高墩剛構-連續組合體系梁橋不同合龍次序對成橋后力學性能的影響?

陳婭玲，曾有藝，張銘

（1.長沙理工大學，湖南　長沙　410004；2.湖南省交通規劃勘測設計院，湖南　長沙　410008）

高墩剛構-連續組合體系梁橋不同合龍次序對成橋后力學性能的影響?

陳婭玲1，曾有藝1，張銘2

（1.長沙理工大學，湖南長沙410004；2.湖南省交通規劃勘測設計院，湖南長沙410008）

高墩剛構-連續組合體系梁橋合龍施工階段的結構內力變化會因合龍次序不同而有所不同，而且由于高墩剛構-連續組合體系梁橋過渡墩一般較高（≥30 m），邊跨現澆段一般采用吊架或托架施工，這與傳統的落地支架施工現澆段在結構內力變化上也有差異。文中針對高墩剛構-連續組合梁橋的橋型特點，闡述了不同合龍次序下產生次內力的影響因素，比較分析了湖南永州市東路高架橋這一高墩剛構-連續組合梁橋在不同合龍次序下的應力、撓度情況。結果表明，采用不同的合龍次序雖然都是可行的，但應結合橋梁的結構受力特點及現場施工情況確定該類橋型的最佳合龍次序，這樣才能在確保橋梁施工質量和安全的前提下提高施工效率。

橋梁；高墩；剛構連續-組合體系梁橋；合龍次序；力學性能

剛構-連續組合體系梁橋和連續梁橋或連續剛構橋一樣，是多跨一聯的結構體系，具有連續梁橋和連續剛構橋兩個體系的特性。山區、重丘區大跨徑梁橋在結構跨數過多或墩高差較大的情況下宜選擇該體系梁橋，其橋墩都較高，多為高墩剛構-連續組合體系梁橋。

由于高墩剛構-連續組合體系梁橋過渡墩一般較高（≥30 m），邊跨現澆段一般采用吊架或托架施工，與傳統的落地支架施工現澆段在結構內力變化上有差異。而且在合龍過程中，體系轉換、合龍后期的預應力束張拉、溫度變化及砼收縮徐變都會引起次內力變化。采用不同的合龍次序，對于橋梁在施工過程及最終成橋以后的力學性能有著不同的影響，為了使成橋后的內力狀態更加合理，盡量減小內力重分布的不利影響，應選擇最佳合龍次序。

國內對于連續梁橋或連續剛構橋合龍方案的研究較多，而對于采用吊架或托架施工邊跨現澆段的高墩剛構-連續組合體系梁橋的合龍方案的研究較少。李學文、張銘等針對采用吊架或托架施工邊跨現澆段的剛構-連續組合體系梁橋邊跨合龍方案進行了分析，并與傳統的支架施工邊跨現澆段方案進行了比較。該文主要針對采用吊架或托架施工邊跨現澆段的高墩剛構-連續組合體系梁橋的合龍次序進行研究，計算不同合龍次序時主梁受力及變形情況，并進行分析比較，從而選擇最優方案進行合龍。

1　高墩剛構-連續組合體系梁邊跨的合龍

圖1　落地支架施工

邊跨合龍施工一般是指邊跨現澆段與邊跨合龍段（兩者并稱為邊跨直線段）的施工。邊跨現澆段施工目前主要有3種方法：落地支架施工（見圖1）；利用箱梁懸臂采用吊架施工（見圖2）；在邊墩上設托架現澆（見圖3）。高墩剛構-連續組合體系梁橋由于過渡墩的高度一般較大，傳統的支架施工現澆段不僅費時費力，經濟性也較差，因而一般采用第二、第三種方法施工邊跨現澆段，如荷葉塘高架橋（過渡墩高81 m）和東路高架橋（過渡墩高36 m）邊跨現澆均采用吊架施工。但采用箱梁懸臂段吊架施工會導致懸臂端變形大，施工風險大，在采用該方法前應進行詳細的計算分析，同時施工控制計算中預拱度應計入懸臂施工支撐的受力過程。由于托架是支撐在橋墩一側的，采用托架進行現澆段施工時，應注意橋墩（邊墩）的穩定性，特別是在邊跨現澆段重量較大時，應在邊墩的另一側施加平衡壓重（見圖3）。采用吊架進行邊跨合龍時，應注意施工中吊架施加在懸臂梁端的荷載對橋梁內力的影響。

