樟林大桥主桥“V”型墩施工及受力分析

吴云,贾永发,恩艳芳,罗其清

摘要 樟林大桥位跨木兰溪蝶型拱桥主墩V型墩由四根对称斜腿构成，单根斜腿为棱柱形钢筋混凝土实体结构，边跨主梁采用单箱双室预应力混凝土变截面箱梁，主墩V型墩采用平衡法施工。根据施工方案，通过对模拟施工阶段内力状态和成桥时内力状态计算，表明V型墩施工阶段与正常使用极限状态下内力均能满足要求。

关键词 V型墩；施工；受力

中图分类号U443 文献标识码A 文章编号 1674-6708（2011）43-0037-02

樟林大桥位于福建省莆田市城厢区华林工业区，主体工程包括主桥、引桥和引道三大部分。设计总长1 086m，双向四车道。主桥为40m+100m+40m跨木兰溪的蝶型拱桥，引桥部分为跨堤40m箱梁和堤外多跨21m空心板梁桥。主墩V型墩由四根对称斜腿构成，单根斜腿为棱柱形钢筋混凝土实体结构，V型墩设计根部平行四边形尺寸为4.3m×6.8m，顶部平行四边形尺寸为2.4m×3.2m，竖向净高为12.05m，用任一水平面切斜腿，截面均为平行四边行，斜腿顶、底两平行四边形中心的连线为单根斜腿的轴线，在V撑入梁处设置中横梁。

边跨主梁采用单箱双室预应力混凝土梁变高度箱梁，主墩V撑处梁高3m，边墩处梁高2.2m，横坡2%；其中2750cm长度为顶板等宽段，3 044cm长度为顶板变宽段。箱梁采用C50混凝土。顶板厚280mm，底板厚280mm，腹板厚400mm。

1 V型墩及临时预应力体系

V型墩采用平衡法施工（V腿产生的水平分力主要为系统内平衡），墩身混凝土分四次浇注成型。第一次为锥坡以上标高到9.33m；第二次为V型中间部分（标高为11.50m）；第三次为V型中间部分（标高为15m）；第四次为V型腿最上部分（标高为18.55m），比箱梁底标略高3cm左右。

施工阶段临时预应力体系经计算沿墩高纵桥向和横桥向共设两道，临时张拉预应力束目的是调节V撑内力状态，使V撑构件在整个施工过程中避免过大的拉应力，并保证V撑成桥时处于合适内力状态。

钢绞线以V腿中轴线布置。并应错开拱脚预应力及V型墩主筋。在该段混凝土浇筑完成且强度达到100%后张拉，同排预应力钢束张拉顺序由构件中心向对称两侧，每次只张拉单根钢束，采用两端张拉。

边跨箱梁均采用支架现浇法，分两次浇筑完成，第一次为全长全断面，第二次为V腿与箱梁结合部分。

2 模拟施工状态对V撑进行空间应力分析

2.1 模拟计算边界条件

1）不考虑施工吊挂模板对V撑的影响，即每段混凝土自重均由V撑承受；

2）箱梁节点混凝土重量只考虑V撑顶缘投影面积内混凝土湿重，其余部分由主梁模板承受；

3）V撑临时预应力束全部作用于V撑本身。

2.2 主要计算参数

临时张拉预应力束采用φ15.24高强度低松弛钢绞线，F=1860MPa，Ep=195 000MPa，张拉应力为1 395MPa。张拉预应力时所浇筑混凝土段强度不得低于设计强度90％。

临时预应力束下排14.5m处纵向预应力设置5-φ15.2钢束，全桥共20根，张拉力共计976.5kN，横向14.0m预应力钢束设置2-φ15.2钢束，全桥共8根，张拉力共计390.6kN；上排17.5m处纵向预应力设置6-φ15.2钢束，全桥共24根，张拉力共计1 171.8kN；横向16.5m预应力钢束设置2-φ15.2钢束，全桥共8根，张拉力共计390.6kN。

2.3 施工阶段划分

模拟V撑施工至边跨合拢这一过程，计算模型阶段划分如下：第1阶段，浇筑V腿底节混凝土（标高9.33m）；第2阶段，浇筑V腿第二段混凝土（标高11.50m）；第3阶段，浇筑V腿第三段混凝土（标高15.0m）；第4阶段，张拉下排纵向预应力钢束（标高14.5m左右）；第5阶段，张拉下排横向预应力钢束（标高14.0m左右）；第6阶段，浇筑V腿第四段混凝土（标高18.6m左右）；第7阶段，张拉上排横向预应力钢束（标高16.5m）；第8阶段，张拉上排纵向预应力钢束（标高17.5m）；第9阶段，计算V撑顶混凝土湿重；第10阶段，边跨主梁完毕。

3 计算结果分析

3.1 模拟施工阶段应力计算

根据V撑构件各施工阶段及其受力状态经过计算，各阶段混凝土各节点应力控制在-2.5MPa~2.2MPa之间，满足规范要求。

单元 标高 阶段 外侧顶缘 内侧顶缘 内侧底缘 外侧底缘

116.0 标高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-纵向张拉 0.5 1.6 -0.9 -2.0

