基于墩頂位移確定鐵路連續剛構合龍頂推力

郭錚

(蘭州鐵道設計院有限公司，甘肅 蘭州 730000)

基于墩頂位移確定鐵路連續剛構合龍頂推力

郭錚

(蘭州鐵道設計院有限公司，甘肅 蘭州 730000)

為改善由溫度變化和混凝土收縮徐變引起的附加彎矩對連續剛構橋的影響，在剛構合龍前施加適當的頂推力，是較為理想的工程措施。本文以尕吉拉尕大橋為例，通過對不同合龍頂推力所產生的效應進行對比分析，明確了合龍頂推力大小可以通過消除墩頂的不利水平位移來確定，而合理頂推力消除的水平位移應等于整體升降溫引起的不平衡位移差與成橋初期混凝土收縮徐變作用引起的位移之和。采用本方法確定合龍頂推力較為簡便，可供同類橋梁的設計及施工參考。

連續剛構 頂推力 位移 溫度力 收縮徐變

連續剛構橋因其整體剛度大，結構靜力性能和動力性能較好等特點，在活載大、剛度要求高的鐵路橋梁中應用前景廣闊。但連續剛構由于墩梁固結，是多次超靜定結構，連續剛構合龍后，溫度效應和混凝土收縮徐變會在橋墩引起很大的附加彎矩及墩頂水平位移;尤其當橋墩剛度較大時，這種不利附加彎矩影響尤為突出。為減輕該不利影響，在連續剛構施工合龍前施加適當的頂推力是行之有效的應對措施。

頂推力主要為抵消溫度力及混凝土收縮徐變作用下產生的水平位移而設。其中由溫度力產生的水平位移較為明確，只需抵消整體升降溫引起的位移差即可。而混凝土收縮徐變作用具有隨時間增加而增大的特點，頂推力應抵消多少收縮徐變作用引起的位移，成為設計時需確定的主要參數之一。該參數的取值主要有以下兩種思路:①頂推力僅抵消成橋初期混凝土收縮徐變引起的部分水平位移，使成橋初期墩頂水平位移為0;②頂推力抵消收縮徐變引起的所有水平位移，使收縮徐變基本完成時墩頂水平位移為0。本文將以實際工程為背景，通過對不同頂推力效應的比較與分析，確定合理的頂推力，較好地改善結構受力情況。

1 工程概況

蘭合鐵路尕吉拉尕大橋位于甘肅省甘南藏族自治州夏河縣境內，該橋位于V形溝溝口，地形復雜。為跨越V形深溝，減少刷方，設計采用一聯(60+2×100 +60)m預應力混凝土變截面連續剛構，全橋布置如圖1所示。該橋位于R=800 m的曲線上，采用變截面預應力混凝土箱梁上部結構，單箱單室截面，箱梁頂寬7.5 m，底寬5.0 m;中支點處梁高7.5 m，跨中及邊跨梁端處梁高4.6 m;梁體下緣除中跨合龍段及邊跨梁端為等高直線段外，其余按二次拋物線變化。橋墩墩身均采用鋼筋混凝土矩形薄壁空心墩。1#，3#主墩墩頂縱橫向尺寸為6 m×7.5 m，墩身縱向直坡，墩壁縱向厚0.8 m，橫向外坡35∶1，內坡45∶1，墩壁橫向隨坡率變厚，墩頸最薄處為0.8 m，墩高為37 m。2#主墩墩頂縱橫向尺寸為7.0m×7.5m，墩身縱向直坡，墩壁縱向等厚為1.2 m，橫向外坡35∶1，內坡45∶1，墩壁橫向隨坡率變厚，墩脛最薄處為1.2 m，墩高為58 m。

圖1 尕吉拉尕大橋立面(單位:cm)

2 有限元模型的建立

2.1 單元劃分

本橋計算程序采用西南交大編制的《橋梁結構分析系統ASCB》軟件。梁部采用縱橫豎三向預應力設計，其中縱向按全預應力理論設計。全橋按平面桿系結構計算，共計152個單元，156個節點，其中梁部110個單元，橋墩42個單元。主墩與梁體采用主從約束連接，樁基礎考慮樁基土的作用效應，采用節點彈簧約束。計算模型如圖2所示。

圖2 尕吉拉尕大橋計算模型

2.2 施工階段劃分

全橋模型由3個T構、2個邊跨現澆段、3個合龍段及2個邊跨超懸灌段組成。具體的施工階段劃分為:施工橋墩及0#段→采用懸灌法對稱施工1#～12#段→采用懸灌法超懸臂澆筑邊跨13#段(為保持受力平衡在跨中配重)→邊跨合龍、完成體系轉換、取消配重→施加頂推力→中跨合龍→成橋。

2.3 主要設計荷載的取值

設計荷載均按鐵路相關設計規范取值，其中對頂推力影響較大的溫度荷載及混凝土收縮徐變計算參數如下:

1)溫度荷載

結合橋位處氣象資料，設計合龍溫度接近當地年平均溫度(2.2℃)按5℃計算，整體升、降溫分別為20℃，－25℃。橋面板升溫根據鐵路規范取5℃。主墩左右日照溫差采用 ±5℃，混凝土線膨脹系數為0.000 01/℃。以上溫度模式按實際最不利情況組合。

