矮塔斜拉橋塔梁同步施工階段塔梁墩固結部位局部應力分析

楊德厚 鄧同生 李順波

(1.中交第二公路勘察設計研究院有限公司 武漢 430050； 2.重慶市交通工程質量檢測有限公司 重慶 400060)

斜拉橋施工傳統上均采用先塔后梁的施工工藝[1-2]，新建阿蓬江特大橋為優化工期，根據橋梁結構特點，采用了塔梁同步施工工藝。這種施工工藝上的變化對施工期間塔梁墩固結部位的應力有較大影響，為保證施工期間塔梁墩固結部位的安全，有必要對塔梁同步施工順序下的矮塔斜拉橋塔梁墩固結部位進行有限元實體分析，監控該部位在各施工階段下應力增值，確保整體橋梁結構安全；同時塔梁固結部位是應力集中最嚴重的地方，需要充分了解該部位的應力大小和分布規律，必要時應對其進行結構上的合理優化[3-4]，以保證橋梁結構安全。

1 阿蓬江大橋概況

1.1 橋型參數

阿蓬江特大橋主橋部分為峽谷超高墩雙塔柱的矮塔斜拉橋，橋跨布置為135 m+240 m+135 m，跨越了水域寬度為290 m的“U”形河谷，橋面至溝底最大高度達140 m，橋型總體布置圖見圖1。該橋斜拉索采用雙索面扇形布置，全橋設置44對斜拉索，梁上拉索水平間距7.0 m，塔部斜拉索豎向間距1.2 m。主塔采用高度為34 m的H形結構混凝土塔柱，塔頂截面尺寸為3 m×7 m，主梁頂部橋塔截面尺寸為3.8 m×7 m，墩頂處橋塔截面尺寸為2.8 m×9.2 m；主塔12 m以上塔柱橫向中心距為10.8 m，并在該處設置一道0.6 m×2.2 m×7 m(厚×高×寬)的橫梁，橫梁以下逐步加寬于梁體橋面以外形成塔、梁、墩固結體系。

圖1 橋型布置圖(單位：m)

1.2 設計荷載

本橋施工臨時荷載掛籃每套重2 500 kN，合攏吊架重300 kN。整體升、降溫取25 ℃，二期恒載考慮各種路線設備和附屬設施重量取170 kN/m。斜拉索只進行一次張拉，成橋后不需要調整索力，2個主塔斜拉索索力設計值相同，并且主塔大、小里程設計索力值相等，14號墩小里程設計索力見表1。

表1 阿蓬江大橋斜拉索設計索力值

1.3 塔梁同步施工步驟劃分

大橋主體上部結構采用塔梁同步施工方法，主梁采用懸臂澆筑法施工。

主塔施工一共劃分為10個階段澆筑，邊跨劃分為37個梁段，其中1～33號為懸臂對稱澆筑梁塊，34、35號梁塊在中跨合龍后繼續懸臂澆筑完成，36號為2 m的邊跨合龍段，37號塊為6.75 m的邊跨現澆段。塔梁同步施工下主梁、主塔實際澆筑段與施工階段劃分見圖2、表2。

圖2 塔梁同步施工澆筑段劃分圖表(單位：m)

表2 阿蓬江大橋塔梁同步施工步驟表

2 有限元模型靜力分析

利用有限元軟件midas Civil和Midas FEA建立塔梁墩固結部位局部實體分析模型[5]，對橋梁整個塔梁同步施工過程進行模擬，分析重要施工階段的塔梁墩固結部位的局部應力大小及分布規律。

2.1 全橋桿系模型

桿系模型建立時綜合考慮施工步驟、邊界連接、主梁截面特性、計算精度、局部模型選取范圍等因素，將整個橋梁結構一共劃分為368個單元；梁塔墩均采用梁單元模擬，斜拉索采用桁架單元模擬，整體桿系模型見圖3。

圖3 整體桿系模型簡圖

2.2 局部實體模型

2.2.1計算模型范圍選取與網格劃分

根據圣維南原理選取合適的實體模型范圍[6]，主梁以0號塊中心位置為對稱點并沿橋縱向向兩側各取24 m，即取0～6號塊。主塔沿豎向取19 m，主墩取至承臺。

實體單元采用以六面體為主導的自動劃分網格方式進行網格劃分，沿0號塊中心橫截面將實體模型一分為二。主塔、主梁及橋墩向下0～8.5 m范圍內網格劃分尺寸為0.3 m，橋墩向下8.5～29 m范圍內網格劃分尺寸為0.5 m，29 m至墩底網格尺寸為1 m。主梁、主塔及主墩0～8.5 m范圍內實體模型的有限元網格圖見圖4。

