大跨度連續剛構橋中跨合龍頂推位移與頂推力淺析

管東銀，楊文志，袁小林，徐 容

(1.廣西壯族自治區交通規劃勘察設計研究院，廣西 南寧 530029；2.天津濟潤石油海運服務有限公司，天津 300171)

大跨度連續剛構橋中跨合龍頂推位移與頂推力淺析

管東銀1，楊文志1，袁小林2，徐 容1

(1.廣西壯族自治區交通規劃勘察設計研究院，廣西 南寧 530029；2.天津濟潤石油海運服務有限公司，天津 300171)

大跨度連續剛構橋中跨合龍頂推，可以減小由混凝土收縮、徐變和整體升溫降溫所引起主墩中的次內力。文章以武宣縣黔江大橋為例，介紹中跨合龍頂推位移與頂推力的計算與分析方法，為連續剛構橋中跨合龍頂推位移與頂推力的確定提供參考。

連續剛構橋；中跨合龍；頂推位移；頂推力

0 引言

連續剛構橋綜合了T型剛構橋在懸臂法施工中保持體系平衡的特點，又吸取了連續梁橋在整體受力上能承受正、負彎矩的優點[1]，施工技術成熟、方便，所以在工程實踐中得到廣泛應用。連續剛構橋一般應用于大跨度橋梁。由于整個結構連接成一個整體，屬于多次超靜定結構，因而由預應力、混凝土收縮、徐變和溫度變化所引起的結構縱向位移將在結構中產生較大的次內力[1]。中跨合龍前，對主梁施加一個頂推力，使主墩產生預偏，可以有效地減小上述的次內力。本文以武宣縣黔江大橋為例，介紹中跨合龍頂推位移與頂推力的計算與分析方法。根據實際合龍溫度，修改計算低溫合龍時的頂推位移與頂推力。最后介紹了實施的頂推位移與頂推力，以期為連續剛構橋中跨合龍頂推位移與頂推力的確定提供參考。

1 工程方案簡介

黔江大橋位于廣西來賓市武宣縣，為跨越黔江而設。主橋為(106+200+106)m

三跨一聯的預應力混凝土連續剛構。主墩為雙薄壁柔性墩，基礎為承臺接群樁基礎[3]。

橋寬17.9 m，上部結構箱梁采用單箱單室截面，三向預應力結構。箱寬9.5 m，翼板懸臂4.2 m，全寬為17.9 m。箱梁高度采用1.7次拋物線方式從箱梁根部高13.2 m變化至端部及跨中高3.6 m；箱梁底板厚度采用1.6次拋物線方式從箱梁根部厚1.3 m變化至端部及跨中厚0.35 m[3]。

主墩墩身為鋼筋混凝土雙薄壁墩，墩寬9.5 m，另上下游增加75 cm的圓端分水尖，全寬11 m。薄壁厚度為2 m，采用C40混凝土。主墩周圍河心側及上下游各設置一排防撞柱。橋型布置如圖1所示。

圖1 黔江大橋主橋橋型布置立面圖(單位：cm)

2 合龍方案

箱梁合龍，即體系轉換，是控制全橋受力狀態和線形的關鍵工序。因此合龍順序和工藝都必須嚴格控制。本橋分二個合龍階段，第一階段合龍邊跨，第二階段合龍中跨[3]。

為了減少混凝土收縮、徐變和溫度變化所引起的結構縱向位移在結構中產生的次內力。中跨合龍段勁性骨架鎖定封焊前，實施頂推操作。頂推操作以頂推位移值為控制，以頂推力為核對。合龍段施工過程中應特別注意以下兩條：盡量減小箱梁懸臂日照溫差，注意保溫和保濕養護，以免混凝土開裂；合龍溫度宜控制在15 ℃～20 ℃之間，否則應根據合龍溫度調整頂推位移值[3]。

3 理論計算頂推力與頂推位移

設計合龍溫度假定在15 ℃～20 ℃之間，與武宣當地的年平均氣溫接近。所以在計算中跨合龍頂推位移量時，只考慮成橋后，混凝土收縮、徐變引起的主墩墩頂縱向位移量。

本橋頂推的計算主要采用有限元軟件Midas/Civil。黔江大橋模型共有402個節點，365個梁單元。橋墩與上部結構、主墩承臺與墩身、主墩承臺與群樁頂、群樁底與地基之間均采用剛性連接。

圖2 黔江大橋主橋有限元模型圖

收縮、徐變終止時間設定為成橋后10年。計算出主墩墩頂受混凝土收縮、徐變影響而產生的縱向位移量詳見表1(均以3號墩往4號墩方向為正)。

表1 成橋后10年混凝土收縮、徐變產生的墩頂縱向位移量表(單位：mm)