116.0 V-3横向张拉 0.7 0.9 -1.2 -1.4

116.0 V4 1.9 2.1 -2.5 -2.6

116.0 V4-横向张拉 2.2 1.3 -2.8 -1.8

116.0 V-4纵向张拉 -0.4 0.2 -0.2 -0.9

116.0 混凝土湿重 0.0 1.1 -0.8 -1.9

表11V撑底缘施工阶段应力

单元 标高 阶段 外侧顶缘 内侧顶缘 内侧底缘 外侧底缘

204.0 标高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-纵向张拉 -0.4 0.4 0.1 -0.7

204.0 V-3横向张拉 -0.3 -0.1 -0.1 -0.2

204.0 V4 0.8 1.0 -1.3 -1.4

204.0 V4-横向张拉 1.1 0.2 -1.6 -0.7

204.0 V-4纵向张拉 -1.5 -0.8 0.9 0.1

204.0 混凝土湿重 -1.0 0.1 0.2 -0.9

表22V撑标高10.4m处施工阶段应力

单元 标高 阶段 外侧顶缘 内侧顶缘 内侧底缘 外侧底缘

169.0 标高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-纵向张拉 0.0 0.0 -0.1 -0.1

169.0 V-3横向张拉 0.0 0.0 -0.1 -0.1

169.0 V4 0.7 0.7 -0.9 -0.9

169.0 V4-横向张拉 0.8 0.3 -1.0 -0.5

169.0 V-4纵向张拉 -1.1 -0.5 0.7 0.0

169.0 混凝土湿重 -0.6 0.3 0.0 -0.9

表33V撑标高14.5m处施工阶段应力

3.2 正常使用状态内力计算

根据设计原则和成桥后V撑受力特性，对成桥后桥梁正常使用状态下V型墩受力进行验算，计算结果表明正常使用状态下持久承载能力极限状态与正常使用极限状态均能满足规范要求。通过相应的施工控制，成桥时内力、位移与设计状态偏差不应该太大。

单元 荷载 成分 轴向（kN） 弯矩（kN·m） 承载力（kN）

179（底部） （承载）C1~C9总包（最大） 轴向 -16263 -4188 OK

180（底部） （承载）C1~C9总包（最大） 轴向 -19575 -16307 OK

179（底部） （短）C1~C9（总包）（最大） 轴向 -16437 -3281 0.05

180（底部） （短）C1~C9（总包）（最大） 轴向 -19732 -14301 0.05

186（顶部） （承载）C1~C9总包（最大） 轴向 -14070 896 OK

186（顶部） （承载）C1~C9总包（最小） 轴向 -23871 -6005 OK

表44V撑轴向最值效应

单元 荷载 成分 轴向（kN） 弯矩（kN*m） 承载力（KN）

179（底部） （承载）C1~C9总包（最大） 弯矩-y -22692 27603 OK

180（底部） （承载）C1~C9总包（最小） 弯矩-y -28644 -38759 OK

179（底部） （短）C1~C9（总包）（最大） 弯矩-y -18637 21415 0.082

180（底部） （短）C1~C9（总包）（最小） 弯矩-y -22948 -30821 0.125

190（顶部） （承载）C1~C9总包（最大） 弯矩-y -25364 6808 OK

186（顶部） （承载）C1~C9总包（最小） 弯矩-y -21621 -12923 OK

表55V撑弯矩最值效应

4 结论

1）尽管施工阶段和正常使用阶段V撑应力符合要求，但随着V成临时预应力的释放和箱梁复杂的应力状态作用，V型墩斜腿固结处受力特性发生了及其微妙的改变。由于桥幅较宽，实际上，该部分的应力状态很难接受上述计算假定或者其计算结果与实际受力结果也可能相差甚远，需要综合考虑荷载、施工约束和预应力束的空间效应进行分析计算；

2）对于V撑顶现浇箱梁部分，由于受V撑的约束或作用和预应力空间效应及箱梁剪力滞、畸变的影响，在V型墩顶部要表现出明显的剪力滞现象、顺桥向在V撑之间跨中底板可能存在超出预期结果的拉应力，因此该部分要保持足够的底板厚度；

3）根据箱梁截面横向正应力分布表明：V撑在恒载作用下加剧了V撑处箱梁底板横向拉应力作用，特别是底板预应力管道周围混凝土收缩较快、截面相对薄弱是产生底板纵向裂缝的主要原因，因此该部分加设一定厚度的横隔板比增大底板厚度的做法更有效果，而且对抗震极为有利；

4）V撑顶部斜向深入进箱梁，尽管结构形式美观，但箱梁整体泊松效应和刚度分布不均匀、混凝土收缩徐变应力不均，对于V撑之间箱梁相对薄弱的腹板也是一个严重的考验，这部位纵向预应力布置往往沿腹板斜向成45°或更大角度迅速上行。因此在纵向预应力张拉过程中斜撑和跨中之间腹板极易出现不可逆转的斜向裂缝，在设计时考虑在此沿V撑垂直方向加设一定数量的防劈裂钢筋；

5）樟林大桥主桥结构形式在国内同类型桥梁中比较少见，特别是对主桥V型墩施工，施工技术难度很大，因此在制定桥梁施工方案时经过充分论证。主桥V型墩成桥后为偏心受压的梁结构，在不同工况下受力复杂，如在张拉系杆和结构整体降温时其根部极有可能产生拉应力，混凝土出现裂缝，因此V型墩施工过程中，不但要保证其几何尺寸和空间坐标准确，还要保证V型墩在各受力工况时出现的应力值在设计允许范围之内，同时必须要求蝶型拱桥V型墩和拱梁上部结构施工时，提高施工精度，进行严格的施工监控。

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