邊跨非常規合龍對連續剛構橋主梁線形的影響分析

黃鵬宇

（1.重慶交通大學土木建筑學院，重慶400074；2.廣西翔路建設有限公司，廣西 南寧530000）

0 引言

高墩大跨預應力混凝土連續剛構箱梁橋以其結構輕盈、造價低廉、技術成熟、適應性強等優點，受到廣大橋梁建設者的青睞，特別是在山區高等級公路建設中應用更廣，該橋型普遍采用懸臂澆筑施工工藝[1]。

合龍段施工時線形控制不好，便會造成橋梁合龍后線形不平順，更會造成合龍段受力不均衡。合龍段的靜定系數以及梁段的徐變收縮進程都隨著合龍的改變而改變，將會引起與施工關系較密切的內力及次內力重分布，影響成橋結構的內力和線形狀態[2-5]。因此，懸臂澆筑施工的一個重要環節就是確定合適的合龍方案。

鐘正強等人結合湘江南大橋的施工控制建立有限元模型，對比了一次落架和分段合龍兩種邊跨合龍方案對成橋累積位移和成橋內部的影響，得到的結論是：支架的整體剛度對一次落架的合龍方案沒有影響，但是對分段施工有影響，剛度越小，影響越大[6]。周軍生等人經過研究分析，指出當連續體系梁橋邊主跨比在0.54～0.56 之間或者稍大時，可以取消落地支架，采用導梁支撐于邊墩上后施工邊跨合龍段[7]。張銘等人通過研究分析發現，剛構-連續組合體系梁橋邊跨合龍采用吊架施工與支架施工相比，在邊跨的預拋值有所增大，在次邊跨的預拋值減小[8]。宋勝錄等人在《連續-剛構組合體系梁橋合龍方案》中研究了邊跨合龍段和中跨合龍段預應力鋼束不同的張拉順序對主梁線形的影響，發現分批張拉能夠降低主梁合龍過程中的撓度值，并能保證施工過程和使用過程的安全性[9]。

文獻表明，現階段關于連續剛構橋邊跨合龍方式對成橋線形的影響的研究還很分散，可參考的資料較少。

某高速公路上一座主橋為5跨的預應力連續剛構橋，施工過程中1#墩托架預埋件的實際預埋位置比設計位置高，這會導致立模澆筑之后混凝土標高不符合設計要求，且1#墩地面坡度很陡，6#墩處邊跨現澆段距離地面較高（支架最低處為45m），采用支架施工較困難，原設計方案已不能滿足實際要求。根據現場情況，變更邊跨現澆段的施工方案為在澆筑完T構邊跨懸臂端最后一節段后，空掛籃前移，一端支承于箱梁T構端部，另一端支承于過渡墩（1#、6#墩）上，勁性骨架連接，立模澆筑混凝土，進行邊跨合龍，即同時澆筑2m現澆段和原設計方案的2m合龍段[9-10]。本文中稱變更后的邊跨合龍方式為邊跨非常規合龍方式。

為評估該邊跨非常規合龍方式對主梁線形的影響，本文依托該5跨連續剛構橋，建立邊跨非常規合龍方式和邊跨常規合龍方式（先完成邊跨現澆段澆筑成型、最后進行邊跨合龍段澆筑成型）的有限元模型，對主梁線形、墩頂位移進行了對比分析。分析表明，邊跨采用非常規合龍方式，進行及時有效的施工控制、采用合理的預拋值、并在次邊跨合龍時采取合理的施工措施，可以得到比較良好的主梁線形和比較協調的墩頂位移，也能保證施工過程和使用過程的安全性。

本文豐富了關于邊跨合龍方式對T型連續剛構橋的影響的研究，研究結論可為類似多跨連續剛構橋合龍施工方案決策提供一定的參考和理論依據。

1 工程概況

該大橋位于某高速公路上，主橋為5跨預應力連續剛構橋，跨徑為（45+3×80+45）m。其立面示意圖如圖1所示。

圖1 大橋立面示意圖（單位：m）

該橋的主梁采用三向預應力單箱單室的混凝土箱梁，箱梁根部高度為4.7m，跨中梁高2.2m，其間梁高按2.0 次拋物線變化。箱梁頂板寬12.775m，底板寬7m，頂板厚0.30m，底板厚由跨中0.32m 按2.0 次拋物線變化至根部0.8m，腹板厚度分別為0.5m、0.7m，橋墩頂部范圍內箱梁頂板厚0.4m，底板厚1.1m，腹板厚0.7m。主橋2#、3#、4#、5#橋墩采用雙肢實心墩，橫橋向寬7m，順橋向厚1.8m。墩基礎采用樁基礎。

