大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋中跨合龍頂推施工效應(yīng)分析

李軍杰

摘要 為分析剛構(gòu)橋頂推施工效應(yīng)，文章以（95+175+95）m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)槔ㄟ^(guò)有限元數(shù)值法計(jì)算橋梁施工頂推力，對(duì)比分析理論非頂推施工與實(shí)際頂推施工各施工階段的應(yīng)力、縱向位移及豎向位移。研究表明，以墩頂面縱向位移值為控制指標(biāo)，能有效計(jì)算施工頂推力。高、低雙肢薄壁墩縱向位移對(duì)頂推力敏感程度差異較大。頂推力能改善結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)，但影響程度較小。

關(guān)鍵詞 連續(xù)剛構(gòu)橋；合龍；頂推力；有限元分析；施工測(cè)量

中圖分類(lèi)號(hào) U445.4文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼 A文章編號(hào) 2096-8949（2024）05-0042-04

0 引言

雙支薄壁墩連續(xù)剛構(gòu)橋具有較強(qiáng)跨越能力[1]，對(duì)溫度、收縮徐變及支座沉降等作用引起的橋墩位移有較好適應(yīng)性，具有降低墩頂負(fù)彎矩、減小結(jié)構(gòu)內(nèi)力、優(yōu)化整體剛度等優(yōu)勢(shì)。剛構(gòu)橋合龍施工階段對(duì)梁體施加水平頂推力，使墩頂產(chǎn)生水平位移以抵抗溫差、收縮徐變及施工各階段引起的反向位移[2]。

其中，王磊等[3]根據(jù)最小勢(shì)能原理，推導(dǎo)剛構(gòu)橋合龍頂推位移計(jì)算方法；陳金盛[4]采用有限元法，分析墩頂水平變位與頂推力之間的關(guān)系；滕樹(shù)元[5]建立結(jié)構(gòu)變形預(yù)測(cè)模型，分析頂推合龍對(duì)結(jié)構(gòu)長(zhǎng)期線形的影響；吳鋒等[6]采用線性迭代計(jì)算的方法，分析多跨混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋最佳頂推合龍方案；鄭國(guó)富等[7]對(duì)比分析頂推力對(duì)雙肢及四肢薄壁墩結(jié)構(gòu)的影響，并計(jì)算合理頂推力。相關(guān)文獻(xiàn)多數(shù)集中于合理頂推力計(jì)算、頂推合龍方案及頂推對(duì)結(jié)構(gòu)線形影響等研究，對(duì)剛構(gòu)橋不等高雙肢薄壁墩的頂推合龍施工研究較少。

因此，該文以高、低雙肢薄壁墩的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)檠芯繉?duì)象，采用有限元數(shù)值方法計(jì)算合龍頂推力，分析連續(xù)剛構(gòu)橋主梁和雙肢薄壁墩位移、應(yīng)力效應(yīng)，評(píng)價(jià)頂推施工后高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋的穩(wěn)定性及剛度。

1 工程概況

（95+175+95）m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，采用C55聚丙烯纖維混凝土，下部為不等高、不等厚的雙支薄壁墩，如圖1所示。該橋主梁為單箱單室箱梁截面，箱梁根部梁高11.2 m，跨中梁高5 m；箱梁梁高按1.8次拋物線漸變，漸變段長(zhǎng)度為81.75 m。箱梁頂寬16.31 m，厚0.3 m；懸臂翼緣長(zhǎng)4.03 m；底板寬8.25 m，厚度由根部的1.3 m按1.8次拋物線漸變至跨中0.32 m。箱梁設(shè)三向預(yù)應(yīng)力體系，縱向預(yù)應(yīng)力分為頂板束、腹板束、合龍束和體外束四種：頂板束采用17φs15.2、19φs15.2和22φs15.2鋼絞線；腹板束采用22φs15.2鋼絞線；合龍束采用17φs15.2、19φs15.2鋼絞線，頂板橫向預(yù)應(yīng)力采用3φs15.2、5φs15.2鋼絞線，端、中橫梁橫向預(yù)應(yīng)力采用17φs15.2鋼絞線，豎向預(yù)應(yīng)力采用3φs15.2鋼絞線；體外束為27φs15.2、31φs15.2鋼絞線。主墩編號(hào)依次為4#～7#，其中5#、6#采用雙肢薄壁墩：5#墩墩高32 m，寬8.25 m，壁厚1.8 m，雙肢凈間距7.7 m；6#墩墩高20 m，寬8.25 m，壁厚1.5 m，雙肢凈間距7.7 m。大橋采用掛籃懸臂澆筑施工，其中0#塊長(zhǎng)14 m，箱梁?jiǎn)巍癟”共21段：6×3 m+6×3.5 m+9×4.5 m，邊跨現(xiàn)澆段長(zhǎng)6.28 m，中、邊跨合龍段均為2 m。

