陈欣，施小明，王娟玲

（黄河水利职业技术学院，河南 开封 475004）

0 引言

预应力混凝土连续梁桥采用挂篮悬臂浇筑施工工艺时，为了避免主梁发生倾覆事故，主梁的每节段混凝土都应对称浇筑。但在混凝土浇筑过程中，梁段混凝土浇筑不同步、“T” 构两端混凝土自重存在偏差、 施工机具荷载分布不均以及风荷载作用不对称等因素会造成主梁倾覆，引发工程事故［1］。为保证连续梁桥在悬臂施工中的安全， 相关施工规范均要求在挂篮悬臂浇筑前（0 号块处）设置临时固结体系。

目前，临时固结主要有体内固结、体外固结和体内体外相结合固结3 种［2］。 体内固结是指在墩顶设置临时支座和抗倾覆锚索，通过墩身抵抗“T”构的倾覆力，适用于桥墩墩身较高、墩身截面刚度较大的桥梁。体外固结是在墩身外设置支撑柱和锚索，通过固结结构与承台连接，适用于桥墩墩身较矮，墩身截面刚度较小的桥梁。 体内体外相结合固结是指在墩顶和墩身外同时设置支撑结构和锚固结构，可充分发挥撑锚的联合作用，不让墩身产生弯曲变形。 体内体外相结合固结又可细分为内柔外刚固结和内刚外柔固结2 种。 内柔外刚固结适用于墩身不高，同时墩身截面刚度较小的柔性板式桥墩。 内刚外柔固结适用于墩身很高、墩身截面刚度较小的桥梁［3］。本文试以一座跨度为 （72＋128＋72）m 的连续梁为例，探讨体内固结的设计与检算，以期为同类型墩梁固结的设计与检算提供参考。

1 工程概况

某特大连续梁桥为挂篮悬臂浇筑预应力混凝土双线连续梁桥， 跨度为72 m ＋128 m ＋72 m， 全长273.7 m，桥梁宽为12.6 m，中支点截面中心处梁高为9.615 m，跨中9 m 直线段及边跨13.35 m 直线段截面中心处梁高均为5.615 m，梁底下缘按二次抛物线变化，边支座横桥向中心距为5.46 m，中支座横桥向中心距为5.9 m。 中支桥墩高为7 m，顶口尺寸为4.5 m×10.8 m。

该连续梁桥采用挂篮悬臂对称浇筑施工方法，0号节段长18 m，每个悬浇“T”构纵向对称划分为17个节段， 梁段数及梁段长从根部至跨中分别为8×3.0 m、6×3.25 m、3×3.5 m，节段悬浇总长为54 m。 边跨、中跨合拢段长均为2 m，边跨现浇段长为7.85 m。 0号块断面图如图1 所示（横隔板未画出）。

2 临时固结方案设计与检算

2.1 临时固结方案设计

为避免挂篮悬臂施工时主梁因荷载不均衡产生倾斜失稳破坏，以及永久支座受压破坏，本桥采用墩梁体内固结方案。 该方案初步拟定采用混凝土临时支座， 内设精轧螺纹钢筋。 临时支座采用C55 混凝土，设置在桥梁永久支座的外侧墩帽边缘处，条形布置，平面宽度为600 mm，长度为7 000 mm，高度为墩顶至箱梁底部， 单侧临时支座支撑截面面积A=4 193 478.9 mm2， 每侧临时支座中心线距桥墩中心线的距离为1.9 m。 临时支座平面布置如图2 所示。