2 大橋邊跨合龍方案

2.1 原邊跨合龍設計方案

原邊跨合龍設計方案為：邊跨現澆段長3.75m，1#墩處現澆段利用墩頂，采用動態平衡配重施工；6#墩處現澆段利用支架現澆。在澆筑倒數第二塊節段混凝土的同時，在1#墩處安裝承托式桁架澆筑現澆段；6#墩處搭設支架澆筑現澆段，為減小支架荷載，分兩層澆筑。澆筑完T 構邊跨懸臂端最后一節段后拆模，模板及施工機具撤離，安裝吊架，合龍段立模，吊架一端支承于T 構端部，另一端支承于托架上。安裝懸臂端水箱，水箱荷載作用在箱梁上。澆筑合龍段混凝土，邊澆筑混凝土邊減小水箱重量，混凝土澆筑完的同時，水箱重量應卸載完畢。本文稱大橋邊跨合龍原設計方案為常規邊跨合龍方案，如圖2所示。

圖2 常規邊跨合龍原設計方案施工圖

2.2 邊跨合龍變更方案

根據現場條件并考慮實際影響，擬定變更方案。

變更方案為：澆筑倒數第二塊節段混凝土的同時，在過渡墩（1#、6#墩）上立模澆筑1.75m現澆段；澆筑完T 構懸臂端最后一節段后張拉拆模，空掛籃前移，一端支承于箱梁T構端部，另一端支承于過渡墩（1#、6#墩）上，勁性骨架連接，立模澆筑混凝土，進行邊跨合龍，即同時澆筑剩下的2m現澆段和原設計方案的2m合龍段。澆筑混凝土的同時在T構的另一懸臂端加平衡重，混凝土從開始澆筑到澆筑完成，平衡重應逐漸增加，使T構所受偏心彎矩較小。

此變更方案由于現澆段的非常規澆筑施工導致邊跨非常規合龍，也稱為非常規邊跨合龍方案，如圖3所示。

3 有限元模型的建立

圖3 非常規邊跨合攏變更方案施工圖

本文采用有限元軟件Midas-Civil 進行建模。參照大橋的實際情況并根據研究需要分別建立常規邊跨合龍模型（設計方案）和非常規邊跨合龍模型。

兩模型的相同參數：都采用空間梁單元，模型整體坐標中，X軸表示順橋向，Y軸表示橫橋向，Z軸表示豎向。采用懸臂澆筑法施工，每個梁段作為1 個施工階段，每個施工階段為12d，單元初次加載齡期5d，考慮張拉預應力鋼束、掛籃安裝就位、立模與調整標高和混凝土澆筑4 個施工過程；預應力鋼束松弛系數ξ=0.3，預應力鋼束與管道壁的摩阻系數μ=0.2，局部偏差系數k=0.0015，鋼束錨固時彈性回縮變形為6mm；截面從跨中到墩頂采用2.0次拋物線變化，采用變截面梁單元模擬；荷載主要考慮自重、預應力荷載、掛籃荷載、混凝土濕重和二期鋪裝荷載；邊界條件為墩底固結，2#、3#、4#、5#橋墩為墩梁固結，1#、6#橋墩為墩梁鉸接。有限元模型如圖4所示。

圖4 有限元模型

常規邊跨合龍模型，全橋主梁共劃分208個單元，217個節點。邊跨現澆段3.75m，劃分為4個單元，合龍段2m，劃分為2 個單元；各個施工階段按原設計邊跨合龍方案模擬。

非常規邊跨合龍模型，全橋主梁共劃分214個單元，223個節點。邊跨現澆段1.75m，劃分為3個單元，合龍段4m，劃分為6個單元。倒數第2個施工階段和最后1 個施工階段按變更邊跨合龍方案模擬。

4 兩邊跨合龍方案模型的計算結果對比分析

對非常規邊跨合龍的邊跨合龍、次邊跨合龍、中跨合龍、成橋和只考慮恒載作用下的成橋10年這5個階段的主梁應力進行分析比較。

（1）邊跨合龍階段主梁線形比較

懸臂施工中，常規邊跨合龍方案和非常規邊跨合龍方案合龍邊跨后，邊跨及其懸臂端累計豎向位移如圖5所示。

圖5 邊跨合龍后主梁累計豎向變形

第1 跨懸臂結構與第5 跨懸臂結構對稱，在此只分析第1跨懸臂結構的累計豎向位移。

由圖5可知，2#墩大樁號方向主梁：常規合龍和非常規合龍各施工節段豎向變形量相差不大，且都呈現上撓趨勢，懸臂端變形量最大，常規合龍上撓達到29.2mm，非常規合龍上撓達到23.2mm。

2#墩小樁號方向主梁：邊跨常規合龍方式下，邊跨各節段的豎向變形量與2#墩大樁號方向主梁常規合龍的豎向變形呈對稱趨勢；邊跨非常規合龍方式下，邊跨各節段豎向變形都呈下撓趨勢，最大下撓處與邊跨常規合龍豎向變形量相差達到30.5mm。

