梁橋線形控制有影響的因素,分析這些因素變化時,梁段節(jié)點標高的變化情況。并對各影響因素提出相應的控制建議,為相似橋梁的線形控制工作提供一定的借鑒。
關(guān)鍵詞: 連續(xù)梁橋; 線形控制; 影響因素; 標高
1 橋梁概況
某45 m + 80 m + 45 m 三跨預應力混凝土連續(xù)梁橋,采用掛籃懸臂現(xiàn)澆法施工。主梁為單箱單室結(jié)構(gòu),箱梁底寬7. 74 m ,頂寬13. 74 m ,墩中心處平均梁高4. 4 m ,跨中及端支座處梁高為2. 0 m ,縱橋向箱梁底采用二次拋物線變化,底板厚度從57 cm變化到跨中26 cm ,腹板厚度從55 cm 變化到36cm ,頂板厚度32 cm 不變。主墩臨時固結(jié)采用鋼管混凝土支撐的形式,承受箱梁懸澆過程中的不平衡彎矩。T 構(gòu)懸臂施工結(jié)束后,邊跨率先與用滿堂支架法現(xiàn)澆的梁段合龍,中跨合龍后拆除臨時支撐完成體系轉(zhuǎn)換,全橋成橋。
2 線形控制主要影響因素分析
預應力混凝土連續(xù)梁橋線性控制影響因素眾多[ 1 ] ,選定6 個重要影響因素,分析這些因素變化時,梁段節(jié)點標高的變化情況。計算軟件采用Mid2asPcivil 。
2. 1 混凝土容重變化對主梁線形控制的影響
該橋主梁采用C50 混凝土,由于這種高標號混凝土空隙少,容重實測值均較規(guī)范值大一些,故將混凝土容重在規(guī)范值基礎(chǔ)上提高5 %和10 %,對主梁關(guān)鍵點標高變化進行敏感性分析。計算結(jié)果見表1。
注: ①為成橋時節(jié)點標高變化值; ②A 點為主梁預拱度最大的節(jié)點; B1PB2 點為中跨合攏段兩側(cè)節(jié)點; C 點為該因素變化引起主梁標高變化最大的節(jié)點。下同。
由表1 可知,混凝土容重每增加5 % , C 點標高降低5 mm ,為A 點預拱度的9. 3 % ,可見混凝土容重對主梁線形控制影響明顯。
2. 2 預應力變化對主梁線形控制的影響
預應力是影響連續(xù)梁橋標高控制的重要結(jié)構(gòu)參數(shù),但預應力施加后,會有一部分預應力發(fā)生損失。由于影響預應力損失的因素眾多,因此以最主要、最直觀的鋼束張拉力Ncon 為控制對象,分別計算張拉力減少5 %和10 %時主梁關(guān)鍵點標高的變化。計算結(jié)果見表2 。
由表2 可知,鋼束張拉力每減少5 % , C 點標高降低5. 5 mm ,為A 點預拱度的10. 2 % ,可見預應力對主梁線形控制影響明顯。
2. 3 混凝土彈性模量變化對主梁線形控制的影響
結(jié)構(gòu)材料的彈性模量與結(jié)構(gòu)變形具有直接的關(guān)系,但由于鋼材的彈性模量比較穩(wěn)定,而混凝土為非線性材料,且混凝土彈性模量具有隨時間增長的特性,因此以規(guī)范值為基準,分別計算28 d 混凝土彈性模量在- 20 %～ + 20 %變化時主梁關(guān)鍵點標高的變化。計算結(jié)果見表3 。
由表3 可知,混凝土彈性模量每變化10 % , C點標高大約變化1. 7 mm ,為A 點預拱度的3. 1 % ,可見其對線形控制影響相對較小。
2. 4 溫度變化對主梁線形控制的影響
白天箱梁頂面溫度高,混凝土膨脹,底面溫度低,混凝土收縮,從而使懸臂箱梁產(chǎn)生下?lián)献冃?到黑夜,箱梁頂?shù)酌嫔彷^快,而箱梁內(nèi)由于空氣不流通散熱較慢,從而形成箱內(nèi)和箱外的溫差,箱內(nèi)溫度高混凝土膨脹,而箱外溫度低混凝土收縮,使得懸臂箱梁又產(chǎn)生上撓變形。溫度對橋梁結(jié)構(gòu)變形的影響隨溫度變化量的增大而增大,也隨T 構(gòu)懸臂梁段的增長而增大,且采取不同的梯度溫度模式計算結(jié)果差異較大[ 2 ] 。文中以J TG D60 —2004 規(guī)范中推薦的豎向梯度溫度模式(圖2 中T1 = 25 ℃、T2 = 6. 7℃,尺寸單位:mm) ,計算溫度荷載引起最大懸臂T構(gòu)的主梁變形。計算結(jié)果見圖3 。
由圖3 可知,懸臂端點標高變化為- 21. 4 mm ,為A 點預拱度的39. 6 % ,可見溫度變化對線形控制影響顯著。在降溫梯度荷載作用下,主梁產(chǎn)生上撓變形,限于篇幅,這里將不在詳述。
