高墩大跨連續剛構橋合龍頂推分析

劉 華，胡寶林，張若鋼，楊小旺

(1.吉安市路橋工程局，江西 吉安 3435002；2.中南安全環境技術研究院股份有限公司，湖北 武漢 430071)

1 橋梁概況

本橋為一座三跨變截面預應力混凝土連續剛構橋，橋梁跨徑布置為(82+150+82)m，平面位于直線上，縱斷面位于R=21 500 m的豎曲線上。箱梁梁段劃分為0#～21#梁段，其中0#塊長13 m，1#塊長2.5 m，2#～6#塊長3 m，7#～14#塊長4 m，15#～18#塊長4.5 m，邊、中跨合龍段即19#、20#塊長2 m，邊跨現澆段即21#塊長5.84 m。箱梁為單箱單室直腹板斷面，頂板寬12.5 m，底板寬6.5 m，懸臂長度3 m。箱梁中跨合龍段、邊跨合龍段、邊跨現澆段梁高為3.5 m，其余節段的梁高按1.75次拋物線變化。主墩采用雙肢薄壁空心墩，其中2#墩高為66.015 m，3#墩高為51.346 m。

2 有限元模型建立

采用橋梁專用有限元軟件midas Civil進行計算分析。建模時，主梁、主墩、承臺均采用梁單元模擬，不考慮樁基礎和過渡墩，預應力荷載只輸入縱向預應力鋼束，不考慮豎向及橫向預應力[2]。懸澆掛籃、合龍吊架、合龍配重等臨時荷載采用節點荷載進行模擬，主梁橫隔板及預應力齒塊重量按梁單元荷載等效代替。二期恒載(主要包括橋面水泥混凝土調平層、瀝青混凝土鋪裝層、防撞護欄等)換算成線荷載進行加載。溫度荷載、基礎沉降、汽車活載按相應模式進行加載。承臺底的邊界條件采用固結約束處理，雙肢薄壁墩底與承臺的連接以及墩梁固結均采用彈性連接中的剛性連接來進行模擬。墩頂0#塊托架和邊跨現澆段支架的邊界條件采用節點彈性支撐中的僅受壓約束形式進行模擬。邊跨現澆段支座根據活動方向采用一般支撐模擬。施工過程模擬通過激活相應節段結構組、荷載組、邊界組來實現[3]。全橋共離散為173個單元。其中1～99為主梁單元，其他為墩柱和承臺單元。有限元模型如圖1所示。

圖1 大橋midas Civil有限元計算模型

2.1 永久作用

(1)結構自重：水泥混凝土容重取26 kN/m3。主梁節段重量見表1。

表1 主梁節段重量表

(2)收縮及徐變作用：采用《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60—2015)加載模式，計算結構運營十年期的收縮徐變量。

(3)二期恒載：瀝青混凝土容重取24 kN/m3，按順橋向均布作用計，取67.1 kN/m。

(4)縱向預應力：按設計張拉力和張拉順序模擬，并考慮管道摩擦引起的預應力損失。

(5)基礎沉降：2#、3#主墩沉降2 cm。

2.2 可變作用

(1)汽車荷載：公路—I級，按三車道計算，考慮箱梁偏載系數1.15，縱向折減系數0.97，車道數取值為3×1.15×0.78×0.97=2.61。

(2)汽車制動力：按規范取值為2.73 kN/m。

(3)汽車沖擊力：沖擊系數按規范計算為0.05。

(4)溫度作用：體系整體升溫19 ℃，整體降溫20 ℃；主梁截面正溫差與反溫差按規范規定取值。主梁截面溫差如圖2所示。

圖2 主梁截面溫差圖

(5)施工荷載：掛籃及模板重量按880 kN計，合龍吊架及模板重量按390 kN計，合龍段平衡配重為312 kN。

2.3 材料參數

(1)混凝土

主梁采用C55混凝土，主墩采用C50混凝土，承臺采用C40混凝土。材料計算參數表見表2。

表2 混凝土力學性能指標

(2)縱向預應力鋼束

結構縱向預應力鋼束計算參數表見表3。

表3 縱向預應力鋼束計算參數表

3 中跨合龍頂推力計算

大跨度高墩連續剛構橋在運營后期由于混凝土的收縮徐變效應，主梁跨中會出現較大下撓，主墩會向跨中方向偏移，導致主梁線形不順暢和墩身豎直度不滿足規范要求，局部混凝土可能出現受拉狀態，影響結構受力安全。在中跨合龍前進行頂推作業，可以有效消除由于合龍溫差和混凝土收縮徐變引起的墩頂縱橋向水平位移，改善主梁和橋墩受力性能[4]。因此，合龍頂推力主要根據合龍溫差和混凝土收縮徐變引起的墩頂水平位移量確定。

3.1 合龍溫差引起的墩頂位移變化

現場實際合龍溫度與設計合龍溫度可能會存在差異，溫差效應將導致梁體產生一定的縱向位移，引起墩頂偏位。按照施工順序建立有限元模型，計算該橋在不同合龍溫差下各墩頂的水平位移(合龍溫差=實際合龍溫度-設計合龍溫度)，計算結果如圖3所示。由圖3可知：各墩頂水平位移受合龍溫差影響較大，且水平位移變化量與合龍溫差成線性變化關系，其中2#墩變化速率為-0.81 mm/℃、3#墩變化速率為+0.65 mm/℃(-表示向小里程方向偏移，+表示向大里程方向偏移)。

