對連續剛構體系和剛構的探討——連續梁組合體系基于合龍頂推改善墩底受力的對比

嚴宇濛 張 浩 江雄飛

（重慶交通大學，重慶 400074）

隨著現代橋梁跨度的越來越大，剛構-連續梁組合體系的橋梁的廣泛應用，合龍前在懸臂端進行適當的頂推，是改善長期作用效應和溫差效應的一種較為理想的施工措施。由于連續剛構橋在溫度變化下影響主梁變形。在橋梁結構設計規范中，對均勻溫度作用有明確的規定，過大的溫差會顯著增大主梁和橋墩的附加內力，尤其是橋墩底部，附加內力更大。對于有些四跨、三個主墩的剛構-連續梁組合體系的橋型來說，由于中間主墩的連續梁一側的跨中不需要在合龍前頂推，而只需在連續剛構一側進行頂推，而中間主墩本身由于收縮徐變和實際合龍溫度與設計合龍溫度不一致而導致的頓頂位移比較小，而再對連續剛構一側的頂推后會導致中間墩的位移不合理，從而影響中間墩墩底的受力。本文以萬源市仙龍潭大橋為例，對剛構-連續梁組合體系和連續剛構體系基于頂推改善墩底受力進行比較，對于四跨、三個主墩的橋型的選擇進行討論。

1 工程概況

仙龍潭大橋在設計初期共擬三個方案，對大橋的跨徑做了不同的設計，在考慮到對鐵路的影響和工程造價后，最終采用了左線3×30+60+110+110+60+5×40+5×30+4×30 米，右線 3×30+60+110+110+60+5×40+5×30+3×30米的跨徑組合，主橋均采用60+110+110+60米的剛構-連續梁組合體系。本橋平面位于半徑 R＝1020m，Ls＝130m、R＝1800m，Ls＝200m 和Ls=140m的反向S型平曲線上，橋梁跨徑按路線設計線布置，橋墩臺徑向布設。

主橋箱梁采用單箱單室斷面，箱梁頂寬12.25m，底寬6.5m，箱梁根部梁高6.5m，跨中及邊跨合攏段梁高為2.8m，箱梁底板下緣按1.8次拋物線變化。箱梁底板厚度0#塊為120cm，其余各梁段底板厚從墩頂根部至懸澆段結束處由80～30cm，其間按1.8次拋物線變化，跨中合攏段及邊跨現澆段為30cm；箱梁頂板厚度0#塊為50cm，其余梁段為28cm。箱梁懸臂長度為2.875m，翼緣外側厚18cm，根部為65cm，采用直線變化。邊跨現澆段外設置寬度為2.0m的端橫梁。箱梁橫橋向底板保持水平，頂板橫坡由腹板高度的變化形成。主橋箱梁采用三向預應力體系：縱向預應力分為頂板束、腹板束、邊跨底板束、中跨底板束、邊、中跨合攏鋼束四種，分別采用性能符合 GB/T5224-2003 規 定 的 17φs15.2mm、19φs15.2mm、17φs15.2mm、18φs15.2mm、17φs15.2mm270級低松弛鋼絞線,其抗拉強度標準值fpk＝1860MPa，鋼束錨下張拉控制應力為1395Mpa。橫橋向預應力采用性能符合 GB/T5224-2003規定的 3φs15.2mm低松弛鋼絞線，標準強度1860MPa，張拉錨下控制應力為1395Mpa；為提高扁束施工質量，要求采用整體張拉工藝。豎向預應力及各0#塊預應力采用JL32的高強精軋螺紋粗鋼筋，抗拉強度標準值（材料屈服點σ0.2）為785MPa，張拉控制應力為706.5Mpa，其張拉控制力為56.8T。

圖1 仙龍潭大橋主橋示意圖

該橋合攏段混凝土澆注選擇載夜間溫度變化值較小(溫度控制在16～18℃左右)時進行，但實際工期中，兩幅合龍時間分別處于9月底和10月底。溫度大概在22~25℃左右。

2 有限元模型的建立和計算

2.1 模型的建立

對墩梁固結的連續剛構體系或者是有墩梁固結的剛構-連續梁組合體系，特別是變截面箱梁，由合龍溫差和砼的收縮徐變等因素引起結構的次內力，從而產生結構內力重分布和結構變位的非線性，因此依靠手算很難得到精確解。本文采用專業橋梁計算軟件midas，按照施工順序建立有限元計算模型。

