高墩多跨連續(xù)剛構(gòu)橋合龍技術(shù)探討

鐘志權(quán), 李 霖, 張贊鵬, 王國宇

(1.招商局重慶公路工程檢測(cè)中心有限公司, 重慶 400067; 2.重慶市云陽縣城市管理局, 重慶 400074)

連續(xù)性剛構(gòu)橋?qū)儆诙啻纬o定結(jié)構(gòu),前期施工及合龍溫差導(dǎo)致梁體發(fā)生位移,引起主墩偏位[1];運(yùn)營(yíng)階段后期由于收縮徐變也可能使得梁體發(fā)生豎向撓度和水平位移,造成主墩偏位,產(chǎn)生二次應(yīng)力。為了消除墩頂偏位,目前通常在連續(xù)剛構(gòu)橋合龍時(shí)對(duì)梁體施加頂推力,從而使墩頂發(fā)生預(yù)偏,以調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)的內(nèi)力,使其在成橋狀態(tài)下更為合理[2-4]。

在頂推力的計(jì)算與優(yōu)化研究方面,殷燦彬等[5]提出了消除墩頂水平位移法和消除主梁拉力法2種關(guān)于頂推力的計(jì)算方法,并通過數(shù)值分析發(fā)現(xiàn),兩者的計(jì)算結(jié)果基本一致,但主梁拉力法更為簡(jiǎn)捷;李勝等[6]通過有限元計(jì)算對(duì)比分析、科學(xué)測(cè)試和實(shí)橋應(yīng)用等技術(shù),提出了高墩連續(xù)剛構(gòu)橋可采用不頂推合龍,并給出了判斷指標(biāo);胡平等[7]分析了大噸位頂推力對(duì)鐵路橋梁結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響,結(jié)果表明施加頂推力后主梁下?lián)?、橋墩順橋向水平偏位得到有效控?梁乾敏等[8]根據(jù)工程要求確定目標(biāo)函數(shù)及約束方程,建立多目標(biāo)、多約束的線性規(guī)劃模型,結(jié)合模糊數(shù)學(xué)法得到最優(yōu)頂推力,提出一種適用于多跨連續(xù)剛構(gòu)橋的合龍頂推力的求解方法;黃杜康等[9]基于敏感性分析方法構(gòu)造了合龍頂推位移殘差目標(biāo)函數(shù),借助Matlab優(yōu)化工具對(duì)構(gòu)造的約束優(yōu)化問題求解得到最優(yōu)修正參數(shù),通過對(duì)模型迭代修正得到最優(yōu)頂推力。

山區(qū)連續(xù)剛構(gòu)橋可利用高墩的柔度來適應(yīng)由預(yù)應(yīng)力混凝土收縮徐變和溫度效應(yīng)所引起的位移,減小次內(nèi)力的產(chǎn)生[10]。目前,針對(duì)橋梁不頂推合龍技術(shù),既能滿足受力要求,又能降低施工難度的研究較少?；诖?本文以三圣特大橋?yàn)槔?建立有限元數(shù)值模型,分析推導(dǎo)了橋梁頂推力的計(jì)算公式,利用該計(jì)算公式進(jìn)一步分析頂推力對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)不同階段變形和受力的影響,并將有無頂推力作用下結(jié)構(gòu)的位移變形和受力性能作為橋梁能否不頂推合龍的判斷依據(jù),供同類型的橋梁設(shè)計(jì)施工參考。

1 工程概況

三圣特大橋位于重慶三環(huán)高速公路合川至長(zhǎng)壽段,其主橋?yàn)?跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋,跨徑布置為80 m+3×150 m+80 m,縱坡2%。上部結(jié)構(gòu)為單箱單室變截面箱梁,箱梁根部梁高9.3 m,跨中梁高3.3 m,梁底變化曲線為1.7次拋物線;頂板與底板分別寬12 m與6.5 m,頂板懸臂長(zhǎng)度2.75 m,全橋立面構(gòu)造如圖1所示。主梁采用C55高性能混凝土,縱向預(yù)應(yīng)力由Φs15.2 mm的低松弛高強(qiáng)度鋼絞線提供。