圖2　吊架施工

圖3　托架施工

2　不同合龍次序下的次內力效應

連續體系梁橋的成橋內力由各施工階段的恒載內力累積而成，在懸臂階段，內力由自重內力、預加力初預矩和收縮徐變次內力疊加而成。懸臂梁段澆筑完成后，橋梁進入合龍階段，即橋梁結構進入體系轉換階段，在該階段中，預加力、收縮徐變及溫度變化等因素都會引起結構產生次內力，這些次內力與懸臂階段的內力疊加成為結構的最終內力狀態。剛構-連續組合體系梁橋是在一聯連續梁的中部一孔或數孔采用墩梁固結、邊部數孔解除墩梁固結代之以設置支座的連續結構，具有連續梁橋和連續剛構橋兩個體系的特性，屬于多次超靜定結構，因而進入合龍階段后會引起較大的次內力。而且合龍次序不同會導致結構在施工過程中體系轉換的差異，造成每一個階段結構體系的不同，引起不同的次內力。因此，在不同合龍次序下，最后成橋的恒載狀態會有較大區別。

3　常見多跨梁橋的合龍方法及次序

多跨連續體系梁橋在懸臂施工完畢、進入合龍施工階段時，體系轉換為T構→Π構→分段連續→形成全橋。常見合龍次序如下：

（1）每次合龍一個T構，從橋的邊墩往另一個邊墩逐跨合龍，這種合龍順序只需一套合龍承重結構。還可從兩個邊墩同時往中跨跨中合龍，或先將中跨合龍，然后往兩個邊墩逐漸合龍，直至全橋合龍。該方法的優點是合龍順序明確、計算圖式清晰、合龍受到溫度應力的影響最小；最大缺點是施工工期較長，不適宜在多跨情況下使用。

（2）將兩個T構進行單T構的“小合龍”，形成靜定穩定的Π構，然后將兩兩Π構進行“大合龍”。也可選擇“小合龍”和“大合龍”相結合，以適應不同的橋跨結構。還可選擇上述中的3種合龍順序。這種方法使結構轉換復雜，“大合龍”造成的內力重分布較明顯，如果設計上沒有采用這種方法，則應盡量避免采用。

（3）根據現場情況，可同時采用大、小合龍方式。尤其是在多跨、多個合龍段同時施工時，由于掛籃數量有限，必須分批倒用。現場條件下不一定能采用上述理想方案，因而可綜合起來采用。

重慶朝陽寺大橋（連續剛構，跨徑75 m+3× 130 m+75 m）采用第一種方法合龍，施工時從中間往兩邊每次合龍一個T構（中跨合龍→次邊跨合龍→邊跨合龍）。高明大橋（剛構-連續組合體系，跨徑45 m+5×79 m+2×110 m+4×82 m+45 m）采用第二種方法合龍，先將左側4個T構、中間5 個T構、右側3個T構形成三大合龍段，然后將3個合龍段進行中跨合龍形成帶懸臂的連續梁體系，最后進行左右邊跨合龍，完成全橋合龍施工。東明黃河大橋（剛構-連續組合體系，跨徑為75 m+7×120 m+75 m）采用第三種方法合龍，先將中間4個T構一次性合龍，再將左右側的2個T構合龍形成Π構，之后完成剩余的中跨合龍，最后澆筑邊跨合龍段。

4　不同合龍次序的計算分析

4.1工程背景及研究內容

4.1.1工程背景

東路高架橋（右線）位于湖南永州市藍山縣所城鎮東路村境內，跨越沙坪水及東林路。橋孔布置為5×30 m+（45+4×78+45）m+5×30 m，主橋結構為45 m+4×78 m+45 m剛構-連續組合體系，最大墩高56.8 m（9#墩），過渡墩高分別為5#墩33.1 m、6#墩36.4 m（見圖4）。主橋箱梁采用單箱單室截面。

圖4　東路高架橋主橋橋型示意圖（單位：m）

4.1.2研究內容

剛構-連續組合體系梁橋在進入合龍階段施工時，每合龍一個合龍口，體系將會轉換一次。因此，合龍次序的不同會對橋梁受力產生不同影響。主跨為45 m+4×78 m+45 m的東路橋，原設計采用的合龍方法是常見合龍順序的第一種，合龍從邊跨開始，即邊跨合龍→次邊跨合龍→中跨合龍。下面主要對原設計方案和其他兩種對稱合龍施工次序進行比較研究，另兩種方案如下：方案Ⅰ為次邊跨合龍→中跨合龍→邊跨合龍；方案Ⅱ為中跨合龍→次邊跨合龍→邊跨合龍。在邊跨合龍中，由于東路高架橋過渡墩高度較大，邊跨現澆段及合龍段澆筑均采用吊架施工，由于吊架的一端支撐在懸臂梁段上（見圖2），邊跨現澆段和合龍段施工會對主墩上已澆筑的懸臂主梁產生較大影響。為了使3種方案的結果具有可比性，方案Ⅰ、Ⅱ采用與原方案相同的合龍施工配重、合龍溫度、預應力張拉次序等。主梁節點位置見圖5。