圖4 計算模型網格劃分圖

2.2.2預應力鋼束模擬

本工程中只有主梁受到豎向和縱向預應力鋼筋作用，模型中預應力鋼束采用植入式鋼筋單元模擬。將選取模型范圍內完整的預應力鋼筋按照實際線形導入實體模型相應位置，利用Midas FEA中特有的強化功能進行預應力鋼筋單元劃分并賦予各自的特性值，將預應力添加在預應力鋼筋的始末兩端，模型在計算中會首先將混凝土實體單元節點和鋼筋單元節點自動耦合并生成鋼束信息。

本文中預應力鋼筋網格劃分尺寸為0.1 m。

2.2.3材料特性

主梁采用C55混凝土，橋塔與橋墩分別采用C50、C40混凝土，縱向預應力鋼束采用fpk=1 860 MPa的φs15.2 mm低松弛鋼絞線，豎向預應力筋采用直徑32 mm的PSB830螺紋粗鋼筋，模型中各材料特性見表3。

表3 主要材料特性表

2.2.4邊界條件與荷載處理

將主墩底部實體單元節點全部固結；然后分別在梁端和塔端截面形心位置建立新節點并與截面內所有節點建立剛性連接關系，將整體桿系模型中的桿端內力值以集中荷載的形式添加邊界新節點上[7-8]；預應力荷載則是賦予預應力鋼筋控制力自動計算。

主塔兩側斜拉索布置形式、大小相同，橫橋向具有一定的傾角，最大懸臂狀態下索力值順橋向關于主塔中心對稱；塔端索力縱向分力相互抵消并且忽略主塔斜拉索橫向錯位產生的扭矩，主塔主要承受斜拉索索力豎向分力、橫向分力和橫向分力產生的彎矩；主梁兩端荷載邊界主要由軸向壓力、豎向剪力和縱向彎矩構成。最大懸臂狀態下邊界荷載加載示意見圖5，邊界荷載值見表4。

圖5 最大懸臂狀態下邊界荷載加載示意圖

表4 邊界荷載匯總表

2.3 空間應力分析

以0號塊頂面中心為原點，X代表橋梁縱向，Y代表橋梁橫向，縱向分別取0號塊頂面縱向對稱中心處(x=0 m)、橫隔板縱向中心處(x=3.5 m)、主梁懸臂根部(x=4.6 m)、0號塊端部(x=6 m)；橫向分別取0號塊頂面橫向中心位置(y=0 m)、箱室頂板中心(y=2.7 m)、邊腹板內表面(y=5.1 m)、邊腹板外表面(y=6 m)。應力計算結果的符號規定壓為“-”，拉為“+”。

2.3.1縱向正應力分析

最大懸臂狀態下塔梁墩固結處整體和局部縱向正應力云圖見圖6。

圖6 最大懸臂狀態下縱向正應力(單位：MPa)

由圖6中應力計算結果可以得到應力大小及分布規律如下。

1) 由整體應力云圖6a)可以看出，主梁基本全截面受壓，沿主梁截面至下而上逐漸增加，在塔梁固結區段，主梁頂板縱向正壓應力略微降低。塔梁交接處主梁頂板頂面位置發生局部應力集中現象，交接處主梁翼緣板的最大壓應力達到-38.33 MPa，交接處主塔外表面最大拉應力達到2.44 MPa。

2) 實體模型計算結果可以看出，桿系模型計算結果與箱室頂板內應力值較接近，僅能反應箱室頂板應力情況。主梁頂板其他位置的應力值與桿系模型相差較大，受到主塔和橫隔板的影響，沿順橋向分布更復雜，橫隔板使應力變化趨勢有明顯的波動，靠近主塔處的主梁頂板正應力明顯降低，越靠近主塔，降低越明顯。

3) 主梁0號塊底板與墩頂面固結，在錨固區段，從橫橋方向來看，無論是在橋梁的中心線，還是梁的橫橋向邊緣，應力沿順橋向的規律都一樣，應力大小差異也不大。沿順橋方向，在墩梁固結面區域，應力分布變化較緩慢，呈圓弧形。與桿系模型相比，兩者應力計算結果相差較大，僅從桿系模型結果來看，主梁底板未出現拉應力，實體模型計算結果卻發現在主梁懸臂根部(墩梁固結邊緣)出現較小的拉應力。因此，即使桿系模型中主梁全截面受壓也不能保證實際橋梁結構中主梁絕對受壓，在塔梁墩固結的局部位置仍有可能出現拉應力，甚至混凝土被拉裂，形成貫穿主梁底板的橫向裂縫。