主橋橋墩采用雙肢薄壁墩,雙肢間距5 m,單肢截面尺寸3.5 m×8.5 m,P20、P21、P22、P23的墩高分別為84.5 m、110 m、118 m、87 m,墩身采用C40混凝土,兩邊跨端部采用盆式橡膠支座(GPZ(Ⅱ)7DX/SX)。橋墩采用節(jié)段澆筑施工,主梁采用懸臂澆筑施工,該橋采用掛籃合龍方式,首先完成合龍邊跨,其次合龍次中跨,最后合龍中跨。

單位:cm

2 有限元建模

為分析該橋的受力和變形情況,本文采用有限元軟件Midas/Civil建立全橋模型。全橋采用空間梁?jiǎn)卧M,共計(jì)263個(gè)節(jié)點(diǎn),248個(gè)梁?jiǎn)卧?主梁206個(gè),橋墩42個(gè)),有限元模型如圖2所示。圖2中,數(shù)字代表節(jié)點(diǎn)號(hào),豎向位移以上撓為正、下?lián)蠟樨?fù),水平位移以合川至長(zhǎng)壽方向?yàn)檎?/p>

計(jì)算荷載主要包括結(jié)構(gòu)自重、二期荷載(按照50 kN/m計(jì))、濕重、掛籃重量90 t等。主橋和橋墩的連接采用彈性連接的剛性連接模擬,確保墩梁變形同步;支座分為雙向與單向支座用一般連接模擬,支座與主梁的連接采用彈性連接的剛性連接模擬,確保過渡墩支座的水平約束;墩底采用全自由度約束,模擬橋墩實(shí)際受力情況。模型按實(shí)際施工階段劃分為93個(gè),各節(jié)段懸臂施工分為掛籃就位、混凝土濕重、混凝土澆筑和預(yù)應(yīng)力張拉4個(gè)施工階段。

3 合龍頂推力計(jì)算

本文通過理論計(jì)算得到的頂推位移量推導(dǎo)頂推力計(jì)算公式,再采用有限元模型確定其頂推力。

3.1 頂推位移量確定

在各合龍段對(duì)梁體施加水平頂推力,使墩頂產(chǎn)生與下列因素引起的水平位移值相等的反向位移。

圖2 全橋有限元模型

1) 從頂推施工到成橋時(shí)間不長(zhǎng),頂推時(shí)考慮完全預(yù)頂?shù)窒蓸螂A段累計(jì)的墩頂位移量δ1、合龍溫差引起的墩頂位移量δ2[11-12]。

2) 考慮到若預(yù)先頂推100%的30年收縮徐變后引起的墩頂位移量δ3,勢(shì)必造成橋梁在成橋后長(zhǎng)時(shí)間出現(xiàn)過大的反向位移,這不利于橋梁受力,故根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn),一般只需頂推實(shí)際收縮徐變量的60%[13]。因此,總頂推位移量δ為:

δ=δ1+δ2+δ3×0.6

(1)

式中:δ為總頂推位移量;δ1為成橋階段累計(jì)的墩頂位移量;δ2為合龍溫差引起的墩頂位移量;δ3為30年收縮徐變后引起的墩頂位移量。

各因素作用下產(chǎn)生的墩頂位移量如表1所示。由表1可知,P20、P23墩的水平位移較大且較接近,P21、P22墩的水平位移較小且較接近,因此,主要以控制P20和P23墩的水平位移為主。

3.2 頂推力確定

1) 頂推力施加

頂推力的施加方式如圖3所示。該橋在次中跨頂推力f1、f3作用下,會(huì)產(chǎn)生對(duì)P20、P23墩墩頂有利的水平位移,對(duì)P21、P22墩墩頂不利的水平位移;而在中跨頂推力f2作用下,會(huì)產(chǎn)生對(duì)P20～P23墩墩頂有利的水平位移。

