不對(duì)稱(chēng)小半徑曲線連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推效應(yīng)分析*

方美平， 陳欣韻， 王旭燚， 陳闖

(1.杭州地方鐵路開(kāi)發(fā)有限公司， 浙江 杭州 310009；2.重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院， 重慶 400074；

合龍頂推對(duì)于改善超靜定結(jié)構(gòu)受力和變形具有重要意義，被廣泛用于三跨和多跨連續(xù)剛構(gòu)橋、V形墩連續(xù)剛構(gòu)橋、不對(duì)稱(chēng)連續(xù)剛構(gòu)橋、桁架式鋼管砼拱橋及矮塔斜拉橋等。對(duì)于預(yù)應(yīng)力砼連續(xù)剛構(gòu)橋，主梁在中跨預(yù)應(yīng)力、降溫和砼收縮徐變作用下會(huì)縮短，從而迫使橋墩向中跨偏移，產(chǎn)生結(jié)構(gòu)次內(nèi)力和主梁下?lián)?，?duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不利影響。工程上，為消除或降低成橋后上述因素對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋的不利影響，往往在主梁中跨合龍前進(jìn)行合龍頂推。關(guān)于直線連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推效應(yīng)，武鑫哲分析了某三跨連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推力對(duì)橋墩應(yīng)力的影響，結(jié)果表明墩底中跨側(cè)壓應(yīng)力隨頂推力的減小而增大；陳洪彬等分析了合龍頂推對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋施工控制、長(zhǎng)期撓度及橋墩內(nèi)力的影響，認(rèn)為頂推力對(duì)上部結(jié)構(gòu)預(yù)拱度影響較大，對(duì)上下緣應(yīng)力差不大的主梁長(zhǎng)期撓度影響不顯著，有利于減小運(yùn)營(yíng)期次墩彎矩；李金龍等分析了某三跨高墩連續(xù)剛構(gòu)橋頂推對(duì)主梁線形的影響，結(jié)果表明合龍頂推能改善成橋后主梁線形；耿永魁分析了某六跨連續(xù)剛構(gòu)橋在中跨合龍和次中跨合龍頂推過(guò)程中結(jié)構(gòu)的變形，結(jié)果表明合龍頂推不僅使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生縱向水平位移，還使結(jié)構(gòu)合龍口懸臂端產(chǎn)生較大撓度。但關(guān)于曲線連續(xù)剛構(gòu)橋尤其是不對(duì)稱(chēng)曲線連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推效應(yīng)的相關(guān)研究較少。受曲率的影響，曲線連續(xù)剛構(gòu)橋在砼收縮徐變、溫度及合龍頂推力作用下的力學(xué)行為復(fù)雜，有必要分析不對(duì)稱(chēng)曲線連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推效應(yīng)。該文以寧波某大跨不對(duì)稱(chēng)小半徑曲線連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過(guò)數(shù)值模擬分析砼收縮徐變和溫度對(duì)橋墩受力和變形的影響，分析橋梁結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)合龍頂推力作用下的力學(xué)行為，為橋梁合龍頂推控制提供借鑒。