2.2 临时固结方案检算

墩梁临时固结方案拟定后， 依据设计图纸中给出的最不利荷载和施工中可能出现的最不利荷载分别进行检算，以确保主梁悬臂施工安全。

图1 0 号块断面图（单位：mm）Fig.1 Section of block 0 （Unit： mm）

图2 临时支座平面布置图（单位：mm）Fig.2 Temporary support layout （Unit： mm）

2.2.1 用设计图纸中的最不利荷载进行检算

根据设计图纸可知，在进行该桥悬臂施工时，各中墩采取临时锚固措施， 因此计算采用的不平衡荷载有：

（1）一侧混凝土自重超重5%；

（2）一侧施工荷载为0.48 kN／m2，另一侧施工荷载为0.24 kN／m2；

（3） 施工机具动力系数一侧为1.2， 另一侧为0.8；

（4） 梁段浇筑不同步引起的偏差， 控制在20 t以内；

（5）一侧风向上吹，风压强度为800 Pa。

不平衡荷载组合为：（1）＋（2）＋（3）＋（4）；（1）＋（2）＋（3）＋（5）。

通过以上组合得出了中支点处承受的最大不平衡弯矩为119 949 kN，相应竖向支反力为87 610 kN。此不平衡弯矩未考虑一侧挂篮突然坠落的情况。

《铁路预应力混凝土连续梁（钢构）悬臂浇筑施工技术指南》（TZ324-2010）指出，混凝土连续梁临时支座（临时固结支座）要求能在永久支座不承受压力的情况下承受梁体压力和施工过程中的不平衡弯矩，因此在进行该连续梁桥临时支座设计时，设永久支座不受力， 悬臂施工过程中的竖向力和不平衡弯矩全部由临时支座承担［4］。 主梁悬臂施工过程中抗倾覆固结结构的力学特征简图见图3。

依据图3 所示的结构受力特征，可用式（1）计算临时支座的内力。

图3 主梁悬臂施工抗倾覆固结结构的力学特征简图Fig.3 Mechanical characteristics of anti-overturning consolidation structure of main beam cantilever construction

将L=1.9 m、N=87 610 kN、M倾=119 949 kN·m带入式（1），求得RA=12 239.5 kN，RB=75 370.5 kN。计算结果表示，临时支座均受压，不需要设置抗拔钢筋。

临时支座边缘处最大压应力为19.08 MPa。 《铁路预应力混凝土连续梁（钢构）悬臂浇筑施工技术指南》（TZ324-2010）中要求临时支座抗倾覆稳定系数不小于1.5［4］。 据此规定，抗倾覆稳定系数取1.5。 因此临时支座混凝土抗压强度标准值应大于1.5×19.08=28.62 MPa，而C55 混凝土抗压强度标准值为35.5 MPa，满足要求［5］。

2.2.2 用施工中可能出现的最不利荷载进行检算

设计图纸中给出的临时固结结构所承担的最大不平衡弯矩和竖向反力未考虑一侧挂篮突然坠落的情况。 该情况下产生的不平衡弯矩可能会造成一侧临时固结结构受拉，进而引发主梁倒塌，造成重大经济损失及人员伤亡， 因此应考虑该情况对临时固结结构产生的不利影响。

以浇筑17＃梁段时，出现一端挂篮未锚固好，新浇筑的混凝土和挂篮一起坠落的不利工况为例，计算该工况下荷载在中支点处产生的不平衡弯矩和竖向支反力。

1）不平衡弯矩计算。

（1）新浇混凝土连同挂篮坠落产生的不平衡弯矩。 依据设计图纸，17＃梁段重W=1 480.9 kN，单支挂篮重T=850 kN，17＃梁段重心至桥墩中心线距离L1=61.25 m，17＃梁段一端新浇筑混凝土和挂篮同时坠落产生的不平衡弯矩M1=（W＋T）×L1=（1 480.9＋850）×61.25=142 767.625 kN·m

（2） 主梁各节段混凝土对称浇筑不均匀引起“T”构两端梁体自重偏差产生的不平衡弯矩，自重偏差按5%计， 各节段自重偏差产生的不平衡弯矩如表1 所示。

由表1 可得， 各节段自重偏差产生的不平衡弯矩之和M2=17 810.57 kN·m。

（3）风力升举力产生的不平衡弯矩。主梁一侧风向上吹， 风压强度800 Pa 产生的不平衡弯矩M3=0.8×12.6×63×63×0.5=20 003.76 kN·m。

根据以上计算结果， 总的不平衡弯矩M=M1＋M2＋M3=142 767.625＋17 810.57＋20 003.76=180 581.955 kN·m。

2）竖向荷载计算。

（1）悬臂处于最大状态时主梁各节段自重和挂篮重量。 依据设计图纸，悬臂处于最大状态时，主梁各节段自重为79 528.3 kN， 单支挂篮重为850 kN，总重N1=79 528.3＋2×850=81 228.3 kN。

（2）施工机具及施工人群荷载重。施工机具荷载和施工人群荷载均取2.5 kPa， 范围取17＃节段，17＃节段长度为3.5 m， 则N2=（2.5×12.6×3.5×2）×2=441 kN。

竖向总荷载N=N1＋N2=81 228.3＋441=81 669.3 kN。

表1 各节段自重偏差产生的不平衡弯矩Tab.1 Unbalance bending moment caused by the weight deviation of each segment

3）此工况下临时固结体系计算。

在该工况下，设计临时支座时，依然视永久支座不受力， 即竖向力和不平衡弯矩全部由临时支座承担。 将L=1.9 m、N=81 669.3 kN、M倾=180 581.955 kN·m带入式（1），求得RA=-6 686.92kN，RB=88 356.22 kN。