圖2 midas分析的計算模型圖

2.2 不同體系下墩頂水平位移的確定

為了對比該橋連續剛構和剛構-連續梁組合體系在合龍前的頂推力，分別對兩種體系分別確定3個主墩在正常合龍情況下由結構體系轉換、合龍溫差以及收縮徐變引起的相對變位按照施工工序建立有限元模型，收縮徐變終止時間設定為 3000d（約10年）根據合龍時的氣溫情況，設定合龍溫度和設計合龍溫度差值為 3℃.。計算出該橋在連續剛構體系下合龍時不施加頂推力的情況下梁墩墩頂在上述因素影響下的位移.。4#墩箱梁墩頂截面(18#截面)形心位移為△AX=4.1cm，5#墩箱梁墩頂截面（49#截面）形心位移為△BX=1.6cm，6#墩箱梁墩頂截面（80#截面）形心位移為△CX=-1.3cm（以安康到達州方向為正）。計算出該橋在剛構-連續梁組合體系下合龍時不施加頂推力的情況下梁墩墩頂在上述因素影響下的位移.。4#墩箱梁墩頂截面形心位移為△DX=4.3cm，5#墩箱梁墩頂截面形心位移為△EX=1.0cm，6#墩箱梁墩頂截面形心位移為△FX=-2.3cm（以安康到達州方向為正）。

2.3 不同體系下頂推力的確定

下面將確定在不同體系下的頂推力，在有限元計算中，需在最大懸臂工況下(即中跨合龍前)對懸臂端施加縱向的水平推力 ，來消除結構中各墩頂產生的水平偏位。

在連續剛構體系下在各頂推位置分別施加 0kN，100kN，200kN，300kN 的頂推力，各主墩頓頂處的水平位移如下表1。

表1 不同頂推力作用下主墩墩頂截面水平位移 mm

在剛構-連續梁組合體系下先合龍連續梁一側，只需頂推4,5#墩之間中跨。在各頂推位置分別施加 0kN，100kN，200kN，300kN的頂推力，各主墩頓頂處的水平位移如下表2。

表2 不同頂推力作用下主墩墩頂截面水平位移 mm

理想的頂推力是消除2.2中所述的水平位移，使其位移量為零，而實際上是難以實現的，也是不必要的。難以實現的原因在于合龍后結構為超靜定結構，不必要的原因是若將上述水平位移量完全頂推到位，勢必造成成橋階段反向水平位移過大，這對橋梁受力是不利的。因此，頂推后的各節點位移一般取頂推前各節點位移的30%左右，具體的百分比要根據不同的橋梁結構而定。仙龍潭特大橋頂推后各節點位移取頂推前各節點水平位移的15%。

在連續剛構體系下，由表1可知，18節點在單位水平頂推力(1kN)的作用下的水平偏位是0．0136mm，80節點在單位水平頂推力(1kN)的作用下的水平偏位是0.0036mm，而49號節點的位移由于同時施加頂推力的作用，水平偏位基本不變。在剛構-連續梁組合體系下，由表2可知，18節點在單位水平頂推力(1kN)的作用下的水平偏位是0．0136mm，49節點在單位水平頂推力(1kN)的作用下的水平偏位是0.0037mm，在頂推力的作用下，各節點的水平位移量可按式(1)計算：

式中：δx為各節點頂推后的水平位移為單位頂推力作用下各節點水平位移；PX為頂推力；δx不頂推為未施加頂推力時各節點的水平位移。通過上文確定的墩頂位移及表1和，可計算出連續剛構體系下的頂推力：

中跨合龍前對兩懸臂端頂推時，由于長期收縮徐變及合龍溫差等因素使得中間墩即5#墩墩頂的位移很小，所以在頂推時可以保證5#墩墩頂的水平位移相對穩定，即兩個中跨合龍段的頂推力應保持相等，因此頂推力P1=P2=2561kN