2)混凝土收縮徐變設計參數

梁體采用C55混凝土，橋墩采用C40混凝土。混凝土加載齡期取7 d，按野外一般條件考慮，大氣相對濕度取70%。

3 不加頂推力時成橋的受力情況

為研究分析頂推力的大小，定義整體升降溫引起的位移差為δ1;成橋10 d時為成橋初期，成橋初期混凝土收縮徐變所產生的水平位移為δ2;定義成橋10年為混凝土收縮徐變最終完成時間，成橋10年時混凝土收縮徐變所產生的水平位移為 δ3。在不加頂推力工況下，本橋控制節點的水平位移及最不利荷載作用下墩底彎矩情況如表1(大里程方向為正，以下同)、表2所示。

由表1、表2可以看出，在合龍未施加頂推力時，2#墩因橋墩高剛度小且橋墩兩側結構對稱，溫度力及混凝土收縮徐變對其影響較小。而1#墩因橋墩低剛度大，對梁縱向約束大，墩頂溫度力與收縮徐變共同作用下，使墩頂位移及墩底彎矩過大，對結構受力極為不利，因此在合龍前施加頂推力是非常必要的。

表1 控制節點的水平位移 mm

表2 最不利荷載組合下墩底彎矩 kN·m

4 頂推力的確定及分析

4.1 頂推力大小的確定

以溫度力及混凝土收縮徐變作用在成橋初期產生的位移δ1+δ2=4.4+16.8=21.2 mm，以及成橋10年產生的位移 δ1+δ3=4.4+24.8=29.2 mm為控制變量，對溫度應力及混凝土收縮徐變影響較大的1#墩進行試算得:當頂推力為6 300 kN時，成橋初期墩頂位移為0;當頂推力為8 800 kN時，成橋10年墩頂位移為0。

4.2 計算結果對比

為確定合理的頂推力值，結合本橋實際，設計時對剛構在兩種荷載工況下各個階段的受力情況做認真對比，得出控制頂推力。

1)運營階段最不利荷載組合下墩底彎矩(表3)由表3可看出通過頂推力的施加，對橋墩抵消附加彎矩產生了較為突出的作用，頂推力為6 300 kN時，成橋初期橋墩的受力狀態最優。頂推力為8 800 kN時，成橋10年橋墩的受力狀態最優。

表3 最不利荷載組合下墩底彎矩對照 kN·m

2)運營階段最不利荷載組合下主梁應力

運營階段最不利荷載組合下主梁應力見圖3、圖4。

圖3 成橋初期主梁邊跨下緣正截面混凝土壓應力

圖4 成橋10年主梁邊跨下緣正截面混凝土壓應力

圖3、圖4可看出，在運營階段最不利荷載組合下，成橋10年時，雖然施加6 300 kN和8 800 kN的頂推力，主梁邊跨下緣正截面混凝土壓應力均滿足設計要求，但在成橋初期，當頂推力為8 800 kN時，主梁邊跨下緣正截面混凝土壓應力較小(15號單元僅0.15 MPa)，不能滿足設計要求。

根據以上對運營階段最不利荷載作用下墩底彎矩及主梁應力對比分析可知:

1)當頂推力為8 800 kN時，收縮徐變基本完成(成橋10年)后，橋墩受力更為合理;但在該頂推力作用下，因頂推力過大，頂推力參與與升溫荷載組合，使成橋初期邊跨跨中位置主梁下緣正截面混凝土壓應力較小，不能滿足設計要求。

2)當頂推力為6 300 kN時，雖然隨著收縮徐變作用力產生的內力增大，橋墩墩身彎矩逐漸增大，但相對于不加頂推力時的墩底彎矩降低了32.0%，大大改善了橋墩的受力狀態，通過在橋墩受力較大范圍加強配筋即能滿足規范要求。從梁部受力狀態情況看，成橋初期受頂推力的影響，雖然主梁邊跨下緣正截面混凝土壓應力也在減小，但因頂推力適中，應力在設計允許范圍內。

5 結論

連續剛構橋在合龍前施加適當的頂推力，是改善結構受力、優化設計較為理想的工程措施。

合龍頂推力可以通過消除墩頂不利的水平位移確定，該水平位移大小為整體升降溫引起的不平衡位移差與成橋初期混凝土收縮徐變作用引起的位移之和。確定頂推力產生的水平位移后，通過有限元程序試算，最終確定合龍頂推力。

值得注意的是，整體升降溫的大小與合龍溫度有直接關系;實際施工中合龍溫度與設計溫度難免有偏差，為保證頂推力準確，在施工前應根據實際的合龍溫度調整溫度力產生的位移差后重新確定。

通過抵消墩頂位移確定合龍頂推力的方法較為簡便，在同類橋梁的設計及施工中具有重要參考價值。

［1］范立礎．橋梁工程［M］．北京:人民交通出版社，2008．

［2］中華人民共和國鐵道部．TB 10002.1—2005 鐵路橋涵設計基本規范［S］．北京:中國鐵道出版社，2005．

［3］中華人民共和國鐵道部．TB 10002.3—2005 鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范［S］．北京:中國鐵道出版社，2005．

［4］何財基．大跨徑連續剛構橋合龍段頂推施工技術［J］．鐵道建筑，2012(3):20-22．

［5］鄒毅松，單榮相．連續剛構橋合龍頂推力的確定［J］．重慶交通學院學報，2006，4(2):12-15．

［6］張剛剛，吳重男．連續剛構橋合龍段頂推力設計探討［J］．中外公路，2011，31(5):119-122．

［7］李杰，陳彬．連續剛構橋頂推力計算與優化分析［J］．鄭州大學學報(工學版)，2013，34(6):85-89．

(責任審編 孟慶伶)

U448.13

:ADOI:10．3969/j．issn．1003-1995．2015．08．03

2015-03-25;

:2015-06-10

郭錚(1984— )，男，甘肅武山人，工程師。

1003-1995(2015)08-0010-03