樟林大橋主橋“V”型墩施工及受力分析

吳云,賈永發,恩艷芳,羅其清

摘要 樟林大橋位跨木蘭溪蝶型拱橋主墩V型墩由四根對稱斜腿構成，單根斜腿為棱柱形鋼筋混凝土實體結構，邊跨主梁采用單箱雙室預應力混凝土變截面箱梁，主墩V型墩采用平衡法施工。根據施工方案，通過對模擬施工階段內力狀態和成橋時內力狀態計算，表明V型墩施工階段與正常使用極限狀態下內力均能滿足要求。

關鍵詞 V型墩；施工；受力

中圖分類號U443 文獻標識碼A 文章編號 1674-6708（2011）43-0037-02

樟林大橋位于福建省莆田市城廂區華林工業區，主體工程包括主橋、引橋和引道三大部分。設計總長1 086m，雙向四車道。主橋為40m+100m+40m跨木蘭溪的蝶型拱橋，引橋部分為跨堤40m箱梁和堤外多跨21m空心板梁橋。主墩V型墩由四根對稱斜腿構成，單根斜腿為棱柱形鋼筋混凝土實體結構，V型墩設計根部平行四邊形尺寸為4.3m×6.8m，頂部平行四邊形尺寸為2.4m×3.2m，豎向凈高為12.05m，用任一水平面切斜腿，截面均為平行四邊行，斜腿頂、底兩平行四邊形中心的連線為單根斜腿的軸線，在V撐入梁處設置中橫梁。

邊跨主梁采用單箱雙室預應力混凝土梁變高度箱梁，主墩V撐處梁高3m，邊墩處梁高2.2m，橫坡2%；其中2750cm長度為頂板等寬段，3 044cm長度為頂板變寬段。箱梁采用C50混凝土。頂板厚280mm，底板厚280mm，腹板厚400mm。

1 V型墩及臨時預應力體系

V型墩采用平衡法施工（V腿產生的水平分力主要為系統內平衡），墩身混凝土分四次澆注成型。第一次為錐坡以上標高到9.33m；第二次為V型中間部分（標高為11.50m）；第三次為V型中間部分（標高為15m）；第四次為V型腿最上部分（標高為18.55m），比箱梁底標略高3cm左右。

施工階段臨時預應力體系經計算沿墩高縱橋向和橫橋向共設兩道，臨時張拉預應力束目的是調節V撐內力狀態，使V撐構件在整個施工過程中避免過大的拉應力，并保證V撐成橋時處于合適內力狀態。

鋼絞線以V腿中軸線布置。并應錯開拱腳預應力及V型墩主筋。在該段混凝土澆筑完成且強度達到100%后張拉，同排預應力鋼束張拉順序由構件中心向對稱兩側，每次只張拉單根鋼束，采用兩端張拉。

邊跨箱梁均采用支架現澆法，分兩次澆筑完成，第一次為全長全斷面，第二次為V腿與箱梁結合部分。

2 模擬施工狀態對V撐進行空間應力分析

2.1 模擬計算邊界條件

1）不考慮施工吊掛模板對V撐的影響，即每段混凝土自重均由V撐承受；

2）箱梁節點混凝土重量只考慮V撐頂緣投影面積內混凝土濕重，其余部分由主梁模板承受；

3）V撐臨時預應力束全部作用于V撐本身。

2.2 主要計算參數

臨時張拉預應力束采用φ15.24高強度低松弛鋼絞線，F=1860MPa，Ep=195 000MPa，張拉應力為1 395MPa。張拉預應力時所澆筑混凝土段強度不得低于設計強度90％。

臨時預應力束下排14.5m處縱向預應力設置5-φ15.2鋼束，全橋共20根，張拉力共計976.5kN，橫向14.0m預應力鋼束設置2-φ15.2鋼束，全橋共8根，張拉力共計390.6kN；上排17.5m處縱向預應力設置6-φ15.2鋼束，全橋共24根，張拉力共計1 171.8kN；橫向16.5m預應力鋼束設置2-φ15.2鋼束，全橋共8根，張拉力共計390.6kN。