通過試算，采用頂推力為2 900 kN時，3號墩墩頂縱向位移為-22.29 mm，4號墩墩頂縱向位移為20.98 mm，與墩頂受混凝土收縮、徐變影響而產生的縱向位移量接近。所以設計提供的頂推力與頂推墩頂相對位移量分別為2 900 kN與43.27 mm。

4 施工中采用的頂推力與頂推位移

本橋實際的中跨合龍時間在12月，晚上12點頂推。根據合龍前幾天的氣溫統計及天氣預報，初定的合龍溫度為10 ℃。屬于低溫合龍，低于設計合龍溫度。低溫合龍能使結構產生有利變形，所以在計算頂推位移時，應該將升溫效應對結構產生的有利變形計算在內。考慮整體升溫10 ℃對主墩墩頂縱向位移量的影響。計算結果見表2。

表2 墩頂頂推縱向位移量表(單位：mm)

通過試算，采用頂推力為1 500 kN時，3號墩墩頂縱向位移為-11.58 mm，4號墩墩頂縱向位移為10.93 mm，與表2中墩頂縱向位移量接近。所以根據合龍溫度調整后的頂推力與頂推墩頂相對位移量分別為1 500 kN與24.70 mm。為了保證頂推過程中，以及成橋后與混凝土收縮、徐變完成前整體升溫工況下主墩墩底的安全，最大頂推力應控制在3 600 kN。

施工過程中，頂推加載分成10級，每級360 kN。在邊跨端部及中跨合龍段上下游各設置一個百分表。按照同步、逐級加載的原則。每級頂推時，記錄百分表讀數并同時換算出邊跨端部位移及中跨合龍段的相對位移。21時開始第一級頂推，在24時加載至第九級，頂推力為3 240 kN。2號墩主梁端部位移為12.645 mm，5號墩主梁端部位移為12.158 mm。根據中跨合龍段百分表度數換算出的中跨合龍段相對位移為30.095 mm。由簡單受力分析可知，邊跨端部位移量之和與主墩墩頂相對位移較接近。中跨合龍段相對位移為主墩墩頂相對位移與頂推力引起的中跨部分箱梁混凝土壓縮量之和。所以在頂推力加載到3 240 kN時，主墩墩頂相對位移為24.803 mm，達到設計值24.70 mm。停止增加頂推力，保持3 240 kN頂推力兩小時后，進行中跨合龍段勁性骨架鎖定封焊。

5 合龍頂推對橋梁長期使用中主墩內力的影響

中跨合龍頂推，能夠減小混凝土收縮、徐變和溫度變化所引起的結構縱向位移在結構中產生的次內力[1]。通過施加中跨合龍頂推力與不施加中跨合龍頂推力兩種情況的對比計算，成橋10年時，墩身最大彎矩結果見表3。

表3 墩身彎矩表(單位：kN·m)

由表3可見，施加中跨合龍頂推力較不施加中跨合龍頂推力，成橋10年時，主墩墩頂受到的最大彎矩減小53.8%，墩底受到的最大彎矩減小47.1%。達到預期的目的。

6 結語

中跨合龍頂推力的施加，有效地減小了由混凝土收縮、徐變和溫度變化所引起的結構縱向位移在主墩中產生的次內力[1]，改善了結構的受力狀況，保證了大跨度連續剛構橋梁運營期間主墩的安全。

為了達到理論計算的頂推位移，實際所用的頂推力是理論計算值的2.16倍。通過分析，原因主要為主橋邊跨支座的摩阻力，主墩墩身實際剛度較理論計算值大。

[1]劉效堯，徐 岳.梁橋(第二版)[M].北京：人民交通出版社，2011.

[2]JTG D62-2004，公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范[S].

[3]廣西壯族自治區交通規劃勘察設計研究院.桂平至來賓高速公路兩階段施工圖設計[R].2010.

Discussions on Midspan Closure Jacking Displacement and Jacking Force of Large-span Continuous Rigid Frame Bridge

GUAN Dong-yin1，YANG Wen-zhi1，YUAN Xiao-lin2，XU Rong1

(1.Guangxi Communications Planning Surveying and Designing Institute，Nanning，Guangxi，530029；2.Tianjin Jirun Oil Marine Service Co.，Tianjin，300171)

The midspan closure jacking of large-span continuous rigid frame bridge can reduce the secondary internal force in the main pier caused by the concrete shrinkage，creep，and overall warming and cooling.Taking Qianjiang Bridge in Wuxuan County as an example，this article introduced the calculation and analysis methods of midspan closure jacking displacement and jacking force，thereby providing the reference for de-termining the midspan closure jacking displacement and jacking force of continuous rigid frame bridge.

Continuous rigid frame bridge；Midspan closure；Jacking displacement；Jacking force

U

A

10.13282/j.cnki.wccst.2015.04.018

1673-4874(2015)04-0063-03

2015-03-06

管東銀，工程師，主要從事公路橋梁勘察設計工作。