通過上文確定的墩頂位移及表2，可計算出剛構-連續梁組合體系下的頂推力：

在剛構-連續梁組合體系下，由于先合龍了連續梁一側，而只需確定4,5#墩之間中跨的頂推力P1=2687kN

3 合龍段頂推施工的實現

仙龍潭大橋在實際中為剛構-連續梁組合體系，合龍順序上應先合龍連續梁一側，既5,6#墩之間的中跨，合龍頂推只需頂推4,5#墩之間中跨，連續梁向的中跨無需頂推。根據中跨合龍段計算分析，由于左幅中跨合龍段施工期處于秋季，氣溫與合龍溫度要求溫度基本一致，按合龍平均溫度20℃計算，比設計合龍溫度要高3℃左右，這導致兩主墩向中跨相對變位-0.4cm，再根據有限元計算，收縮徐變引起的位移為5.7cm。因此，建議中跨合龍段頂推時，相對位移控制在4.5cm，中跨合龍段的頂推力控制在2700KN左右。右幅中跨合龍段施工期處于秋季，氣溫較低，按合龍平均溫度16℃計算，比設計合龍溫度基本一致，因此，建議中跨合龍段頂推時，相對位移控制在4.8cm，中跨合龍段的頂推力控制在2900KN左右。在頂推過程中需要注意的是：由于5#墩墩高為70m，4#墩墩高為46m，即使5,6#墩之間中跨已合龍，在頂推過程中，5#墩還是較4#墩好推動，因此，中跨合龍頂推過程，應進行位移和頂推力雙控，以控制墩頂水平位移為主，應適時觀測頂推時兩邊的位移。頂推原則為：以位移作控制，以噸位作校核。頂推過程中必須按照同步、逐級加載的原則，加載噸位以每臺千斤頂計，依次為500kN、1000kN、1250kN、1500kN。加載時，測量4,5#墩墩頂和中邊跨懸臂端部梁體位移和高程變化，同時量測千斤頂活塞行程，以便與位移觀測值相校核。在頂推的同時，注意觀察墩梁結合部，防止出現異常情況。當兩臺千斤頂均加載至1500kN時，兩墩墩頂相對位移已經達到有限元計算控制位移值，經施工，設計和監控三方人員確認后，停止加載，頂推完成。

4 結果分析

4.1 不同結構體系下的頂推位移值結果分析

在實際施工中，若是剛構-連續梁組合體系合龍頂推只需頂推4,5#墩之間中跨，而連續剛構體系則對4,5#墩之間和5,6#墩之間同時進行頂推。兩種體系下的3個主墩在正常合龍情況下由結構體系轉換、合龍溫差以及收縮徐變引起的相對位移和前面所確定的控制位移以及相應的頂推力如下表3和表4。

表3 剛構-連續梁組合體系

表4 連續剛構體系

4.2 不同結構體系下的結構附加次內力比較

進行合龍頂推的目的就是為了消除由于合龍溫差和砼后期收縮徐變等因素對結構產生的附加次內力和主墩水平位移，優化結構受力狀況。現將兩種體系下不施加頂推力時結構的附加次內力和施加頂推力后剩余結構次內力作一比較，見表5和表6。

表5 剛構-連續梁組合體系

表6 連續剛構體系

結語

大跨徑砼連續剛構橋在中跨合龍時施加頂推力使橋墩產生一個預偏位來抵抗結構長期的收縮徐變、合龍溫差等因素對橋墩的偏位影響，在實際工程實踐中逐漸推廣應用。而對于剛構-連續梁組合體系，由于只需在剛構一側進行頂推，而無需在連續梁一側頂推，則連續剛構一側主墩的受力和墩頂位移會得不到很好的改善，與連續剛構體系的對比，總結為以下幾點：

（1）在有三個主墩的剛構-連續梁組合體系下，由于不頂推連續梁一側，而只需頂推連續剛構一側，而中間的主墩無法改善其受力，因此需要優化連續剛構一側的頂推力。

（2）由表5、表6可知，通過合龍時施加適當的頂推力減小了砼連續剛構橋由合龍溫差、砼后期收縮徐變等產生的附加次內力，平衡了主墩水平偏位，對橋梁結構后期受力有利，增加了結構安全度。

（3）對于有三個主墩的連續剛構體系比相同情況下的剛構-連續梁組合體系在頂推合龍改善主墩的受力上更具有合理性，尤其是對改善中間墩的受力更具有合理性。

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