大跨徑梁拱組合剛構橋下弦拱梁懸澆施工力學行為分析

李亞勇，楊培誠，周學勇，陳勝凱，丁艷超

(1. 中建隧道建設有限公司，重慶 400055； 2. 中國建筑第五工程局有限公司，湖南 長沙 410004； 3. 中國城鄉控股集團有限公司，湖北 武漢 430208； 4. 重慶交通大學 土木工程學院，重慶 400074； 5. 重慶華盛檢測技術有限公司，重慶 400714)

0 引 言

梁拱組合剛構橋是一種由拱圈和剛構的剛性連接，并共同承擔荷載的新型組合體系橋梁。該類橋型同時具備拱橋跨越能力大和剛構橋剛度大的特點，其結構受力更為合理[1-4]。國內學者通過建立空間計算模型分析了梁拱組合剛構橋的力學特性，并取得相關的研究成果。例如，由瑞凱等[5]以北盤江特大橋為研究對象，采用有限元軟件建立全橋的結構模型，對三角區上弦支架施工過程進行受力分析，結果表明上弦支架與一般現澆支架受力差異較大，施工支架設計及施工時應重點關注；宗昕等[6]分析了北盤江特大橋斜腿-梁體匯合處的設計思路，提出了結構力線需過度順暢的原則，并采用空間實體有限元法進行了計算；王洪超[7]研究了矢跨比、剛度比等參數對預應力混凝土連續梁拱組合剛構橋結構內力的影響，并明確了相關參數合理的取值范圍；閆小翠等[8]通過建立龍峽谷大橋的有限元模型，分析了上部結構懸臂澆筑施工過程中臨時扣索和支架的力學響應。

除上述研究外，一些學者針對梁拱組合剛構橋施工工藝復雜、結構體系轉換多等難點，著重對該橋梁開展了模型試驗和現場監測等方面的研究。張科峰[9]針對連續梁拱組合剛構橋在施工過程中的受力性能開展了實橋測試，結果顯示結構系梁、拱肋和橫梁等構件在橋梁施工過程中均處于受壓狀態，實測結果與有限元計算結果吻合良好；姜軍等[10]對大跨度連續剛構橋組合橋梁模型進行了試驗，研究了梁拱墩結合塊的復雜受力情況，得出了頂底板、腹板、拱腳和墩頂混凝土應力分布的規律；代周超等[11]針對馬蹄河特大橋第一節段無法采用常規落地支架進行現澆施工的難點，分析了施工過程中所采用“簡易斜拉橋”施工工藝的關鍵控制技術；陳強等[12]利用Midas/Civil軟件建立了夜郎湖大橋的空間分析模型，計算出了理想結構參數并指導全橋施工，在施工過程中，監測拱圈線形及應力、臨時索索力和索塔的偏位，并與理論計算進行對比分析并修正，使得理論計算與實際施工狀態統一。

筆者以重慶市快速路二橫線西段項目禮嘉嘉陵江特大橋為研究對象，利用Midas/Fea軟件建立了空間有限元模型，通過對4種工況在有無支撐體系時的下弦拱梁力學狀態進行對比分析；基于施工過程中的監測數據，得到了下弦拱梁力學狀態施工變化規律和支撐體系主動頂升作用狀態下的拱梁力學傳遞規律。

1 工程概況和設計要求

1.1 工程概況

禮嘉嘉陵江大橋是重慶快速路二橫線西段項目的控制性工程，主橋全長785 m，采用5跨連續布置(140+245+190+130+80)m，最大跨徑245 m(矢跨比為1/7.7)；大橋按雙向8車道設計，分左右兩幅設置，單幅標準段橋寬18 m。該橋為國內首座上承式梁拱組合剛構橋，采用對下部結構無推力、自平衡的梁—拱組合受力體系，充分融合了拱橋和梁橋的優點，避免了連續剛構橋的開裂下撓問題，如圖1。

圖1 禮嘉大橋橋型布置示意Fig. 1 Schematic diagram of bridge type layout of Lijia Bridge

大橋建設過程中需經歷梁橋、懸澆拱橋、矮塔斜拉橋等多次體系轉換；梁拱組合三角區上弦箱梁和下弦拱梁需同步采用斜拉扣掛法，施工過程對中線形控制精度要求極高，該工藝是行業內首次采用，尚無成功的經驗可借鑒。