2. 5 混凝土收縮徐變對主梁線形控制的影響
國內(nèi)外關(guān)于混凝土收縮徐變具有多種計算模式,我國交通部《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋梁設(shè)計規(guī)范》( J TJ 023 —85 ) 采用的是CEB —FIP1978 模式,而《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋梁設(shè)計規(guī)范》(J TG D62 —2004) 采用的是CEB —FIP1990 模式。由于CEB —FIP1990 模式考慮了徐變系數(shù)隨混凝土強度提高而降低的規(guī)律,而混凝土的徐變效應相比于收縮效應對主梁的線形影響要顯著的多, 因此采用CEB —FIP1990 模式較CEB —FIP1978 模式計算出的結(jié)果要小[ 3 ] 。分別采用上述兩種規(guī)范,計算主梁從懸壁施工到成橋3 年的收縮徐變位移,其計算結(jié)果見圖4 。
由圖4 可知,收縮徐變引起的主梁位移最大值分別為30. 3 mm 和45. 4 mm ,分別為A 點預拱度的56. 1 %和84. 1 %;而2 種規(guī)范計算結(jié)果最大差值達15. 1 mm ,為A 點預拱度的28 %?？梢娀炷潦湛s徐變對主梁線形控制影響顯著,且不同的計算模式結(jié)果差異較大。
2. 6 施工荷載對主梁線形控制的影響
連續(xù)梁橋施工荷載主要有掛籃自重、合龍配重、平衡壓重、施工用材等,僅以平衡壓重為例來說明施工荷載對主梁線形控制的影響。
邊跨合龍段鎖定前需對邊跨懸臂端施以合龍配重,同時對中跨懸臂端施以平衡壓重。若邊跨合龍過程中遠端無平衡壓重,則與有平衡壓重的工況相比,成橋時中跨梁段上撓,邊跨梁段下?lián)?2 種工況成橋時位移差值見圖5 。
由圖5 可知, 中跨節(jié)點位移最大差值達5. 7mm ,邊跨節(jié)點位移最大差值達4. 2 mm ,分別為A點預拱度的10. 6 %和7. 8 % ,可見施工荷載對主梁線形控制影響明顯。
3 降低影響因素干擾的經(jīng)驗建議
1) 根據(jù)現(xiàn)場實際試驗數(shù)據(jù)對混凝土容重和彈性模量的初值進行調(diào)整,消除理論值和實際值的偏差。
2) 鋼束張拉力采取千斤頂油表和伸長量雙重控制,減少由于預應力的不足造成的梁段下?lián)?。在施工中也可進行超張拉,一般采用0. 05 ,但具自錨性能的錨具采用0. 03 ,皆為經(jīng)驗數(shù)據(jù),其值是否與預應力損失一致,直接影響到預拱度的大小。
3) 采用固定時間觀測法和相對立模標高法來降低溫度對線形控制的不利影響[ 4 ] ;對溫度變化引起的主梁變形進行了敏感性分析,得到各個施工階段溫度變化與主梁變形的關(guān)系曲線,根據(jù)溫度變化幅度進行插值計算,對測量結(jié)果進行修正。
4) 進行混凝土小梁徐變試驗,以選取合適的計算模式,該橋最后按照J TG D62 —2004 規(guī)范計算混凝土徐變效應。同時在施工階段可將混凝土加載齡期由3 d 改7 d ,以降低混凝土徐變對主梁線形的影響。
5) 減少不必要的施工荷載,避免T 構(gòu)兩側(cè)出現(xiàn)過大的不平衡彎矩。合龍前清除橋面荷載,施工用材或拆卸的掛籃構(gòu)件可移至墩頂處有序排放。
4 結(jié) 論
a. 混凝土容重、預應力、溫度效應、混凝土收縮徐變、施工荷載對預應力混凝土連續(xù)梁橋線形控制影響顯著,而混凝土彈性模量的影響相對較小。
b. 就目前連續(xù)梁橋在使用階段存在跨中下?lián)犀F(xiàn)象,若現(xiàn)場缺乏混凝土小梁徐變試驗條件,建議采用J TJ 023 —85 規(guī)范進行計算,以使主梁在使用階段具有更大的下?lián)蟽洹?/P>
c. 成橋?qū)崪y數(shù)據(jù)表明, B1PB2 實測標高與成橋設(shè)計標高誤差為2P- 1 mm , A 點實測標高與成橋設(shè)計標高誤差為3 mm ,全橋梁段節(jié)點實測標高與成橋設(shè)計標高最大誤差為14 mm ,皆符合高程誤差精度要求。
參考文獻
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