1 工程背景及數(shù)值模型簡(jiǎn)介

1.1 工程背景

寧波市軌道交通4號(hào)線上跨杭深、蕭甬鐵路工程的大跨不對(duì)稱(chēng)小半徑曲線轉(zhuǎn)體連續(xù)剛構(gòu)橋全長(zhǎng)301 m，橋跨布置為(68+138+95) m(見(jiàn)圖1、圖2)。橋位上行線路中心線曲率半徑為350 m，主梁截面頂板寬11m，底板寬7m。該橋采用不對(duì)稱(chēng)布跨，兩T構(gòu)懸臂長(zhǎng)度分別為50和86 m，27#墩T構(gòu)(小T構(gòu))主梁高5～9 m(按1.8次拋物線變化)，對(duì)稱(chēng)懸臂澆筑13個(gè)節(jié)段，編號(hào)為Z0～Z12；28#墩T構(gòu)(大T構(gòu))主梁高5～12 m(按1.8次拋物線變化)，對(duì)稱(chēng)懸臂澆筑22個(gè)節(jié)段，編號(hào)為Y0～Y21，主梁截面見(jiàn)圖3。橋墩采用箱形截面，受多因素影響兩橋墩墩高和截面均不對(duì)稱(chēng)。在橋墩曲線外側(cè)張拉豎向預(yù)應(yīng)力，27#墩高17.65 m，墩頂橫向?qū)? m、縱向長(zhǎng)5.5 m，墩底橫向?qū)?.6 m、縱向長(zhǎng)5.5 m；28#墩高16.55 m，墩頂橫向?qū)? m、縱向長(zhǎng)6.5 m，墩底橫向?qū)?1.4 m、縱向長(zhǎng)6.5 m。

圖1 橋梁平面布置示意圖(單位：m)

圖2 橋梁立面布置示意圖(單位：m)

圖3 主梁截面示意圖(單位：mm)

1.2 有限元模型

采用有限元軟件MIDAS/Civil建立該橋計(jì)算模型(見(jiàn)圖4)，全橋共881個(gè)單元、918個(gè)節(jié)點(diǎn)。計(jì)算模型中輸入橋墩豎向普通鋼筋，并在橋墩截面剛度計(jì)算中考慮其影響。主梁、橋墩、承臺(tái)、樁基之間采用彈性-剛性連接，樁底采用固結(jié)約束。樁土相互作用根據(jù)地質(zhì)資料，采用m法計(jì)算各土層的土彈簧剛度，并作為邊界條件直接施加在樁的節(jié)點(diǎn)上。梁端兩側(cè)按照實(shí)際支座情況建立約束，分別模擬縱向活動(dòng)支座和雙向活動(dòng)支座，其中雙向活動(dòng)支座僅模擬豎向支撐，豎向剛度取為5×106kN/m，縱向活動(dòng)支座除模擬豎向支撐外，約束徑向位移。模型按照實(shí)際施工過(guò)程劃分90個(gè)施工階段，各節(jié)段懸臂施工分為掛籃就位、砼澆筑和預(yù)應(yīng)力張拉3個(gè)施工階段。曲梁自重扭矩通過(guò)節(jié)點(diǎn)扭矩施加。

圖4 橋梁有限元模型

2 收縮徐變和溫度對(duì)橋墩受力和變形的影響分析

2.1 收縮徐變和溫度對(duì)橋墩變形的影響

2.1.1 收縮徐變對(duì)橋墩變形的影響

砼收縮徐變致使中跨主梁下?lián)峡s短而迫使橋墩發(fā)生向跨中側(cè)的變形是需進(jìn)行合龍頂推的重要原因之一。運(yùn)營(yíng)期橋墩墩頂變形隨砼收縮徐變的發(fā)展情況見(jiàn)圖5，其中縱向位移以小樁號(hào)指向大樁號(hào)為正，橫向位移以沿曲線徑向指向圓心為正，扭轉(zhuǎn)角以使橋墩順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)為正，下同。

由圖5可知：隨著成橋后主梁砼的收縮和徐變，兩橋墩墩頂發(fā)生向跨中側(cè)和曲線內(nèi)側(cè)的位移，27#、28#墩分別出現(xiàn)順時(shí)針和逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)。其中27#墩墩頂縱向位移和扭轉(zhuǎn)角分別由成橋狀態(tài)的5.81 mm、0.54×10-4rad增長(zhǎng)為成橋10年的16.95 mm、2.29×10-4rad，橫向位移由成橋狀態(tài)的-0.07 mm變?yōu)槌蓸?0年的4.43 mm；28#墩墩頂縱向位移和扭轉(zhuǎn)角分別由成橋狀態(tài)的-4.15mm、-0.74×10-4rad增長(zhǎng)為成橋10年的-12.32 mm、-2.49×10-4rad，橫向位移由成橋狀態(tài)的-0.98 mm變?yōu)槌蓸?0年的1.24 mm。這3種變形均呈緩慢增加趨勢(shì)，且兩墩變形存在明顯的不對(duì)稱(chēng)。

