四跨連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推力計算與效應(yīng)分析

周 偉 胡鐵山 賴敏芝

（1.湖北交投科技發(fā)展有限公司 武漢 430030； 2.湖北省交通規(guī)劃設(shè)計院 武漢 430051）

由于連續(xù)剛構(gòu)橋線形流暢、輕巧美觀、結(jié)構(gòu)剛度大、變形緩和、養(yǎng)護簡便、設(shè)計理論和施工技術(shù)成熟等顯著優(yōu)點，在橋梁建設(shè)中被廣泛應(yīng)用。但是由于該橋式是超靜定的結(jié)構(gòu)形式，混凝土的收縮徐變使主梁有豎向、縱向位移，造成主墩的偏位，影響了橋梁的美觀和行車的舒適性，同時對主墩的受力產(chǎn)生了不利影響［1］。在合龍段施工過程中，合龍時的實際溫度可能與設(shè)計溫度有偏差，此溫度差會使梁體產(chǎn)生位移，引起主墩偏位，產(chǎn)生二次應(yīng)力［2］。合龍束預應(yīng)力張拉同樣會使主梁和橋墩有向跨中的水平位移，對主墩造成不利影響［3］。

為了消除這種影響，在連續(xù)剛構(gòu)橋合龍時對梁體施加一個水平推力，給主墩施加一個反向位移，來抵消收縮徐變、合龍溫度差、合龍段的預應(yīng)力等的影響［4］。

1 工程背景

康家河大橋主橋上部結(jié)構(gòu)為65 m＋120 m＋120 m＋65 m 4跨預應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)箱梁。箱梁根部高度為7.0 m，跨中高度為2.5 m，箱梁根部底板厚100 c m，跨中底板厚32 c m，箱梁高度，以及箱梁底板厚度按2.0次拋物線變化；箱梁腹板根部厚70 c m，跨中厚50 c m，在5號和6號梁段腹板厚度從70 c m直線變化到50 c m。上部結(jié)構(gòu)均采用C50混凝土和三向預應(yīng)力?？v向及橫向預應(yīng)力鋼束采用GB／T5224－2003標準270級鋼絞線，彈性模量1.95×105MPa，標準強度為1 860 MPa，錨下控制張拉應(yīng)力為0.75fpk＝1 395 MPa［5］。豎向預應(yīng)力采用精軋螺紋鋼筋，彈性模量2.0×105MPa，標準強度為930 MPa，錨下控制張拉應(yīng)力為0.85fpk＝790.5 MPa［5］。

右線主橋橋墩墩身采用雙肢變截面矩形空心墩，其墩身高度分別為93，90，75 m。墩身采用C40混凝土。

箱梁澆筑分段長度有：12 m長的0號塊、3 m長的1～7號階段、4 m長的8～15號階段、合龍段都為2 m長，邊跨現(xiàn)澆段長3.9 m。采用懸臂澆筑施工，合龍順序為：先邊跨合龍，后中跨對稱合龍。設(shè)計合龍溫度為15℃。

采用通用有限元軟件 Midas／Civil建立模型。全橋共劃分232個單元，347個節(jié)點。其中上部結(jié)構(gòu)單元122個，橋墩單元110個。

2 頂推位移量和頂推力的計算

2.1 頂推位移量的確定原則

頂推位移量主要考慮3部分的影響，分別是收縮徐變、合龍溫度和合龍束預應(yīng)力張拉。在計算當中是由成橋階段累積縱向位移量δ1、合龍溫差引起的墩頂縱向位移量δ2及運營階段收縮徐變效應(yīng)引起的墩頂縱向位移量δ33部分組成。

成橋階段累積縱向位移量δ1認為主要是由合龍束預應(yīng)力張拉和頂推到成橋階段的收縮徐變引起的；合龍溫差引起的墩頂縱向位移量δ2是指合龍時的整體溫度與設(shè)計溫度的差值對墩頂縱向位移的影響；運營階段收縮徐變效應(yīng)引起的墩頂位移量δ3加上成橋階段累積縱向位移量δ1中的收縮徐變部分共同構(gòu)成了收縮徐變的影響。

