合龍頂推對橋梁線形及應力分布的影響分析

申亞洲

（衡陽市交通建設投資有限公司，湖南衡陽 421000）

合龍頂推對橋梁線形及應力分布的影響分析

申亞洲

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以茅葉灘湘江大橋為工程背景，運用MIDAS模擬六跨連續剛構橋空間梁單元，根據消除墩頂水平位移法計算頂推力，對剛構橋頂推前后線形、應力實測值、理論值進行分析，得出頂推作用下剛構橋應力、線形滿足規范要求；通過理論計算，得出成橋遠期頂推施工對主梁應力影響不大，對靠近頂推梁段線形有利，對主墩偏心受壓及墩頂水平偏移病害有明顯改善作用。

橋梁；剛橋構；合龍；頂推力；墩頂水平位移

T形剛構橋在施工及運營期間由于溫度、預應力及砼收縮徐變的影響，跨中會產生較大撓度，橋墩在梁體收縮作用下會向內側傾斜變形。為了消除這種不良影響，實際施工中通過施加合龍頂推力使主墩產生反向預偏量，抵消主墩水平位移。近年許多學者對頂推技術進行研究，提出了多種計算頂推力和頂推位移的方法。該文依托茅葉灘湘江大橋，分析合龍頂推對橋梁線形及應力分布的影響。

1 茅葉灘湘江大橋頂推設計方案

茅葉灘湘江大橋是衡陽市衡云主干線機場專用公路上橫跨湘江的一座特大橋，公路等級為城市Ⅰ級主干道，設計車速為80km/h。橋梁設計荷載為公路-Ⅰ級，人群荷載為3.5 k N/m，設計洪水頻率為1/100，地震動峰值加速度為0.05g，對應地震基本烈度為6度，設計基準期為100年。主橋結構為（55+4×95+55）m連續剛構，橋面寬29.5 m。主梁采用C55砼，主墩采用C50砼。

運用消除墩頂水平位移法計算頂推力。綜合考慮理論值與實測值的情況下通過對比頂推前后主梁和主墩重要截面應力、主梁撓度、墩頂水平位移判斷頂推作用下剛構橋應力、線形是否滿足規范要求；用理論計算方法對施加與不加頂推力成橋1 000 d線形及應力分布進行對比，研究成橋遠期頂推施工對主梁應力、線形的影響和對主墩偏心受壓及墩頂水平偏移病害的改善情況。頂推方案如下：

（1）施工合龍順序。按照對稱合龍施工原則，首先合龍第1、6跨，合龍前在第3、4跨施加頂推力；其次合龍第2、5跨；最后合龍第3、4跨（見圖1）。

（2）頂推位置。遵循頂推力方向盡量和梁截面形心曲線切線方向在一條直線上的原則，確定頂推力施加位置和頂推力作用點（見圖1、圖2）。

（3）頂推力大小。頂推力為2 500 k N。

圖1　茅葉灘大橋頂推位置示意圖

圖2　茅葉灘大橋頂推點示意圖（單位：m）

2 頂推前后剛構橋應力、線形對比分析

采用MIDAS/Civil建立該橋空間有限元模型（見圖3），主梁、主墩采用鐵摩辛柯梁單元，模型中共37個施工階段、194個單元。邊界條件為：2#～4#橋墩與主梁采用彈性連接中的剛性連接，1#、5#橋墩以滑動支座進行模擬。

圖3　茅葉灘大橋有限元計算模型

2.1頂推前后剛構橋應力對比

頂推力對主梁應力影響不能忽略，過大的頂推力會導致部分主梁截面砼壓應力超過規范設計值。考慮到對稱性，僅對1#～3#主墩和1～3跨主梁進行分析。永久荷載作用下施加頂推力前后主梁關鍵截面應力理論值與實測值見表1。其中應力實測值在橋梁監控階段測得，應力測點分布見圖4。

表1　主梁關鍵截面頂推前后應力理論值與實測值對比MPa

由表1可知：頂推施工使主梁截面上緣應力增加，最大增量為12.09%；使主梁截面下緣應力減小，最大減小量為10.88%。頂推前后主梁截面全面受壓，最大壓應力為8.16 MPa，根據JTG D62-2012《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》，C55砼軸心抗壓強度設計值為25.3 MPa，在容許應力范圍內。

頂推力對主墩截面應力的影響也不容忽視。永久荷載作用下施加頂推力前后主墩關鍵截面應力理論值與實測值見表2。

由表2可知：在永久荷載作用下，頂推前后遠離頂推作用位置的1#墩A截面應力改變較小；3#墩C截面應力變化較小，其原因為頂推力對稱施加在3#墩梁段。2#墩B截面應力變化明顯，北面應力由2.96 MPa增加到5.32 MPa，增加79.7%；南面應力由3.18 MPa減小到0.91 MPa，減小71.4%；2#墩出現偏心受壓。根據JTG D62-2012《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》，C50砼軸心抗壓強度設計值為23.1 MPa，在容許應力范圍內。

對比表1、表2理論值與實測值，理論值普遍比實測值大，其原因如下：應變讀數儀采集的應變包含砼溫度變化和收縮應變；砼彈性模量取值不夠精準；傳感器埋設的幾何位置不夠精準。

