多跨高墩連續(xù)剛構橋主梁合龍方案研究＊

潘國兵 劉 毅

（重慶交通大學土木建筑學院1） 重慶 400074） （重慶高新區(qū)開發(fā)投資集團有限公司2） 重慶 400039）

0 引 言

連續(xù)剛構橋在長期荷載作用下會引起預應力損失、主梁下?lián)?、主梁及橋墩水平偏?過大的水平位移會導致支座剪切破壞、橋墩穩(wěn)定性降低等問題.此外，溫度變化也會影響主梁變形.為了消除此影響，在連續(xù)剛構橋中跨合龍時對梁體施加一對水平頂推力，給主墩施加一個反向位移，來抵消合龍溫差、后期收縮徐變等因素引起的水平位移.對于多跨連續(xù)剛構橋，由于其跨徑大、連續(xù)孔數(shù)多及高次超靜定等因素，頂推力的大小不僅與水平位移量有關，還與合龍順序有關.因此有必要對多跨連續(xù)剛構橋水平頂推力與合龍順序進行優(yōu)化計算［1－6］.

1 頂推力的確定方法

首先必須計算出頂推量，頂推量的確定是根據(jù)3部分的位移量計算得到：成橋下的變形（δ成橋階段）；溫差作用下的變形（δ溫度）；20年的收縮徐變變形值（δ長期作用）.由于計算模型中一般不考慮邊墩支座的水平約束作用，故計算δ長期作用時按70%取值，考慮成橋后不宜長時間出現(xiàn)過大反向水平位移，所以合龍時考慮預先頂推60%.則頂推位移量最終確定為：δ頂推＝－（δ成橋階段＋δ溫度＋δ長期作用×70%×60%）.

利用橋梁博士模擬計算，在有限元模型中各頂推位置分別施加100kN的頂推力，提取各控制節(jié)點的水平位移.利用頂推量與頂推力之間的線性關系，推得各方案的頂推力－位移量關系式.再根據(jù)計算出的頂推量確定頂推力.

2 工程應用

2.1 工程概況

該橋位起點段平面位于半徑R＝1 750.55m，Ls＝210m的圓曲線和緩和曲線上，橋位終點段平面位于半徑R＝18 300m，Ls＝265m的圓曲線和緩和曲線上，主橋主要位于中間直線段上.橋梁全長1 248m，主橋最大墩高153m.主橋上部結構為90m＋4×160m＋90m預應力混凝土連續(xù)剛構，引橋上部結構為30m預應力混凝土連續(xù)箱梁，下部結構為空心墩及柱式墩、樁基礎.

2.2 計算參數(shù)及有限元模型

主梁采用C50混凝土，橋墩采用C40混凝土.5個主墩與大地固結，過渡墩支座模擬成活動鉸.采用橋梁博士建模計算，主梁位置編號見圖1.對于本橋，設計合龍溫度為8℃，實際合龍溫度在夏季高溫28℃左右，故計算中考慮合龍后降溫20℃.

圖1 主梁橋面位置編號圖

圖2～3所示分別為按設計順序、設計溫度（8℃）合龍（未考慮頂推），在成橋狀態(tài)和計入20年收縮徐變后的變形圖.

圖2 成橋狀態(tài)變形圖（未頂推）

圖3 按設計要求合龍、20年收縮徐變后的變形圖（未頂推）

有限元建模計算表明，按設計順序、設計溫度（8℃）合龍20年后，兩側邊跨、邊中跨均朝跨中方向變形，最大位移達13.6cm，這種變形對支座、橋墩根部截面以及橋墩穩(wěn)定性都是不利的.為減少長期作用引起的橋墩和支座過大水平位移，延長支座的使用壽命，需要在合龍前采取必要的合龍方案及頂推等措施.

2.3 合龍方案及頂推力的計算

2.3.1 合龍方案的擬定

由于該橋墩高較大，橋墩容易由于內力過大而發(fā)生強度破壞和失穩(wěn)破壞，必須施加合理的頂推力減小施工過程及成橋狀態(tài)的內力，滿足高墩的強度和穩(wěn)定性要求.該橋跨數(shù)較多，存在不同的合龍方案，必須選取合理的合龍方式來確保合龍后的橋面線形良好.如果處理不當，不僅會對結構受力不利，而且可能會使主梁底曲線不順暢，形成永久性缺陷而影響外形美觀.

合龍方案（順序）的擬定應本著"技術可行、結構安全、操作方便"的原則進行.由于頂推力大小與合龍方案（順序）密切有關，要求頂推后產生的變形既能達到20年后，支座和橋墩的變形處在較為合理的位置，又要求各主梁、橋墩等各個截面的應力均能滿足規(guī)范要求.此外，在計算頂推力及變形時，還應考慮合龍時刻的合龍溫度與設計合龍溫度差產生的溫度變形值.