圖3 不同的合龍溫差下各墩頂縱向位移的變化量

3.2 混凝土收縮徐變引起的墩頂位移變化

為了確定各主墩在理想合龍條件下(實際合龍溫度=設計合龍溫度)由于混凝土收縮徐變效應引起的偏移量，按施工工序進行有限元模擬計算，計算出不同運營時間下各墩頂的水平位移，計算結果見圖4。由圖4可知，各墩頂水平位移受混凝土收縮徐變影響較大，運營10年時，2#墩偏移量為+37.41 mm，3#墩偏移量為-31.91 mm(-表示向小里程方向偏移，+表示向大里程方向偏移)。

圖4 收縮徐變引起的各墩頂縱向位移的變化量

3.3 頂推力的確定

為了確定各主墩在理想合龍條件下(實際合龍溫度=設計合龍溫度)的頂推力，需要分析中跨合龍頂推時各墩頂縱橋向位移與頂推力之間的關系[5]。在模型中跨合龍前單獨建立一個頂推施工工序，分別在中跨合龍口兩端施加五組水平頂推力，計算各墩頂不同頂推力下對應的水平位移量，計算結果見圖5。由圖5可知，各墩頂水平位移變化量與頂推力大小成線性變化關系，其中2#墩頂水平位移與縱橋向頂推力的比值為-2.26 mm/100 kN、3#墩頂水平位移與縱橋向頂推力的比值為+1.50 mm/100 kN(-表示向小里程方向偏移，+表示向大里程方向偏移)。

圖5 頂推時各墩頂位移與頂推力的關系

合理頂推力的確定，需綜合考慮大橋合龍溫度及混凝土收縮徐變效應。本橋頂推力計算時，結合大橋運營十年的墩頂水平位移量計算結果及頂推力與位移的關系，確定在設計合龍溫度條件下中跨的頂推力為2 000 kN，頂推完成后2#墩的水平偏移量為-39.94 mm、3#墩的水平偏移量為+30.33 mm(-表示向小里程方向偏移，+表示向大里程方向偏移)，基本可抵消運營十年由于收縮徐變效應產生的墩頂偏位。

4 頂推對結構受力的影響分析

為了分析頂推力施加前后對施工控制的影響(施工預拱度)，以及對結構受力性能(主梁彎矩)的改善效果。采用2種模式進行對比計算，模式1為中跨合龍前施加2 000 kN頂推力，模式2為不施加頂推力。

4.1 頂推對施工預拱度的影響

對于連續剛構橋施工控制而言，施工預拱度是控制成橋后主梁線形的關鍵數據，施工預拱度的計算結果是否精確直接關系到主梁能否順利合龍及成橋后主梁的線形是否平順，因此頂推施工對于施工預拱度的影響必須考慮。中跨合龍前頂推及不頂推兩種計算模式下施工預拱度的對比情況如圖6所示。

圖6 兩種計算模式下施工預拱度對比圖

由圖6可知，頂推與不頂推狀態下的施工預拱度存在較大差別。經過計算，頂推前邊跨側最大施工預拱度為38.2 mm，中跨側最大施工預拱度為57.0 mm；頂推后邊跨側最大施工預拱度為41.5 mm，中跨側最大施工預拱度為39.2 mm；頂推與不頂推的差值分別為：邊跨側增加3.3 mm，中跨側減少17.8 mm。頂推對施工預拱度影響較大，特別是中跨側尤為明顯，因此在施工預拱度計算時，必須考慮中跨合龍頂推力的影響。

4.2 頂推對收縮徐變效應的影響

混凝土的收縮徐變效應是造成連續剛構橋跨中長期持續下撓的一個重要因素，為了分析頂推能否改善剛構橋因混凝土收縮徐變而引起的下撓，分別計算頂推及不頂推兩種計算模式下，混凝土收縮徐變效應引起的豎向位移，其對比情況如圖7所示。

由圖7可知，運營10年收縮徐變位移，頂推前邊跨側最大豎向位移為-8.4 mm，頂推后邊跨側最大豎向位移為-9.3 mm，增加0.9 mm，邊跨側變化不明顯；頂推前中跨側最大豎向位移為-15.6 mm，頂推后中跨側最大豎向位移為-12.2 mm，減小3.4 mm，變化明顯。因此，通過頂推可以改善連續剛構橋運營后期因混凝土收縮徐變引起的下撓狀況。

圖7 兩種計算模式下運營10年收縮徐變位移對比圖

4.3 頂推對結構內力的影響

為了分析頂推對結構內力的影響，分別計算頂推及不頂推兩種模式下主梁彎矩，其對比情況如圖8所示。由圖8可知，頂推后主梁彎矩中跨側變化不明顯，邊跨側變化較為明顯。頂推后邊跨側正彎矩增大，但墩頂位置處的主梁負彎矩明顯減小，其中2#墩墩頂位置處頂推前最大負彎矩為-43 379.4 kN·m，頂推后最大負彎矩為-24 953.1 kN·m，負彎矩降低18 426.4 kN·m；3#墩墩頂位置處頂推前最大負彎矩為47 431.2 kN·m，頂推后最大負彎矩為24 732.8 kN·m，負彎矩降低22 698.5 kN·m。因此，通過頂推可以顯著降低連續剛構橋墩頂位置處主梁負彎矩，改善主梁的受力性能。

圖8 兩種計算模式下主梁彎矩對比圖

5 結 論

(1)連續剛構橋各墩頂水平位移變化量與合龍溫差和頂推力大小成線性變化關系。

(2)連續剛構橋施工預拱度計算時必須考慮中跨合龍頂推力的影響。

(3)通過頂推，可以明顯改善連續剛構橋運營后期因混凝土收縮徐變而引起的下撓情況。

(4)通過頂推，可以顯著降低連續剛構橋墩頂位置處主梁的負彎矩，改善主梁受力性能。