表1 各因素作用下墩頂水平位移量 mm

為得到各墩頂水平位移受次中跨頂推力和中跨頂推力的影響程度,在有限元模型中,取中跨頂推力f2=0 kN,次中跨頂推力f1、f3每級(jí)按200 kN從0 kN遞增到2 200 kN;同理,假定次中跨頂推力f1、f3分別為0 kN,中跨頂推力f2每級(jí)按200 kN從0 kN遞增到2 200 kN,以此得到頂推力與墩頂水平位移關(guān)系,如圖4所示。由圖4可知,當(dāng)中跨頂推力不變時(shí),墩頂水平位移隨著次中跨頂推力的增大呈線性增大[14];同理,當(dāng)次中跨頂推力不變時(shí),墩頂水平位移隨著中跨頂推力的增大亦呈線性增大,這反映了橋墩在頂推力作用下仍處于彈性階段[15]。

圖3 頂推力施加示意

(b) 中跨

2) 頂推力與墩頂水平位移的關(guān)系

由圖4可知,對(duì)P20～P23墩墩頂水平位移與頂推力進(jìn)行擬合,其關(guān)系式如式(2)～式(5)所示。

P20墩:δP20=0.04f1+0.02f2

(2)

P21墩:δP21=-0.053f1+0.02f2

(3)

P22墩:δP22=-0.066f3+0.022f2

(4)

P23墩:δP23=0.043f3+0.022f2

(5)

式中:δP20、δP21、δP22、δP23分別為P20、P21、P22、P23墩墩頂總位移量絕對(duì)值,可由式(1)得到。

將表1中總頂推位移量的絕對(duì)值分別代入式(2)、式(3),得到頂推力f1=569 kN、f2=2 301 kN;同理,分別代入式(4)、式(5),得到頂推力f3=529 kN、f2=2 162 kN。

3) 頂推力確定

為保證橋梁受力平衡,需假定f1=f3,因此取兩者平均值作為合龍段次中跨頂推力;同理,中跨頂推力f2也采用這2種方式計(jì)算得到頂推力的平均值。通過建立方程組求解得到f1=f3=549 kN,f2=2 231.5 kN。結(jié)合施工綜合考慮,該橋次中跨頂推力為550 kN,中跨頂推力為2 200 kN。

4 不同合龍方式對(duì)橋梁受力性能和經(jīng)濟(jì)效益分析

為進(jìn)一步分析該橋在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下的受力性能,采用有限元軟件Midas/Civil分別建立大橋頂推合龍與不頂推合龍施工成橋全過程的有限元模型,如圖5所示。

4.1 橋墩墩頂水平位移量

為對(duì)比有無頂推力對(duì)墩頂位移量的影響,計(jì)算得到各橋墩墩頂水平位移量,如圖6所示。不頂推合龍時(shí),成橋階段墩頂水平位移量較小,但30年收縮徐變后在P20、P23墩分別產(chǎn)生了81.74 mm、84.25 mm的較大偏位,表明若不頂推合龍,則成橋后收縮徐變將對(duì)墩頂產(chǎn)生較大的不利變形。頂推合龍?jiān)诔蓸螂A段P20、P23墩分別產(chǎn)生了43.29 mm、52.22 mm的較大反向偏位,但30年收縮徐變后墩頂水平位移量較小,這表明通過墩頂水平位移量擬合得到的頂推力計(jì)算公式準(zhǔn)確,理論頂推力合理,且頂推合龍產(chǎn)生的反向偏位將能較好地抵消未來30年收縮徐變產(chǎn)生的位移變形。

(a) 頂推合龍

(b) 不頂推合龍

圖6 各橋墩墩頂水平位移量

4.2 橋墩受力

1) 通過數(shù)值模擬得到合龍過程中各墩墩底的最不利彎矩和應(yīng)力,如圖7所示。從圖7可知,P20～P23墩墩底在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下均不存在拉應(yīng)力,頂推合龍的各墩墩底最小壓應(yīng)力小于不頂推合龍的最小壓應(yīng)力,頂推合龍的各墩墩底最大壓應(yīng)力大于不頂推合龍的最大壓應(yīng)力。