2.3.2橫向正應力分析

最大懸臂狀態下塔梁墩固結處整體和局部橫向正應力云圖見圖7。

圖7 最大懸臂狀態下橫向正應力(單位：MPa)

由圖7中應力計算結果可以看出，塔梁墩固結范圍內主塔、主梁、橫隔板的局部位置均出現較大橫向拉應力，橫向正應力大小及分布規律如下：

1) 由整體應力云圖a)可以看出，塔梁墩固結部位的主梁腹板、底板和主塔內橫向正應力較小，應力范圍在-2.40～0.31 MPa。在塔梁交接處主梁頂板頂面位置發生應力集中現象，靠近該處的主塔縱向前后表面內也出現較大拉應力，最大拉應力值達到8.44 MPa。

2) 將塔梁墩固結部位沿橋梁縱、橫向對稱軸位置剖開，投影得到內部橫向正應力云圖b)～c)，能清晰的看出塔梁固結區段內的整個主梁頂板和橫隔板上部、內表面出現較大橫向拉應力，應力范圍在0.31～5.73 MPa，尤其在橫隔板和主梁相交的之處加腋部位發生應力集中現象，拉應力達到了7.09 MPa。

3) 主梁0號塊與主塔固結，在塔梁固結區段，從橫橋方向來看，橋梁中心線處主梁頂板應力值較小，箱室頂板和主梁邊緣應力值較大，越靠近主塔應力值越大。沿順橋方向，在固結范圍內，應力突然增加。綜合上述結論，在塔梁固結區段，整個主梁頂板和橫隔板上部、內表面出現較大橫向拉應力，應力值遠遠超過了C55混凝土的抗拉強度。

3 有限元計算結果與實測數據對比分析

為了了解塔梁同步施工過程中真實的橋梁安全狀態，對阿蓬江特大橋施工階段主梁0號塊中心和邊緣截面的頂、底板縱向正應力監測數據進行整理，并將實測結果與有限元計算結果進行對比分析。

3.1 應力數據對比結果

施工中通過采集各個施工階段下應力計的變形值，利用每個施工階段下相對主梁1號塊澆筑完成時應力計的變形增量值對橋梁結構真實受力狀況進行監控。部分典型施工階段的實測縱向正應力數據與有限元計算結果對比見圖8。

圖8 各施工階段下主梁頂、底板縱向正應力增量對比

由圖8可知：

1) 塔梁墩固結部位主梁頂、底板的縱向正應力值實測數據與有限元理論計算結果基本吻合，驗證了有限元軟件對固結部位應力理論分析的準確性。同時，各施工階段下塔梁墩固結部位主梁頂、底板的應力增量值均為負值，應力增量變化范圍不大，說明施工過程中該部位受力合理，施工安全可靠。

2) 從應力增量的變化趨勢來看，主梁懸臂澆筑階段和二期橋面鋪裝下塔梁墩固結部位主梁應力變化較大，中跨合龍到全橋合龍之間應力變化緩慢。因此，在主梁懸臂澆筑階段和二期橋面鋪裝過程中應增加現場應力測量頻率，確保施工安全。

3) 從不同截面的應力增量的變化趨勢來看，在主梁懸臂根部位置(即A-A截面)理論計算值與實測值較接近，墩頂位置處(即B-B截面)桿系模型相對實體模型和實測值相差較大，這可能是由于桿系模型中無法考慮塔梁墩固結形式對主梁局部應力造成的影響，對與主塔和主墩對固結部位主梁應力分布的影響需要進一步研究，確定合理的桿系模型，本文對該問題不做深入研究，但是桿系模型理論計算結果相對較大，說明在施工監控中需要對結構受力復雜的部位進行實體有限元分析，得到更精確的應力計算結果，保證施工安全。

4 結論

1) 塔梁同步施工順序下的施工全過程中主梁全截面受壓，主梁截面頂板上緣和底板下緣均未出現拉應力，應力值均小于C55混凝土極限抗壓強度。

2) 塔梁固結區段，整個主梁頂板和橫隔板上部、內表面出現較大橫向拉應力，應力值超過了C55混凝土極限抗拉強度，應在主梁頂板和橫隔板內配置橫橋向的預應力筋。

3) 墩固結部位主梁頂、底板的縱向正應力值實測數據與有限元理論計算結果基本吻合， 但是桿系模型理論計算結果相對較大。因此，在施工監控過程中，可首先利用桿系模型計算結果從宏觀上對結構內力和結構安全性做出初步判斷，然后對于結構構造和受力復雜的區域做實體有限元模型進行進一步分析。對于結構構件較薄弱，受力較大的區域或部位加強施工措施，提出施工預控方案，保證施工安全。