2 有限元模型

采用Midas Civil軟件建立全橋有限元模型，如圖2所示。主梁、主墩、承臺(tái)均采用梁?jiǎn)卧M，全橋預(yù)應(yīng)力采用鋼絞線束施加，鋼絞線彈性模量采用1.95×105 MPa。以10年期為運(yùn)營(yíng)階段的收縮徐變效應(yīng)終值，并考慮實(shí)際施工溫度效應(yīng)。根據(jù)該橋的受力特性，邊界條件按照連續(xù)梁剛構(gòu)橋的實(shí)際支撐形式設(shè)置。全橋共計(jì)153個(gè)單元，146個(gè)節(jié)點(diǎn)。根據(jù)橋梁設(shè)計(jì)圖紙及實(shí)際施工階段設(shè)置工況，如表1所示。

3 頂推力計(jì)算

由于連續(xù)剛構(gòu)橋是墩、梁固結(jié)體系，當(dāng)連續(xù)剛構(gòu)橋中跨合龍溫度高于設(shè)計(jì)合龍基準(zhǔn)溫度、成橋狀態(tài)不平衡荷載及各階段施工累積作用時(shí)，會(huì)產(chǎn)生主梁跨中下?lián)?，進(jìn)一步引起主墩水平偏位，同時(shí)，在收縮徐變效應(yīng)下會(huì)再次放大主梁跨中下?lián)稀?/p>

因此，在中跨合龍施工中，對(duì)梁體施加水平頂推力，使墩頂產(chǎn)生各因素引起的水平位移值相等的反向位移，以消除墩頂因各因素引起的水平位移及結(jié)構(gòu)附加的溫度應(yīng)力。根據(jù)理論模型各施工工況，由式（1）計(jì)算各墩頂?shù)乃轿灰评塾?jì)值控制頂推力。

Δx=?（Δx1+Δx2+Δx3） （1）

式中，Δx——總頂推位移；Δx1——成橋狀態(tài)邊、中跨不平衡荷載及各階段施工累積作用引起的墩頂順橋向位移量；Δx2——主梁合龍溫差引起的墩頂順橋向位移量；Δx3——運(yùn)營(yíng)10年后混凝土主梁收縮徐變效應(yīng)引起的墩頂順橋向位移量。

計(jì)算得出在橋梁合龍溫度為15 ℃時(shí)，水平頂推力為3 750 kN。

4 效應(yīng)分析

4.1 縱向位移分析

實(shí)際橋梁中跨合龍施工中，對(duì)中跨合龍口施加3 750 kN水平頂推力，按照30%、50%、80%、100%階段分級(jí)加載頂推力。測(cè)量合龍段截面頂板、底板及5#高墩、6#低墩頂面的實(shí)際縱向位移，如表 2、圖 3及圖 4所示。

由表 2、圖 3及圖 4可知，采用同步對(duì)稱(chēng)頂推施工，頂推力加載至100%時(shí)，主梁合龍段梁截面頂板與底板的頂推力與變形規(guī)律相似，縱向位移量基本一致，偏差為11.7%。相反，由于兩側(cè)為不等高、不等厚雙肢薄壁墩，側(cè)向剛度差異較大，導(dǎo)致高、低墩頂面位移差距大，5#高墩頂面位移為3.6 cm，6#低墩頂面位移為1.2 cm。同時(shí)，由于力在混凝土中傳遞滯后，分級(jí)施加頂推力的位移量初始值較小，且梁墩位移差值較大。