2.2頂推前后剛構橋線形對比

將頂推前主梁高程理論值和實測值減去永久荷載作用下主梁1 000 d目標高程，得到高程差。主梁頂推前高程差理論值與實測值對比見圖5。

圖4　茅葉灘大橋應力測點分布（單位：m）

表2　主墩關鍵截面頂推前后應力理論值與實測值對比MPa

圖5　主梁頂推前高程差理論值與實測值對比

由圖5可知：頂推前主梁高程實測值普遍比理論值小，最大誤差為15mm，小于《公路橋梁施工監控技術規范》要求的20mm，符合規范要求，說明施工合理。

為了分析頂推力對施工階段主梁線形的影響，對頂推前后主梁撓度理論值進行對比，結果見圖6。

圖6　頂推前后主梁撓度理論值對比

由圖6可知：頂推施工對頂推作用附近主梁撓度影響較大，對遠離頂推作用處主梁撓度基本無影響；頂推力使第3、4跨跨中上撓54mm；成橋后由于砼收縮徐變，跨中會向下撓。說明頂推施工對成橋遠期線形有利。

在頂推作用下墩頂會產生水平位移，為了得到較好的線形，施工階段對墩頂線形進行監控，頂推前后各墩墩頂水平位移理論值和實測值見表3。

表3　主墩頂部水平位移理論值與實測值對比mm

由表3可知：頂推前后1#、3#墩頂水平位移無變化，2#墩頂向外環南路方向水平移動14mm。合龍后在低溫、砼收縮徐變作用下2#墩頂會向南岳機場方向偏移，施加頂推力可減小主墩側向偏移。理論值與實測值基本吻合。

3 剛構橋成橋線形、應力分析

3.1剛構橋成橋初期目標線形與實測線形對比

為了方便對比，把理論高程和實測高程分別減去在永久荷載作用下成橋1 000 d的目標高程。成橋初期主梁高程目標值與實測值對比見圖7。

由圖7可知：成橋初期主梁高程理論值和實測值基本吻合，最大誤差發生在各跨合龍段，其中第3、4跨合龍段高程相差最大，分別為14、16mm，小于《公路橋梁施工監控技術規范》要求的20mm，符合要求。

圖7　成橋初期目標線形與實測線形對比

3.2頂推施工對剛構橋成橋1 000 d應力的影響

為了研究頂推施工對成橋1 000 d應力的影響，分別對永久荷載作用下成橋1 000 d施加頂推力和不施加頂推力時主梁關鍵截面、主墩關鍵截面應力理論值進行對比分析，結果見表4、表5。

表4　成橋1 000 d加頂推力與不加頂推力時主梁關鍵截面應力對比MPa

表5　成橋1 000 d加頂推力與不加頂推力時主墩關鍵截面應力對比MPa

由表4可知：頂推力作用下成橋1 000 d主梁截面上緣應力增加，最大增幅為1.05%；下緣應力減小，最大減幅為0.13%。說明頂推施工對成橋1 000 d主梁應力影響不大。

由表5可知：頂推施工對1#、3#墩截面應力的影響不大。不施加頂推力時，2#墩成橋1 000 d時偏心受壓嚴重，墩底截面南面應力是北面的8.76倍；施加頂推力后，墩底截面南面應力是北面的1.92倍。說明頂推施工可改善成橋遠期主墩偏心受壓病害。

3.3頂推施工對剛構橋成橋1 000 d目標線形的影響

為研究頂推施工對成橋1 000 d剛構橋主梁線形的影響，對永久荷載作用下成橋1 000 d施加頂推力和不施加頂推力時主梁撓度進行對比分析，結果見圖8。

圖8　成橋1 000 d加頂推力與不加頂推力時主梁撓度對比

由圖8可知：頂推使第3、4跨跨中上撓34mm，運營階段由于砼收縮徐變，跨中會下撓，頂推使第3、4跨跨中有上撓儲備，對成橋遠期線形有利。

2#、3#主墩受頂推影響最大，對施加不同頂推力時成橋1 000 d時2#墩頂水平位移進行對比分析，結果見表6。

表6　不同頂推力作用下成橋1 000 d時2#墩頂水平位移對比

由表6可知：不施加頂推力時，成橋1 000 d時2#墩墩頂會向南岳機場方向偏移12.3mm；隨著頂推力的增加，偏移量會逐漸減小，當施加3 500 k N頂推力時，2#墩墩頂會向外環南路方向偏移9.1mm。用插值法求得當頂推力為2 436 k N時，成橋1 000 d時2#墩頂水平位移為零。為加載方便，設計頂推力取2 500 k N。分析表明施加合理的頂推力可改善成橋遠期墩頂水平偏移情況。

4 結論

（1）永久荷載作用下頂推施工使主梁上緣應力增加、下緣應力減小，靠近頂推力施加位置主墩出現偏心受壓，主梁、主墩應力滿足設計要求。

（2）頂推施工使跨中梁段上撓，墩頂朝主梁砼收縮反方向發生水平偏移。

（3）頂推施工對成橋1 000 d主梁應力影響不大，對改善成橋遠期主墩偏心受壓效果明顯。

（4）頂推施工可有效改善成橋遠期主梁跨中下撓和墩頂水平偏移病害。

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1671-2668（2016）05-0184-04

2016-05-29