圖5　東路高架橋主橋計算有限元模型

4.2合龍次序對主梁應力的影響

4.2.1成橋狀態下主梁的應力比較

在主橋合龍完成并施加二期恒載后，比較3種合龍次序下的主梁應力，結果見圖6、圖7和表1。

圖6　不同合龍次序時成橋狀態下主梁下緣應力

根據圖6、圖7，原設計方案與另兩種方案在主梁應力變化上有些不同，而方案Ⅰ、Ⅱ的主梁應力基本沒有區別。原設計方案時主梁上緣應力在邊跨至次邊跨跨中區域比方案Ⅰ、Ⅱ的大，其他區域原方案主梁上緣應力比方案Ⅰ、Ⅱ的小；下緣應力則相反，即邊跨至次邊跨跨中區域比方案Ⅰ、Ⅱ的小，其他區域較大。但3種方案的應力值差別不大。

圖7　不同合龍次序時成橋狀態下主梁上緣應力

由表1可知：原設計方案上緣最大壓應力出現在左中跨，為9.32 MPa；下緣最大壓應力出現在右中跨，為9.22 MPa。方案Ⅰ上緣最大壓應力出現在右次邊跨，為9.75 MPa；下緣最大壓應力出現在右邊跨，為10.59 MPa。方案Ⅱ上緣最大壓應力出現在右中跨，為9.69 MPa；下緣最大壓應力出現在右邊跨，為10.58 MPa。在原設計方案下進行合龍時主梁應力值最小。

表1　主梁最大壓應力比較MPa

4.2.2作用效應組合下的應力比較

在超靜定結構中，溫度變化和砼收縮徐變會引起橋梁結構的次內力變化，應考慮在組合效應下主梁受力變化情況。這里考慮“恒載+汽車荷載+砼收縮徐變+溫度”作用下主梁的應力情況，主要比較主梁在作用該效應組合下的最大壓應力，結果見圖8和圖9。

圖8　不同合龍次序時效應組合下主梁下緣最大壓應力

圖9　不同合龍次序時效應組合下主梁上緣最大壓應力

根據圖8、圖9，在組合效應下，3種合龍次序下主梁最大壓應力均比成橋狀態時的應力大，但在各跨的分布規律和成橋狀態時相似。在組合效應下，原設計方案的主梁應力更均勻，最大壓應力也較另外兩種方案的小，主梁受力更合理。

4.3合龍次序對主梁撓度及橋墩位移的影響

主梁撓度及橋墩位移是表征橋梁力學性能的主要參數之一。為進一步了解不同合龍次序下主梁的力學性能，分別比較在施加二期恒載后成橋狀態下主梁豎向撓度累積值與墩頂水平位移的變化情況，結果見圖10和表2。

圖10　不同合龍次序時主梁豎向撓度累積值

表2　不同合龍次序時主墩墩頂水平位移比較 mm

由圖10可知：方案Ⅰ、Ⅱ的撓度累積值差別較小，但都比原設計方案的撓度累積值大，原方案主梁撓度最大值為62.4 mm，方案Ⅰ為125.6 mm，方案Ⅱ為113.5 mm。可見，合龍次序的變化對主梁撓度的影響較大。

由表2可知：3種合龍次序中，每個墩墩頂的水平位移都有差別，方案Ⅱ水平位移最小。

5　結論

（1）高墩剛構-連續組合體系梁橋邊跨合龍宜采用吊架或托架施工，但需注意該方法和傳統方法在引起主梁內力變化上的差異，確保施工安全。

（2）剛構-連續組合體系梁橋進入合龍階段后，體系發生轉換，由靜定結構轉換成多次超靜定結構，不同合龍次序會導致施工過程中結構體系轉換的差異，引起不同的次內力。

（3）通過比較東路高架橋3種合龍方案下主橋力學性能的差異，得到原設計方案在成橋狀態和效應組合下的應力更小，且分布更均勻。不同合龍次序下，主梁的撓度有較大區別，特別是原方案和其他兩種方案之間有明顯差異，分別相差63.2、51.1 mm。因此，采用不同合龍次序合龍時，要特別注意對主梁撓度的控制。

（4）采用3種合龍次序合龍都是可行的，主梁應力、撓度均能滿足要求。由于原設計方案應力內力分布更均勻合理、主梁撓度累積值最小，便于減小施工控制誤差，建議采用原設計合龍次序。

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U448.21

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1671-2668（2016）01-0151-05

2015-07-20

國家自然科學基金項目（51108046）