徐闖

摘要：以黑龍江省林泉公路通河松花江大橋錨下處理為依托，選取最大懸臂長(zhǎng)時(shí)的施工階段為計(jì)算分析對(duì)象，通過(guò)建立等高、等厚、等長(zhǎng)的節(jié)段模型，設(shè)置相同的鋼束，只考慮最不利狀態(tài)下腹板懸澆束與頂板懸澆束間的合成作用，得到應(yīng)力、應(yīng)變數(shù)據(jù)，結(jié)合模型分析，總結(jié)出大跨徑箱梁腹板、頂板大噸位錨下受力特性及規(guī)律：張拉頂板預(yù)應(yīng)力束時(shí)，在距離錨墊板范圍約25cm處，混凝土橫向和豎向拉應(yīng)力較大，此處受力最不利；腹板束薄腹板處錨下豎向拉應(yīng)力為其主要控制應(yīng)力。在設(shè)計(jì)中，錨下混凝土在大噸位預(yù)應(yīng)力作用下，除了布置螺旋箍筋，還必須增加橫向連接鋼筋使螺旋箍筋與腹板兩側(cè)鋼筋網(wǎng)片形成封閉箍筋籠，且應(yīng)加密。由此既能提高錨下混凝土承壓的能力，又能提高腹板混凝土保護(hù)層的抗裂性能。

關(guān)鍵詞：大跨徑箱梁；大噸位；錨下；局部應(yīng)力

中圖分類(lèi)號(hào)：S77；TU7

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

文章編號(hào)：1001-005x（2015）04-0140-04

大跨徑連續(xù)箱梁橋在懸臂澆筑施工過(guò)程中，大噸位集中預(yù)加力作用于箱梁頂板、腹板上，錨下局部承壓區(qū)的受力狀況較為復(fù)雜。總結(jié)大跨徑連續(xù)箱梁大噸位錨下腹板、頂板受力規(guī)律和特性，確保大橋錨下混凝土在大噸位張拉力作用下不出現(xiàn)開(kāi)裂，確定合理的施工工序及錨下處理方案，對(duì)優(yōu)化設(shè)計(jì)及指導(dǎo)施工有很大的作用。

本文以黑龍江省林泉公路通河松花江大橋錨下處理為依托，研究大噸位錨下受力規(guī)律及處理方案。

1 工程概況

1.1 橋梁簡(jiǎn)介

通河松花江大橋橋梁全長(zhǎng)2578.28 m。主橋結(jié)構(gòu)為預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁跨徑布置為63+4×ll0+63m，橋梁全寬21.5m，雙向共四車(chē)道。主梁采用單箱雙室斷面，墩頂梁高6m，跨中梁高2.5m。

主橋采用懸臂澆筑平衡法施工，每個(gè)T墩分為20個(gè)節(jié)段（0～19號(hào)），每個(gè)節(jié)段上箱梁底按直線(xiàn)變化，懸澆長(zhǎng)度依次為2.0 ～3.75m，中跨合攏段長(zhǎng)度為2m，邊跨為1.5m，邊跨現(xiàn)澆段長(zhǎng)度為7.5m。

1.2 縱向鋼束布置

通河大橋主梁縱向預(yù)應(yīng)力采用大噸位群錨體系，本次僅研究縱向鋼束?？v向鋼束布置如圖1所示。

2 特征實(shí)驗(yàn)節(jié)段選擇

由于懸澆束和合攏束集中力的作用方向相反，研究錨下局部應(yīng)力選取最不利特征節(jié)段時(shí)，不考慮懸澆束和合攏束效應(yīng)的疊加，只考慮腹板懸澆束與頂板懸澆束間的合成作用。

采用SAP2000（Ver 10.0）分析軟件中的橋梁分析模塊，選取最大懸臂長(zhǎng)時(shí)的施工階段為計(jì)算分析對(duì)象。驗(yàn)證在各鋼束的綜合作用下，各截面的正應(yīng)力變化如圖2所示。

由圖2可以看出，在9號(hào)塊和15號(hào)塊附近（即F9-1、F15鋼束附近截面），由于截面尺寸、鋼束數(shù)量發(fā)生了變化，截面的正應(yīng)力發(fā)生了明顯的變化。由此說(shuō)明，F(xiàn)9-1、F15鋼束附近截面的應(yīng)力變化較大，應(yīng)作為模型試驗(yàn)的特征節(jié)段。