圖5 收縮徐變對(duì)橋墩墩頂變形的影響

2.1.2 溫度對(duì)橋墩變形的影響

當(dāng)橋梁未在設(shè)計(jì)合龍溫度合龍，特別是實(shí)際合龍溫度高于設(shè)計(jì)合龍溫度時(shí)，成橋后主梁會(huì)因降溫發(fā)生縮短，迫使橋墩發(fā)生變形，這是需進(jìn)行合龍頂推的另一重要原因。橋墩墩頂變形隨橋梁實(shí)際合龍溫度高于設(shè)計(jì)合龍溫度的溫差的變化見(jiàn)圖6。

圖6 降溫對(duì)橋墩墩頂變形的影響

由圖6可知：溫度會(huì)迫使橋墩產(chǎn)生縱向位移、橫向位移及扭轉(zhuǎn)角，降溫迫使兩橋墩墩頂發(fā)生向跨中側(cè)和曲線內(nèi)側(cè)的位移，并迫使27#墩發(fā)生順時(shí)針扭轉(zhuǎn)、28#墩出現(xiàn)逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)，這一變化規(guī)律與砼收縮徐變作用效應(yīng)基本一致。溫度對(duì)橋墩各項(xiàng)變形的影響呈明顯的線性變化，27#墩墩頂縱向位移隨溫度的變化率約為0.57 mm/℃，橫向位移隨溫度的變化率約為0.21 mm/℃，扭轉(zhuǎn)角隨溫度的變化率約為6.8×10-6rad/℃；28#墩墩頂縱向位移隨溫度的變化率約為-0.43 mm/℃，橫向位移隨溫度的變化率約為0.13 mm/℃，扭轉(zhuǎn)角隨溫度的變化率約為-7×10-6rad/℃?？梢?jiàn)，溫度對(duì)兩橋墩變形的影響同樣存在明顯的不對(duì)稱(chēng)。

2.2 收縮徐變和溫度對(duì)橋墩受力的影響

2.2.1 收縮徐變對(duì)橋墩受力的影響

橋梁在運(yùn)營(yíng)期橋墩墩底的正應(yīng)力隨砼收縮徐變的變化見(jiàn)圖7，其中正應(yīng)力以受拉為正、受壓為負(fù)，下同。

圖7 收縮徐變對(duì)橋墩墩底正應(yīng)力的影響

由圖7可知：在砼收縮徐變作用下，曲線連續(xù)剛構(gòu)橋橋墩墩底正應(yīng)力隨運(yùn)營(yíng)期砼收縮徐變的發(fā)展而不斷變化，變化速率隨時(shí)間逐漸降低，且中跨側(cè)壓應(yīng)力逐漸增大，邊跨側(cè)壓應(yīng)力儲(chǔ)備逐漸減小，27#墩邊跨側(cè)甚至于成橋后不到3年出現(xiàn)拉應(yīng)力。此外，曲線外側(cè)的正應(yīng)力改變速率快于曲線內(nèi)側(cè)，原因在于砼收縮徐變不僅使橋墩承受縱向彎矩，還使其承受橫向彎矩。

2.2.2 溫度對(duì)橋墩受力的影響

曲線連續(xù)剛構(gòu)橋橋墩墩底的正應(yīng)力隨降溫的變化見(jiàn)圖8。

圖8 降溫對(duì)橋墩墩底正應(yīng)力的影響

由圖8可知：曲線連續(xù)剛構(gòu)橋橋墩墩底正應(yīng)力隨溫度的降低呈線性變化，且邊跨側(cè)壓應(yīng)力儲(chǔ)備逐漸減小，甚至出現(xiàn)拉應(yīng)力，中跨側(cè)壓應(yīng)力逐漸增大。溫度對(duì)橋墩墩底正應(yīng)力的影響與砼收縮徐變的作用效應(yīng)的一致性表現(xiàn)在曲線外側(cè)的正應(yīng)力改變速率快于曲線內(nèi)側(cè)。