1.2 設計要求

根據《禮嘉嘉陵江大橋工程第1分冊總體設計及橋梁附屬設施施工圖設計說明》，梁拱組合三角區長61 m、高度31.5 m，由上弦箱梁與下弦拱梁組合交匯形成(交匯處夾角約14°)，如圖2。

圖2 梁拱組合三角區尺寸Fig. 2 Dimensions of triangular area of beam andarch combination

三角區下弦拱梁底緣線按2.2次拋物線規律變化，其變化方程為y=-0.000 692 4(119-x)2.2+25.5，坐標原點為下弦底緣線延伸線與橋墩邊緣的交點；沿橋梁軸線方向共25個節段，其中0 #節段采用墩旁托架與橋墩同時澆筑，其余梁段采用掛籃懸臂澆筑施工工藝。上弦箱梁沿橋梁軸線方向共25個節段，其中0 #節段長度12 m(包括墩兩側各外伸2.5 m)，與橋墩固結；0 #節段采用墩旁托架施工工藝與橋墩同時澆筑，1 #～12 #節段長度在4.5～5.0 m范圍，采用掛籃懸臂澆筑施工工藝。

1.3 施工工藝

三角區上弦箱梁與下弦拱梁均需要采用掛籃懸澆澆筑，掛籃選型為菱形掛籃。下弦拱梁在2 #～12 #節段設置錨固于拱梁頂板的臨時扣索，以改善下弦拱梁受力狀態；上弦箱梁與下弦拱梁在第13#節段進行交匯。施工過程中，上弦箱梁采用菱形掛籃懸澆施工，下弦拱梁選擇“倒三角”掛籃進行懸澆施工，如圖3。

圖3 下弦拱梁倒三角掛籃施工示意Fig. 3 Schematic diagram of construction of inverted triangle hanging basket of lower chord arch beam

2 有限元數值分析

2.1 有限元模型建立

筆者采用有限元軟件MIDAS-FEA建立禮嘉嘉陵江大橋三維模型，如圖4。模型中采用四面體網格劃分橋墩及梁體，模型邊界條件在墩底固結，對稱面采用對稱邊界約束。

圖4 三維計算模型Fig. 4 Three-dimensional computing model

2.2 計算工況

筆者通過建立4種計算工況，對有無主動支撐體系時的下箱梁受力狀態進行分析，各計算工況如表1；掛籃各支點支反力如表2。計算中需要考慮箱梁、墩柱自重等荷載；墩頂恒載2 832 kN，單只掛籃質量880 kN，對拉預緊力600 kN(主墩兩側三角托架采用精軋螺紋鋼進行對拉預緊)，主動支撐體系千斤頂頂升力600 kN。

表1 計算工況Table 1 Working condition of calculation

表2 掛籃各支點支反力Table 2 Support and reaction force of hanging basket kN

3 無支撐體系時受力狀態

3.1 數值計算結果

圖5為無支撐體系時下弦拱梁主拉應力分布。由圖5可知：當掛籃處于空載狀態時(工況1)，下弦拱梁呈頂板受拉、底板受壓的工作狀態，墩拱結合部位最大拉應力約為1.18 MPa，小于C60混凝土抗拉強度設計值；當掛籃懸臂澆筑2#節段混凝土時(工況2)，墩拱結合部位最大拉應力增大至2.8 MPa，超出C60混凝土設計抗拉強度(1.96 MPa)的43%，若不采取措施則存在拉裂的風險；腹板部位主拉應力達到5.9 MPa，遠超C60混凝土抗拉強度設計值，這是因為腹板靠近錨桿組集中荷載施加部位引起應力集中所致，施工預壓階段應密切關注該部位的受力情況。

圖5 下弦拱梁主拉應力分布Fig. 5 Distribution of main tensile stress of lower chord arch beam

圖6為無支撐體系時下弦拱梁主拉應力超過1.96 MPa時的分布。圖6中：拉應力超出C60混凝土抗拉強度設計值的區域主要集中于腹板中下部和墩拱結合部位的端部。工況2較工況1拉裂區域范圍有大幅擴大，施工中應密切關注超出部位的應力、應變情況。

圖6 下弦拱梁主拉應力超過1.96 MPa分布Fig. 6 Distribution of main tensile stress of lower chord arch beam exceeding 1.96 MPa