在最終確定實際頂推位移量時，還要考慮模型和實際差別及最佳狀態(tài)的時間保持2個因素［6］：

（1）有限元模型中邊墩支座模擬為沒有縱向約束的連桿，而實際邊墩支座是有一定的摩阻力。故運營階段由于收縮徐變引起的橋墩縱向位移量只有理論計算的70%。

（2）成橋后到收縮徐變完成將有很長一段時間，若是預頂100%的運營階段收縮徐變效應(yīng)引起的墩頂位移量δ3，那么橋梁將從頂推階段到收縮徐變完成這段很長的時間內(nèi)有反向過大位移。故只需預頂實際收縮徐變量的60%。

因此頂推位移量表達式為

2.2 頂推位移量的計算

以康家河大橋為計算例子，分別計算出成橋時墩頂?shù)奈灰瓶v向位移量、10年收縮徐變墩頂?shù)目v向位移量、整體溫度升高1℃墩頂?shù)目v向位移量，見表1。

表1 各墩墩頂分別在成橋、長期收縮徐變及溫度荷載下的縱向位移量 mm

根據(jù)式（1），計算出不同合龍溫度下的各墩頂需要的預頂位移量，見表2。

表2 不同合龍溫度下各墩頂需要頂開的縱向位移量 mm

由表2可見，溫度對墩頂需要的預頂位移量影響很大，合龍溫度越高，需要的預頂位移量越大。合龍溫度高于設(shè)計溫度時，需要降溫到設(shè)計溫度，此過程中主梁冷縮，主梁上各點向跨中移動，與成橋縱向位移、10年收縮徐變的縱向位移梁方向相同，加劇了頂推位移量。

2.3 有限元法計算頂推力

在有限元模型中的合龍頂推處施加一定量頂推力，本文取100 k N。所需頂推力的計算公式為［7］

康家河大橋右幅在100 k N的頂推力作用下，各墩頂?shù)目v向位移量見表3。

表3 100 k N的頂推力作用下各墩頂?shù)目v向位移量 mm

不同溫度下使得各墩頂預偏量完成表3時的頂推力見表4。

表4 不同合龍溫度下各墩頂完成預偏量所需的頂推力 k N

康家河大橋的合龍順序為先合龍邊跨且不頂推，然后是同時合龍2個中跨，在中跨合龍前需要頂推。為了保證4號橋墩受力平衡，故2中跨的頂推力需要相等，頂推力的大小取3號墩和5號墩所需頂推力的均值，見表5。

表5 不同合龍溫度下頂推力 k N

表5中的數(shù)據(jù)以公式表達如下：

式中：P為頂推力，k N；t為合龍溫度，℃。

3 合龍頂推的影響分析

為了解合龍頂推對施工預拱度和對結(jié)構(gòu)性能的影響，故將施加頂推力和不施加頂推力的2種模型進行對比。

（1）計算模型I。邊跨合龍，在2中跨同時合龍前在合龍口向外施加948.6 k N的頂推力，2中跨同時合龍。

（2）計算模型II。邊跨合龍，2中跨同時合龍。

3.1 合龍頂推對施工控制的影響

施加頂推力與不施加頂推力的預拱度差值見圖1。

圖1 主梁上各點施加頂推力與不施加頂推力的預拱度差值

由圖1可見，頂推力對橋梁的預拱度有一定的影響。3號墩邊跨側(cè)的預拱度增加了，最大值出現(xiàn)在跨中位置，其值為7.0 mm；3號墩中跨側(cè)的預拱度降低了，最大值出現(xiàn)在最大懸臂端，其值為19.4 mm；4號墩的預拱度影響不大；5號墩中跨側(cè)的預拱度降低了，最大值出現(xiàn)在最大懸臂端，其值為14.7 mm，5號墩邊跨側(cè)的預拱度增加了，最大值出現(xiàn)在跨中位置，其值為1.2 mm。施加頂推對外側(cè)的主墩（3號墩和5號墩）的預拱度有一定的影響，在施工監(jiān)控中需考慮頂推力對上部結(jié)構(gòu)的預拱度的影響。