2) 通過數(shù)值分析得到成橋及30年收縮徐變后橋墩受力變化情況,如圖8所示。隨使用時(shí)間的延長(zhǎng),頂推合龍的壓應(yīng)力呈減小趨勢(shì),不頂推合龍的壓應(yīng)力呈增加趨勢(shì),主因是收縮徐變?cè)斐蓸蚨障蚩缰衅?在成橋階段,頂推合龍的最大壓應(yīng)力較不頂推合龍的最大壓應(yīng)力大0.45 MPa,30年收縮徐變后,頂推合龍的最大壓應(yīng)力較不頂推合龍的最大壓應(yīng)力小1.03 MPa。P20～P23墩在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下均不存在拉應(yīng)力故不會(huì)產(chǎn)生裂縫,且壓應(yīng)力小于《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG 3362—2018)[16](簡(jiǎn)稱《規(guī)范》)規(guī)定的混凝土允許壓應(yīng)力值fcd=18.4 MPa,橋墩處于安全狀態(tài)。

圖7 合龍過程中墩底受力

圖8 墩身應(yīng)力分布

4.3 主梁變形

成橋及30年收縮徐變后主梁跨中下?lián)现等鐖D9所示。由圖9可知,不頂推合龍的邊跨撓度值較頂推合龍的邊跨撓度值小,差值最大為5.07 mm;不頂推合龍的次中跨及中跨撓度值較頂推合龍的次中跨及中跨撓度值大,差值最大為17.32 mm,表明施加頂推力有利于消除后期收縮徐變等因素引起的主梁下?lián)?主因是在施加頂推力的過程中,導(dǎo)致P20與P21墩、P21與P22墩、P22與P23墩之間的主梁向上拱。在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下,30年收縮徐變對(duì)主梁變形的影響為:相較成橋,邊跨產(chǎn)生的撓度變形與成橋方向相同,變形呈增大趨勢(shì);次中跨及中跨產(chǎn)生的撓度變形與成橋方向相反,呈現(xiàn)出與成橋相反方向的變形。

圖9 主梁撓度

4.4 主梁受力

成橋及30年收縮徐變后主梁上緣和下緣應(yīng)力如圖10和表2所示。由圖10可知,在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下,主梁上緣和下緣應(yīng)力全部為壓應(yīng)力,且相較成橋的主梁應(yīng)力,30年收縮徐變后的主梁上、下緣應(yīng)力均產(chǎn)生顯著變化,整體處于增大趨勢(shì)。由表2可知,頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下,主梁0號(hào)塊受到的最大壓應(yīng)力為10.8 MPa,主梁跨中受到的最大壓應(yīng)力為7.88 MPa,均小于規(guī)范[16]規(guī)定的混凝土允許壓應(yīng)力值fcd=18.4 MPa,主梁受力滿足規(guī)范要求。頂推合龍的上緣壓應(yīng)力與不頂推合龍的上緣壓應(yīng)力最大相差為0.58 MPa,頂推合龍的下緣壓應(yīng)力與不頂推合龍的下緣壓應(yīng)力最大相差為0.62 MPa。因此,頂推力的施加對(duì)主梁受力影響較小。

綜上分析,不頂推合龍30年收縮徐變后墩頂將產(chǎn)生較大的不利變形,頂推合龍?jiān)诔蓸螂A段墩頂產(chǎn)生較大的反向偏位,但能較好地抵消未來30年收縮徐變產(chǎn)生的位移變形。不頂推合龍的主梁撓度值較頂推合龍的主梁撓度值,邊跨最大撓度差值為5.07 mm,中跨最大撓度差值為17.32 mm,表明施加頂推力有利于消除后期收縮徐變引起的墩頂變形和主梁下?lián)稀?/p>