RA为负值，表明该工况下，主梁在不平衡弯矩作用下，临时支座受到拉力作用，需要进行抗拔设计。

（2）抗拔锚固钢筋验算。 由以上结果可知，在最大不平衡弯矩作用下， 临时支座要承担RA=-6 686.92 kN 的拉力作用。 由于混凝土抗拉能力较低，需在临时支座内布置抗拔钢筋抵抗拉力。 抗拔钢筋采用直径为32 mm、抗拉强度标准值830 MPa（型号PSB830）的精轧螺纹钢筋。 抗拔锚固钢筋作用力中心点按在临时支座中心考虑， 每根精轧螺纹钢筋的抗拔力F=0.9×0.25×3.14×322×830／1 000=600.8 kN，抗倾覆稳定安全系数K 取1.5，每侧临时支座需要的锚固钢筋根数n=6 686.92×1.5／600.8=16.7 根，取n=18 根，则每个“T”构需要36 根精轧螺纹钢筋。

精轧螺纹钢筋对应布置在箱梁腹板处， 使其既能承受上部竖向压力， 又有足够的锚固力承受不平衡倾覆弯矩。精轧螺纹钢筋平面布置图如图4 所示。

（3）精轧螺纹钢锚固长度计算。 依据图纸，桥墩墩身采用C35 混凝土，主梁采用C55 混凝土，由《混凝土结构设计规范》（GB50010-2010）4.1.4 可知，C35 混凝土和C55 混凝土轴心抗拉强度设计值分别为1.57 MPa 和1.96 MPa。 直径32 mm 的PSB830 型精轧螺纹钢筋抗拉强度标准值为830 MPa［6］，外形系数取0.14［5］。

图4 精轧螺纹钢筋平面布置图（单位：mm）Fig.4 Layout of finish rolling twisted steel （Unit： mm）

依据计算结果， 精轧螺纹布置及临时支座加强钢筋布置如图5 所示。

图5 精轧螺纹布置及临时支座加强钢筋布置图（单位：mm）Fig.5 Layout of finish rolling twisted steel and temporary support reinforcement steel （Unit： mm）

3 临时锚固结构体系构造要求

3.1 临时支座加强钢筋配置

为增强临时支座的整体抗压能力，按钢筋混凝土设计规范的一般规定， 配置4 层水平约束网片，网片由直径为10 mm 的普通带肋钢筋组成，钢筋水平间距为100 mm（如图6 所示），上下层网片间距约为200 mm， 钢筋网片随混凝土浇筑进度逐层放置。加强筋也可依据现场实际情况进行制作。

图6 临时固结加强钢筋布置图（单位：mm）Fig.6 Layout of temporary consolidation reinforcement steel （Unit： mm）

3.2 锚板及墩顶处加强筋配置

锚固处钢筋抗拔力集中，采用在锚板处增设双层直径为10 mm 的带肋钢筋网片，网片尺寸不小于600 mm×1 100 mm，钢筋间距为50 mm，网片间距为100 mm，具体如图7 所示。

图7 墩身内锚垫板处加强配筋简图（单位：mm）Fig.7 Brief drawing of reinforcement bar of anchor pad in pier body （Unit： mm）

为防止墩顶混凝土局部开裂，对于没有设计钢筋网片的墩顶， 应在临时支座下的墩顶200 mm 厚度内预埋直径为12 mm 的螺纹钢筋网片，钢筋布置间距为100 mm，网片尺寸大于临时支座200 mm。

4 结语

在进行预应力混凝土连续梁桥的挂篮悬臂施工时，为保证梁体结构稳定及施工安全，应设置墩梁固结体系。 设计固结体系时，应考虑在永久支座不受力的前提下，它可以承担竖向力及施工中出现的各种不平衡弯矩。

本文以一座跨度为（72＋128＋72）m 的连续梁桥为例，确定了其临时固结的结构形式，并对设计图纸中给出的及施工中可能出现的竖向力和不平衡弯矩进行了检算。 从检算结果可知：（1）依据设计图纸中给出的竖向力及不平衡弯矩进行检算， 混凝土临时支座均受压，抗压承载力满足要求。 （2）以悬臂处于最大状态， 主梁一侧17＃梁段挂篮和新浇筑混凝土坠落为不利工况，在此工况下，一侧临时支座受压，受压承载力满足要求，另一侧支座受拉，需配置精轧螺纹钢筋来承担拉力。