3.2 合龍頂推連續(xù)剛構(gòu)結(jié)構(gòu)性能的影響

3.2.1 合龍頂推對連續(xù)剛構(gòu)橋主梁長期撓度的影響

施加頂推力與不施加頂推力的長期撓度值見圖2。

圖2 主梁上各點施加頂推力與不施加頂推力的長期撓度

由圖2可見，頂推對橋梁的長期撓度的影響很小，最大值才0.6 mm。長期撓度是由箱梁上下緣的應(yīng)力差產(chǎn)生的徐變差造成的，可見頂推對主梁的彎矩影響較小。

3.2.2 合龍頂推對連續(xù)剛構(gòu)橋橋墩的影響

施加頂推力與不施加頂推力2種模型在成橋10年后的墩頂、墩底的截面彎矩對比見圖3。

圖3 施加頂推力與不施加頂推力的成橋10年后的墩頂、墩底截面彎矩

由圖3可見，3號墩和5號墩的截面彎矩較大，4號墩的截面彎矩較??；頂推對3號墩和5號墩的截面彎矩有很大的改善。

施加頂推力與不施加頂推力2種模型的5號橋墩前肢墩底彎矩在運營階段的時間變化見圖4。

圖4 施加頂推力與不施加頂推力的5號橋墩前肢墩底運營階段彎矩對比

由圖4可見，頂推給了墩底一個與原有截面彎矩反方向的彎矩；在10年的運營階段，不頂推時彎矩由－4 598 k N·m變化到－10 664 k N·m，頂推時彎矩由4 918 k N·m變化到－4 177 k N·m；使得墩底的最大彎矩減小為原來的46%。

4 結(jié)語

合龍頂推位移量有成橋階段墩頂縱向位移量、運營階段收縮徐變效應(yīng)的墩頂縱向位移量及合龍溫度與設(shè)計溫度差引起的橋墩縱向位移量3部分組成，其中運營階段收縮徐變效應(yīng)的墩頂縱向位移量只取42%?？导液哟髽蛴曳斖屏Υ笮椋篜＝31.26×t＋479.7 k N。合龍溫度越高，所需的頂推力越大。

施加頂推力對外側(cè)主墩（3號墩和5號墩）的預拱度有一定的影響，其最大差值為19.4 mm。

施加頂推力對橋梁運營階段的撓度影響很小。

施加頂推力對橋梁外側(cè)主墩（3號墩和5號墩）的彎矩有很大的改善，對中間的主墩（4號墩）的彎矩影響很小，4號墩的彎矩本來就不大。以5號墩橋墩前肢墩底為例，頂推力的施加給一個與原來彎矩反方向的彎矩，使得最大彎矩減小為原來的46%。

［1］ 張剛剛，吳重男.連續(xù)剛構(gòu)橋合龍段頂推力設(shè)計探討［J］.中外公路，2011，31（4）：119-123.

［2］ 周光偉，陳得良.連續(xù)剛構(gòu)橋合龍溫度的合理確定及高溫合龍對策［J］.長沙交通學院學報，2006（3）：15-19.

［3］ 吳 彪.矮墩連續(xù)剛構(gòu)合龍段的頂推施工［J］.公路，2004（7）：165-167.

［4］ 陳洪彬，陳 群，王 裴，等.大跨度連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推效應(yīng)分析及方案設(shè)計［J］.公路，2009（7）：209-211.

［5］ 中交第二公路勘察設(shè)計研究院有限公司，鐵道第三勘察設(shè)計院集團有限公司.恩施至來鳳高速公路工程第TJ－2標段兩階段施工圖設(shè)計［Z］.武漢：中交第二公路勘察設(shè)計研究院有限公司，2005.

［6］ 胡清和.多跨連續(xù)剛構(gòu)橋構(gòu)造分析及合龍技術(shù)研究［D］.重慶：重慶交通大學，2009.

［7］ 鄒毅松，單榮相.連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推力的確定［J］.重慶交通學院學報，2004（2）：11-13.