4.2 豎向位移分析

沿連續(xù)剛構(gòu)橋主梁順橋向分別于邊跨1/2、墩頂兩側(cè)、中跨1/2、中跨1/4及中跨3/4等9處控制截面布置觀測(cè)點(diǎn)，測(cè)量實(shí)際頂推合龍后控制截面的豎向位移，如圖 5所示。根據(jù)實(shí)測(cè)頂推施工與理論非頂推施工，對(duì)比分析合龍后實(shí)測(cè)與理論控制截面豎向位移，如表 3和圖 6所示。

由表 3和圖 6可知，相較于理論非頂推施工，頂推合龍后產(chǎn)生了一定的豎向位移，其中跨1/2截面增加了6.9 mm，左右邊跨1/2截面分別增加了3.3 mm、2.6 mm。施加頂推力使橋墩在成橋階段提前向順橋邊跨方向產(chǎn)生水平位移，從而使主梁合龍后產(chǎn)生預(yù)拱度進(jìn)行補(bǔ)償，有利于減小墩頂水平位移引起的主梁豎向變形。同時(shí)，合龍預(yù)應(yīng)力鋼束作用引起主梁與薄壁墩產(chǎn)生向兩墩內(nèi)側(cè)方向的位移，進(jìn)一步改善合龍頂推施工其疊加效應(yīng)。

4.3 應(yīng)力分析

沿連續(xù)剛構(gòu)橋主梁順橋向設(shè)置9處控制截面（圖 5），每處截面于頂板、底板、腹板布置3組應(yīng)力測(cè)點(diǎn)，取每組應(yīng)力測(cè)點(diǎn)平均值為該處代表值，如圖 7所示。同時(shí)，測(cè)量高、低雙肢薄壁墩（跨中為內(nèi)側(cè)）在中跨合龍前，頂推施工，中跨合龍后時(shí)的應(yīng)力值。主梁控制截面和墩頂截面應(yīng)力值，如圖 8、圖 9所示。

由圖 8及圖 9可知，各階段施工中，高、低墩頂截面內(nèi)外規(guī)律相似，頂推施工后，墩頂截面應(yīng)力幅值增加，隨著中跨合龍后應(yīng)力釋放后，其幅值隨之降低。其中，相較于外側(cè)墩，由于內(nèi)側(cè)墩結(jié)構(gòu)變形較大，其應(yīng)力值也變化較大，6#低墩內(nèi)側(cè)在頂推后其應(yīng)力增加88%，隨后減少26%。

在主梁控制截面應(yīng)力中，施加頂推力對(duì)剛構(gòu)橋上部結(jié)構(gòu)受力有一定改善，但幅值變化較小，未改變截面應(yīng)力變化趨勢(shì)。

5 結(jié)論

以（95+175+95）m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)橐劳校治鰟倶?gòu)橋頂推施工效應(yīng)，通過(guò)有限元數(shù)值法計(jì)算橋梁施工頂推力，對(duì)比分析理論非頂推施工與實(shí)際頂推施工各施工階段的應(yīng)力、縱向位移及豎向位移，得到以下結(jié)論：

（1）考慮剛構(gòu)橋施工各階段，采用有限元模型以墩頂面縱向位移值為控制，能有效計(jì)算施工頂推力。

（2）高、低雙肢薄壁墩側(cè)向剛度相差較大，對(duì)頂推力敏感程度差異較大，而主梁頂?shù)装遄冃沃祷疽恢隆ｍ斖剖┕?duì)跨中下?lián)嫌幸欢ǜ纳?，但影響程度較小。

（3）雙肢薄壁內(nèi)側(cè)墩頂推施工的應(yīng)力值相對(duì)較大，隨著合龍應(yīng)力釋放后幅值隨之降低。預(yù)應(yīng)力連續(xù)剛構(gòu)橋采用頂推施工后，能有效改善結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)，增加結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

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