2.3 施工階段劃分

模擬V撐施工至邊跨合攏這一過程，計算模型階段劃分如下：第1階段，澆筑V腿底節混凝土（標高9.33m）；第2階段，澆筑V腿第二段混凝土（標高11.50m）；第3階段，澆筑V腿第三段混凝土（標高15.0m）；第4階段，張拉下排縱向預應力鋼束（標高14.5m左右）；第5階段，張拉下排橫向預應力鋼束（標高14.0m左右）；第6階段，澆筑V腿第四段混凝土（標高18.6m左右）；第7階段，張拉上排橫向預應力鋼束（標高16.5m）；第8階段，張拉上排縱向預應力鋼束（標高17.5m）；第9階段，計算V撐頂混凝土濕重；第10階段，邊跨主梁完畢。

3 計算結果分析

3.1 模擬施工階段應力計算

根據V撐構件各施工階段及其受力狀態經過計算，各階段混凝土各節點應力控制在-2.5MPa~2.2MPa之間，滿足規范要求。

單元 標高 階段 外側頂緣 內側頂緣 內側底緣 外側底緣

116.0 標高6.5m V0 0.0 0.0 0.0 0.0

116.0 V1 0.3 0.3 -0.4 -0.4

116.0 V2 0.8 0.8 -1.0 -1.0

116.0 V3 2.2 2.2 -2.5 -2.5

116.0 V3-縱向張拉 0.5 1.6 -0.9 -2.0

116.0 V-3橫向張拉 0.7 0.9 -1.2 -1.4

116.0 V4 1.9 2.1 -2.5 -2.6

116.0 V4-橫向張拉 2.2 1.3 -2.8 -1.8

116.0 V-4縱向張拉 -0.4 0.2 -0.2 -0.9

116.0 混凝土濕重 0.0 1.1 -0.8 -1.9

表11V撐底緣施工階段應力

單元 標高 階段 外側頂緣 內側頂緣 內側底緣 外側底緣

204.0 標高10.4m V0 0.0 0.0 0.0 0.0

204.0 V1 0.0 0.0 0.0 0.0

204.0 V2 0.0 0.0 -0.1 -0.1

204.0 V3 0.9 0.9 -1.1 -1.1

204.0 V3-縱向張拉 -0.4 0.4 0.1 -0.7

204.0 V-3橫向張拉 -0.3 -0.1 -0.1 -0.2

204.0 V4 0.8 1.0 -1.3 -1.4

204.0 V4-橫向張拉 1.1 0.2 -1.6 -0.7

204.0 V-4縱向張拉 -1.5 -0.8 0.9 0.1

204.0 混凝土濕重 -1.0 0.1 0.2 -0.9

表22V撐標高10.4m處施工階段應力

單元 標高 階段 外側頂緣 內側頂緣 內側底緣 外側底緣

169.0 標高14.5m V0 0.0 0.0 0.0 0.0

169.0 V1 0.0 0.0 0.0 0.0

169.0 V2 0.0 0.0 0.0 0.0

169.0 V3 0.0 0.0 -0.1 -0.1

169.0 V3-縱向張拉 0.0 0.0 -0.1 -0.1

169.0 V-3橫向張拉 0.0 0.0 -0.1 -0.1

169.0 V4 0.7 0.7 -0.9 -0.9

169.0 V4-橫向張拉 0.8 0.3 -1.0 -0.5

169.0 V-4縱向張拉 -1.1 -0.5 0.7 0.0

169.0 混凝土濕重 -0.6 0.3 0.0 -0.9

表33V撐標高14.5m處施工階段應力

3.2 正常使用狀態內力計算

根據設計原則和成橋后V撐受力特性，對成橋后橋梁正常使用狀態下V型墩受力進行驗算，計算結果表明正常使用狀態下持久承載能力極限狀態與正常使用極限狀態均能滿足規范要求。通過相應的施工控制，成橋時內力、位移與設計狀態偏差不應該太大。