3 模型試驗(yàn)及數(shù)據(jù)分析

3.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

以通河松花江大橋?qū)嶋H斷面尺寸為基礎(chǔ)，本次模型進(jìn)行足尺模型設(shè)計(jì)。對(duì)稱(chēng)性是單箱雙室截面特征，試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵苍O(shè)計(jì)為對(duì)稱(chēng)的單箱單室截面。模型高度取9號(hào)梁段實(shí)際高度3.7m，模型兩側(cè)腹板分別代表9和15號(hào)梁段腹板厚度50cm與60cm，頂板厚度取為30cm，腹板與頂板承托均按施工圖圖紙取值，整個(gè)試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷L(zhǎng)10m。如圖3所示。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢?nèi)共布置3束φs15.2-19、2束φs15.2-17、2束φs15.2-15鋼絞線(xiàn)。其中腹板寬度50 cm側(cè)是為試驗(yàn)頂板鋼束錨下應(yīng)力設(shè)計(jì)，頂板布置2束φs15.2-15鋼絞線(xiàn)，腹板布置1束φs15.2-19鋼絞線(xiàn)；腹板寬度60cm側(cè)是為試驗(yàn)雙腹板鋼束錨下應(yīng)力設(shè)計(jì)，腹板布置2束φs15.2-19鋼絞線(xiàn)；底板齒板布置2束φs15.2-17鋼絞線(xiàn)。

3.2 縱向錨下應(yīng)力試驗(yàn)結(jié)果

通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，每根鋼束張拉時(shí)，變化較大的只有布置在該束錨下的應(yīng)力應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，其余位置處應(yīng)變測(cè)點(diǎn)僅有極小變化，為了便于分析比較，根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果，給出相應(yīng)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變的理論值。

3.2.1 預(yù)埋測(cè)點(diǎn)（以頂板束為例）

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，除了極少幾個(gè)測(cè)點(diǎn)以及錨端的第一個(gè)截面外，其余各點(diǎn)實(shí)測(cè)值與理論值誤差都小于25qo。處于錨下第一個(gè)截面的縱向壓應(yīng)力和應(yīng)變的理論值遠(yuǎn)大于實(shí)測(cè)值，這主要是因?yàn)橛泻艽笠徊糠值膲簯?yīng)力轉(zhuǎn)移到了錨墊板下的喇叭管上，如圖4所示。

3.2.2 表面測(cè)點(diǎn)（以腹板束為例）

由表1可以看出，縱向應(yīng)變的實(shí)測(cè)值與理論值接近，預(yù)應(yīng)力筋附近縱向壓應(yīng)變較大。

3.3 理論分析

（1）頂板束。選取頂板鋼束S1張拉時(shí)其錨下相應(yīng)控制點(diǎn)的應(yīng)力變化情況如圖5所示。

由圖5可以看出，縱向壓應(yīng)力最大值處于張拉端下方孔道周邊處，值為33.72MPa，隨著遠(yuǎn)離端面，外部荷載對(duì)于錨下混凝土的縱向壓應(yīng)力漸次減小，至端面大約1.5m處，其值逐漸穩(wěn)定在2.0MPa左右。

（2）腹板束。試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾昧藘蓚€(gè)頂板束Fl和F2，選取Fl錨下相應(yīng)控制點(diǎn)應(yīng)力的變化，其錨下混凝土的三向應(yīng)力傳遞分布如圖6所示。

由圖6可以看出，縱向的壓應(yīng)力的應(yīng)力集中出現(xiàn)在端面下方的孔道周邊，值為46.64MPa，隨著遠(yuǎn)離端面，外部荷載對(duì)于錨下混凝土的縱向壓應(yīng)力漸次減小，至張拉端約2.0m處，其值逐漸穩(wěn)定在2.0MPa左右。

4 結(jié)論

通過(guò)測(cè)試與分析通河松花江大橋試驗(yàn)?zāi)Ｐ湾^固區(qū)附近混凝土的應(yīng)變，結(jié)合有限元模型數(shù)值分析，得出以下結(jié)論：

張拉頂板預(yù)應(yīng)力束時(shí)，錨下各個(gè)點(diǎn)混凝土應(yīng)變值與張拉預(yù)應(yīng)力值基本上成線(xiàn)性關(guān)系，錨墊板下混凝土處在彈性工作狀態(tài)，錨下的混凝土受力安全。在距離錨墊板范圍約25cm處，混凝土橫向和豎向拉應(yīng)力較大，此處受力最不利；其它位置應(yīng)力較小。

腹板束薄腹板處錨下豎向拉應(yīng)力為其主要控制應(yīng)力，在設(shè)計(jì)中要采取適當(dāng)措施，防止腹板出現(xiàn)沿預(yù)應(yīng)力孔道的裂縫。腹板束錨下混凝土在大噸位預(yù)應(yīng)力作用下，除了布置螺旋箍筋，還必須增加橫向連接鋼筋使螺旋箍筋與腹板兩側(cè)鋼筋網(wǎng)片形成封閉箍筋籠，且應(yīng)加密。由此既能提高錨下混凝土承壓的能力，又能提高腹板混凝土保護(hù)層的抗裂性能。