3 合龍頂推對(duì)橋墩受力和變形的影響分析

實(shí)際工程橋梁設(shè)計(jì)頂推力為4 000 kN，通過(guò)有限元分析，得頂推過(guò)程中前后橋墩受力變化見(jiàn)表1，橋墩和主梁關(guān)鍵截面變形變化見(jiàn)表2，成橋狀態(tài)下橋墩受力和變形改變情況分別見(jiàn)表3、表4，其中墩底截面應(yīng)力點(diǎn)編號(hào)同圖7和圖8。

表1 頂推前后橋墩墩底正應(yīng)力

表2 頂推前后橋墩和主梁關(guān)鍵截面的變形

表3 頂推力對(duì)成橋狀態(tài)下橋墩墩底受力的影響

由表1可知：合龍頂推使最大單懸臂狀態(tài)墩底邊跨側(cè)(1#和2#)壓應(yīng)力增大、中跨側(cè)(3#和4#)壓應(yīng)力減小，且曲線外側(cè)(1#)壓應(yīng)力增大比曲線內(nèi)側(cè)(2#)大。結(jié)合表2可看出：合龍頂推使橋墩產(chǎn)生向邊跨側(cè)和曲線外側(cè)的彎曲變形，該變形與砼收縮徐變和降溫作用效應(yīng)相反。此外，受曲率的影響，主梁產(chǎn)生縱向和豎向變形、橫向變形和扭轉(zhuǎn)變形，且受橋墩不對(duì)稱(chēng)和布跨不對(duì)稱(chēng)的影響，兩側(cè)橋墩和合龍口兩側(cè)位移均呈現(xiàn)明顯的不對(duì)稱(chēng)，合龍口兩側(cè)的位移對(duì)合龍頂推的敏感性高于橋墩墩頂，實(shí)際合龍頂推控制可結(jié)合合龍口兩側(cè)位移進(jìn)行。

由表3、表4可知：合龍頂推會(huì)增大橋墩邊跨側(cè)壓應(yīng)力儲(chǔ)備，使成橋狀態(tài)下橋墩墩底壓應(yīng)力更均勻。在4 000 kN合龍頂推力作用下，成橋狀態(tài)下橋墩墩頂縱向位移接近零，使橋墩在縱向處于豎直狀態(tài)，且橫向位移和扭轉(zhuǎn)變形較小。

表4 頂推力對(duì)成橋狀態(tài)下墩頂位移的影響

4 結(jié)論

(1) 曲線連續(xù)剛構(gòu)橋在砼收縮徐變及降溫作用下，橋墩墩頂會(huì)產(chǎn)生向跨中側(cè)的縱向位移和向曲線內(nèi)側(cè)的橫向位移及扭轉(zhuǎn)變形，橋墩中跨側(cè)壓應(yīng)力逐漸增大，邊跨側(cè)壓應(yīng)力儲(chǔ)備逐漸減小，且受曲率的影響，曲線外側(cè)的墩底正應(yīng)力變化速率快于曲線內(nèi)側(cè)。

(2) 橋墩不對(duì)稱(chēng)、主梁布跨不對(duì)稱(chēng)均會(huì)使橋墩和主梁在砼收縮徐變、溫度和頂推力作用下產(chǎn)生不對(duì)稱(chēng)的變形和受力。

(3) 合龍頂推使橋墩產(chǎn)生與砼收縮徐變、降溫作用效應(yīng)相反的縱、橫向彎曲變形和扭轉(zhuǎn)變形，能改善成橋狀態(tài)下橋墩變形和受力。

(4) 合龍頂推控制可在橋墩變形控制的基礎(chǔ)上輔以合龍口兩側(cè)位移控制。