單元 荷載 成分 軸向（kN） 彎矩（kN·m） 承載力（kN）

179（底部） （承載）C1~C9總包（最大） 軸向 -16263 -4188 OK

180（底部） （承載）C1~C9總包（最大） 軸向 -19575 -16307 OK

179（底部） （短）C1~C9（總包）（最大） 軸向 -16437 -3281 0.05

180（底部） （短）C1~C9（總包）（最大） 軸向 -19732 -14301 0.05

186（頂部） （承載）C1~C9總包（最大） 軸向 -14070 896 OK

186（頂部） （承載）C1~C9總包（最小） 軸向 -23871 -6005 OK

表44V撐軸向最值效應

單元 荷載 成分 軸向（kN） 彎矩（kN*m） 承載力（KN）

179（底部） （承載）C1~C9總包（最大） 彎矩-y -22692 27603 OK

180（底部） （承載）C1~C9總包（最?。?彎矩-y -28644 -38759 OK

179（底部） （短）C1~C9（總包）（最大） 彎矩-y -18637 21415 0.082

180（底部） （短）C1~C9（總包）（最?。?彎矩-y -22948 -30821 0.125

190（頂部） （承載）C1~C9總包（最大） 彎矩-y -25364 6808 OK

186（頂部） （承載）C1~C9總包（最?。?彎矩-y -21621 -12923 OK

表55V撐彎矩最值效應

4 結論

1）盡管施工階段和正常使用階段V撐應力符合要求，但隨著V成臨時預應力的釋放和箱梁復雜的應力狀態作用，V型墩斜腿固結處受力特性發生了及其微妙的改變。由于橋幅較寬，實際上，該部分的應力狀態很難接受上述計算假定或者其計算結果與實際受力結果也可能相差甚遠，需要綜合考慮荷載、施工約束和預應力束的空間效應進行分析計算；

2）對于V撐頂現澆箱梁部分，由于受V撐的約束或作用和預應力空間效應及箱梁剪力滯、畸變的影響，在V型墩頂部要表現出明顯的剪力滯現象、順橋向在V撐之間跨中底板可能存在超出預期結果的拉應力，因此該部分要保持足夠的底板厚度；

3）根據箱梁截面橫向正應力分布表明：V撐在恒載作用下加劇了V撐處箱梁底板橫向拉應力作用，特別是底板預應力管道周圍混凝土收縮較快、截面相對薄弱是產生底板縱向裂縫的主要原因，因此該部分加設一定厚度的橫隔板比增大底板厚度的做法更有效果，而且對抗震極為有利；

4）V撐頂部斜向深入進箱梁，盡管結構形式美觀，但箱梁整體泊松效應和剛度分布不均勻、混凝土收縮徐變應力不均，對于V撐之間箱梁相對薄弱的腹板也是一個嚴重的考驗，這部位縱向預應力布置往往沿腹板斜向成45°或更大角度迅速上行。因此在縱向預應力張拉過程中斜撐和跨中之間腹板極易出現不可逆轉的斜向裂縫，在設計時考慮在此沿V撐垂直方向加設一定數量的防劈裂鋼筋；

5）樟林大橋主橋結構形式在國內同類型橋梁中比較少見，特別是對主橋V型墩施工，施工技術難度很大，因此在制定橋梁施工方案時經過充分論證。主橋V型墩成橋后為偏心受壓的梁結構，在不同工況下受力復雜，如在張拉系桿和結構整體降溫時其根部極有可能產生拉應力，混凝土出現裂縫，因此V型墩施工過程中，不但要保證其幾何尺寸和空間坐標準確，還要保證V型墩在各受力工況時出現的應力值在設計允許范圍之內，同時必須要求蝶型拱橋V型墩和拱梁上部結構施工時，提高施工精度，進行嚴格的施工監控。

參考文獻

[1]JTG D62-2004 公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范[S].

[2]JTJ041-2000 公路橋涵施工技術規范[S].

[3]朱衛國.三跨連續梁拱組合體系橋梁的分析及其試驗研究[D].浙江大學，2003.

[4]孔慶凱.大跨中承式拱橋短吊桿結構行為研究[D].西南交通大學，2003.

[5]唐杰林，肖澤林，陳定平.廣西南寧大橋蝶形拱橋施工方案介紹[J].公路與汽運，2004(4).

注：“本文中所涉及到的圖表、公式、注解等請以PDF格式閱讀”