隨使用時(shí)間的延長(zhǎng),30年收縮徐變后橋墩頂推合龍的最大壓應(yīng)力較不頂推合龍的最大壓應(yīng)力小1.03 MPa,橋墩在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下均不存在拉應(yīng)力,且壓應(yīng)力小于規(guī)范[16]規(guī)定的混凝土允許壓應(yīng)力值fcd=18.4 MPa。在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下,主梁上緣和下緣應(yīng)力全部為壓應(yīng)力,且主梁受到的最大壓應(yīng)力值為10.8 MPa,小于規(guī)范[16]規(guī)定的混凝土允許壓應(yīng)力值fcd=18.4 MPa;無頂推合龍的上緣壓應(yīng)力較頂推合龍的上緣壓應(yīng)力最大相差為0.58 MPa,下緣壓應(yīng)力較頂推合龍的下緣壓應(yīng)力最大相差為0.62 MPa,表明頂推力的施加對(duì)橋墩和主梁受力影響較小。

(a) 上緣應(yīng)力分布

(b) 下緣應(yīng)力分布

表2 控制截面位置的梁體應(yīng)力

4.5 經(jīng)濟(jì)效益

1) 施工工藝

連續(xù)剛構(gòu)橋由于獨(dú)特的結(jié)構(gòu)形式和受力情況,導(dǎo)致其合龍工序也較為復(fù)雜。合龍段的施工工期安排如表3所示。

表3 合龍段施工步驟及時(shí)間安排

2) 人員配置

合龍施工擬投入的人員包括起重工、焊工、鋼筋工、混凝土工、電工、機(jī)械工共計(jì)36人,另外還需專門配備指揮1人,技術(shù)員、測(cè)量、試驗(yàn)人員各3人。設(shè)備包括吊架3套、塔吊4臺(tái)、施工升降機(jī)4臺(tái)、智能張拉壓漿設(shè)備3套、千斤頂、鋼筋、試驗(yàn)儀器等。單個(gè)合龍口經(jīng)濟(jì)成本如表4所示。

橋梁合龍段沿邊跨到中跨的合龍順序依次合龍,2個(gè)次中跨合龍口可平行施工。若選擇合龍頂推施工時(shí),則根據(jù)表3的工期安排,頂推合龍的施工工期較不頂推合龍的施工工期多1 d;結(jié)合表4的經(jīng)濟(jì)成本,頂推合龍的施工成本較不頂推合龍的施工成本多2.9萬元。因此,選擇頂推合龍技術(shù)時(shí)將增加施工步驟,延長(zhǎng)工期,降低工程效益,進(jìn)一步增加了施工中的不穩(wěn)定因素。

表4 單個(gè)合龍口經(jīng)濟(jì)成本

5 結(jié)論

本文依托三圣特大橋?qū)ζ浜淆堩斖屏Φ挠?jì)算方法進(jìn)行了分析,并對(duì)比分析了有無頂推力對(duì)橋梁的受力性能和經(jīng)濟(jì)效益的影響,得到以下結(jié)論:

1) 合龍頂推力與橋墩墩頂?shù)乃轿灰屏砍示€性相關(guān),橋墩墩頂?shù)乃轿灰屏恐饕墒┕?、合龍溫差、混凝土收縮徐變等因素控制。

2) 施加頂推力雖然會(huì)導(dǎo)致成橋時(shí)橋墩墩頂?shù)姆聪蚱贿^大,但也能有效改善橋梁30年收縮徐變后的墩頂變形和主梁下?lián)稀?/p>

3) 施加頂推力能夠改善橋墩的受力,當(dāng)連續(xù)剛構(gòu)橋橋墩較高時(shí),墩身在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下整體均處于受壓狀態(tài),不具備裂縫產(chǎn)生條件,且墩身的壓應(yīng)力未超過《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG 3362—2018)規(guī)定的混凝土允許壓應(yīng)力值,橋墩處于安全狀態(tài)。

4) 數(shù)值模擬結(jié)果表明,三圣特大橋梁受力均滿足要求,但相較頂推合龍,不頂推合龍工藝降低了施工難度,縮短了工期,提高了工程效益,推薦采用不頂推合龍技術(shù)。