根據(jù)大橋的構造特點，結合設計、施工、主梁及橋墩的受力和變形特點，提出以下3種合龍和頂推方案.

方案一.合龍段按邊跨→中跨→次中跨順序進行，根據(jù)圖2～3的變形規(guī)律，在中跨合龍和次中跨合龍前分別施加一定的頂推力，見圖4.

方案二.合龍段按邊跨→次中跨→中跨順序進行，根據(jù)圖2～3的變形規(guī)律，中跨合龍前施加一次頂推，見圖5.

方案三.合龍段按中跨→次中跨→邊跨順序進行，根據(jù)圖2～3的變形規(guī)律，在中跨和次中跨合龍前分別施加一定的頂推力，見圖6.

圖4 方案一示意圖

圖5 方案二示意圖

2.3.2 各合龍方案的頂推力及頂推效果

考慮到合龍后溫度的波動、收縮徐變的長久性（20年），對于按照第一節(jié)所述方法計算出的頂推量在橋墩豎直向左右平分，即最終確定的頂推量為計算出的頂推量的一半.

根據(jù)最終確定的頂推量計算出相應溫度下的合龍頂推力，由于中跨頂推時必須2頂推力大小相等，故頂推實際取值中跨頂推力為：（P71＋P161）／2；兩邊跨頂推力分別為：（P2＋P26）／2，（P206＋P231）／2.

為了便于施工，最后施加的頂推力一般在計算頂推力基礎上取整.

按上述方法及處理原則，各方案的施工頂推力大小見表1，各合龍方案施加相應頂推力后，各墩0＃塊和墩底的內力大小見表2.

從表2可知，各方案施加頂推力后，對主梁內力變化不大，但對橋墩，尤其是橋墩根部的彎矩得到很大程度的改善，頂推后的彎矩大概為無頂推合龍的一半.

表3為各方案施加頂推力后，成橋狀態(tài)和20年收縮徐變累計位移值.

表1 各方案降溫8℃合龍的施工頂推力 kN

表2 各方案降施加頂推力后控制截面內力

表3 頂推合龍后成橋狀態(tài)和20年收縮徐變后累計變形 mm

3 方案比選

對于方案二，頂推次數(shù)少，只需要在兩個跨中合龍段各頂推一次.但是頂推力較大，各墩0＃塊軸壓力和彎矩較大；頂推后中跨橋墩的變形基本抵消后期變形，次中跨各橋墩不能抵消后期的變形，計算后期20年后的收縮徐變和溫差作用，仍有5cm多的“內傾”，如果繼續(xù)加大頂推力，則橋墩墩底拉應力很難滿足要求，且頂推力施加困難，施工不安全.

在3套方案中，方案三頂推力最小，便于施工，頂推前后橋墩底部彎矩改善明顯，但是需要兩次頂推.對于邊跨支座，次中跨合龍時頂推不會對其造成影響.合龍后僅20年收縮徐變造成的支座位置處主梁“內傾”，理論計算高達－98.86mm，如在安裝支座時，不采取措施，對支座將會產生極其不利的影響，嚴重威脅到橋梁的安全.且此順序頂推合龍目前應用較少，仍有很多問題有待探討.

方案一頂推后各橋墩的變形能達到頂推的位移量要求，而且頂推力小，以較小的頂推力便能達到頂推效果要求；頂推力便于施加，操作更加安全.為了減少全橋使用中長期作用下的過大縱向水平位移，延長支座的使用壽命，本著“技術可行、結構安全、操作方便”的原則，建議采用合龍方案一.但是對于邊跨支座位置處，順橋向理論計算頂推量分別為67.9，85.8mm，此頂推量對于支座變形十分不利，此時，要驗算支座的抗剪切變形是否滿足頂推量要求.建議安裝支座時，進行預偏，或者在支座墊板上涂抹油脂、設置滑動支座等措施，抵消變形.

4 結束語

本文結合某大橋工程實例，提出了3個合龍方案，并運用橋梁博士建模計算各方案的頂推力，開展了相應的內力與變形分析，得到如下結論.

1）六跨一聯(lián)的該大橋，其合龍順序并不是常規(guī)的從邊跨到中跨，邊跨、中跨、次中跨的合龍順序更有利于改善主梁與橋墩的變形，且能有效地改善橋墩底部的受力.

2）對于多跨連續(xù)剛構橋的合龍，多次頂推比一次頂推更合理.

3）多跨連續(xù)剛構橋施加頂推力后，不但減小了高墩的水平偏位，增強了橋墩的穩(wěn)定性，而且還有效地改善了主墩的受力，特別是墩底內力.

4）對于多跨連續(xù)剛構橋梁合龍頂推時，要驗算支座的抗剪切變形是否滿足頂推量要求.建議安裝支座時，進行預偏，或者在支座墊板上涂抹油脂、設置滑動支座等措施，抵消變形.

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