（2）次邊跨合龍階段主梁線形比較

兩方案合龍邊跨后，在澆筑次邊跨合龍梁段混凝土之前，邊跨及其懸臂端累計豎向變形如圖6所示。

圖6 澆筑次邊跨合龍段混凝土前邊跨及其懸臂端累計豎向變形

由圖6可知，2#墩大樁號方向主梁：邊跨非常規合龍方式下，由于邊跨進行的不平衡長度整體懸澆，邊跨預應力張拉后，各節段上撓變形量都比常規合龍大，在懸臂端最大上撓處達到27.9mm；邊跨常規合龍方式下，主梁與邊跨合龍段澆后比，略有下降趨勢，但不明顯，右懸臂端最大上撓達到18.1mm。

2#墩小樁號方向主梁：邊跨非常規合龍方式和邊跨常規合龍方式各節段與邊跨澆后比，變化不大。由此可得，邊跨非常規合龍同邊跨常規合龍相比，在2#墩大樁號方向主梁最大懸臂端處上撓相差達到10mm，影響次邊跨正常合龍。

在邊跨非常規方案模型的次邊跨懸臂端加強制力，使次邊跨懸臂端位移值與常規相同。經反復試加，次邊跨懸臂端加330kN的力時，邊跨非常規與邊跨常規的次邊跨懸臂端位移值達到一致。邊跨非常規方案模型加強制力后，邊跨及其懸臂端累計豎向變形如圖7所示。

圖7 加強制力后邊跨及其懸臂端累計豎向變形

兩方案強制合龍次邊跨后，主梁累計豎向變形如圖8所示。

圖8 次邊跨合龍后主梁累計豎向變形

由于左邊次邊跨懸臂結構和右邊次邊跨懸臂結構對稱，在此只分析左邊邊跨和次邊跨懸臂結構的累計豎向變形。

由圖8可知，3#墩大樁號方向和小樁號方向主梁在邊跨非常規合龍方式和常規合龍方式下各節段豎向變形量幾乎一致。兩種方案在次邊跨合龍段最大上撓達到50mm，比邊跨合龍時明顯增大。

（3）中跨合龍階段主梁線形比較

兩方案合龍中跨后主梁累計豎向變形如圖9所示。

圖9 中跨合龍后主梁累計豎向變形

由圖9可知，在邊跨非常規合龍方式和常規邊跨合龍方式下，3#墩、4#墩在大樁號方向和小樁號方向各節段豎向變形量變化幾乎一致。對比圖9和圖8可看出，2#墩和5#墩大、小樁號方向的主梁各節段豎向變形量沒有變化。

（4）成橋階段主梁線形比較

兩方案合龍成橋后的主梁累計豎向變形如圖10所示。

圖10 成橋主梁累計豎向變形

由圖10 可知，中跨合龍段大樁號、小樁號方向主梁在邊跨非常規合龍方式和常規合龍方式下，各節段豎向變形量變化趨勢相同，變形量相差不大。對比圖10 和圖9 可以看出，邊跨非常規合龍方式和常規合龍方式在次邊跨和中跨合龍段豎向上撓變形量有所減小，其他主梁各節段豎向變形量未發生較大變化。

（5）成橋10年主梁線形比較

兩方案在恒載和混凝土收縮徐變作用下，隨著時間的發展，成橋10 年后主梁累計豎向變形如圖11所示。

圖11 成橋10年主梁累計豎向變形

對比圖10和圖11可以看出，成橋10年后主梁各節段由于材齡的增長，邊跨非常規合龍和常規合龍的主梁各節段下撓變形量有所增長。3#墩位移下降量最大，2#墩次之，4#墩和5#墩位移下降量基本一致。隨著時間的發展，在混凝土收縮徐變的作用下，主梁撓度變化量逐漸增大。

5 墩頂水平位移比較

橋梁在合龍時由于受施加的預應力及墩高差異的影響，不同合龍方案引起的墩頂順橋向水平位移不同。2#～5#剛接墩墩頂水平位移分布見表1。由表1可以得到看出：

表1 墩頂水平位移值（單位：mm）

表1（續）

（1）邊跨合龍階段，邊跨常規合龍方式下，2#、5#墩墩頂水平位移變形量絕對值比邊跨非常規合龍方式下小；

（2）邊跨非常規合龍在次邊跨合龍階段、中跨合龍階段、成橋階段和只考慮恒載作用下成橋10 年的情況下，所有墩頂水平位移絕對值比邊跨常規合龍方案都小。

6 結論

（1）邊跨非常規合龍增加了5跨連續剛構橋次邊跨正常合龍的難度，引起2#墩的大樁號方向梁段和5#墩的小樁號方向梁段豎向位移增大，即下撓梁段的下撓度減小，上撓梁段的上撓度增大。在施工中需要考慮在次邊跨合龍前加強制力消除邊跨非常規合龍對次邊跨合龍的影響。

（2）邊跨非常規合龍對邊跨的線形改變比較明顯，引起邊跨梁段整體下撓，且隨時間的推移下撓度逐漸增大，最大撓度差達到30.5mm，增加了邊跨的施工控制難度，在施工中需要予以充分考慮。

（3）從減小墩頂位移變形量和使變形更為協調的角度考慮，邊跨非常規合龍更加合理。

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