下弦拱梁2 #～11 #節段均需要在頂板錨固設置臨時扣索，若掛籃錨桿組錨固于拱梁頂板，錨桿組向下的錨固力與臨時扣索向上的預拉力將會引起腹板部位出現較為嚴重的應力集中，導致腹板開裂。為避免上述不利影響，后續施工過程中應將倒三角掛籃錨桿組錨固點調整至下弦拱梁頂板的位置。

3.2 現場監控量測結果

下弦拱梁受力體系復雜且敏感，為監測大橋應力、應變的變化規律，筆者在下弦拱梁典型斷面上布設了監測元件，如圖7。施工中定期收集應力監測點數據，以掌握應力變化規律。

圖7 下弦拱梁應力監測點布置示意Fig. 7 Layout of stress monitoring points of lower chord arch beam

圖8為墩拱結合斷面頂板拉應力、底板壓應力(以正值表示)隨施工過程變化的情況。由圖8可知：1#節段荷載均由三角托架承擔，箱梁頂、底板應力均接近0；托架拆除后頂板拉應力和底板壓應力分別增大至0.45、0.22 MPa；掛籃安裝完成后，頂板拉應力和底板壓應力增大至0.81、0.68 MPa。監測數據表明：下弦拱梁受力情況與施工狀態密切相關；當托架拆除、掛籃安裝階段時，弦拱梁頂和底板應力均有較大增長。

圖8 頂底板應力變化曲線Fig. 8 Stress variation curve of roof and floor

圖9是計算結果和監控量測數據的對比。由圖9可知：數值計算結果與現場監測數據基本一致，驗證了所建立模型的準確性。根據數值計算結果和監測數據可推斷：拆除托架導致與原設計工況有較大區別，會引起箱梁頂板較大的拉應力。施工過程中需要采取主動牽引或主動頂升等措施來抵消因拆除托架所引起的應力增量，增大拱梁頂板拉應力儲備，避免拱梁頂板開裂。

圖9 數值結果與監測數據對比分析Fig. 9 Comparative analysis of numerical results and monitoring data

4 施加主動支撐體系時受力狀態

4.1 主動支撐體系設置

為限制拱梁最大主拉應力在C60混凝土抗拉強度設計值范圍內，避免箱梁表面出現拉裂，施工過程中擬采用兩種主動支撐方案：① 在拱梁頂板設置臨時扣索進行主動牽引；② 在既有三角托架上搭設支撐體系主動頂推。

4.1.1 頂板施加臨時扣索

圖10為頂板臨時扣索主動牽引方案。該方案需在已澆筑1#節段頂板和墩柱部位設置臨時扣索錨固點，通過張拉臨時扣索對拱梁產生向上的主動牽引，用于抵消拱梁根部拉應力，改善拱梁根部受力狀態。結合現場條件，橋梁主墩和拱梁頂板并未預埋張拉鐵件和預留孔洞；此外，由于掛籃錨桿組設置于拱梁底板，這會導致拱梁腹板拉應力過于集中，因而施工過程中采取該方案實施難度較大。

圖10 臨時扣索主動牽引示意Fig. 10 Schematic diagram of temporary cable active traction

4.1.2 三角托架上搭設支撐體系主動頂推

該方案是在已澆筑段1 #節段向2 #節段方向的下緣附近，通過在既有三角托架上搭設鋼管支撐架，支撐體系與三角托架支架連接部位采用千斤頂主動頂升，對1 #節段施加向上荷載，解決下弦拱梁端部拉應力過大的情況，2 #節段在施工完成后拆除主動頂升系統。

圖11為下弦拱梁主動支撐體系示意。施工過程為：在下弦梁0 #節段的三角托架上安裝三拼I56b工字鋼→Φ(400×10)mm鋼管支柱搭設→鋼管底部千斤頂及限位裝置安裝→Φ(400×10)mm鋼管支柱頂部安裝雙拼H500×300型鋼→鋼管支撐上部梁底接觸點布設楔形塊→Φ(400×10)mm鋼管支柱斜撐連接系I25工字鋼安裝→Φ(400×10)mm鋼管支柱斜撐[25雙拼槽鋼安裝→下弦梁1#節段鋼管輔助支撐架驗收→鋼管輔助支撐架加載主頂力。

圖11 下弦梁鋼立柱支撐Fig. 11 Steel column support of lower chord beam

支撐體系完工后在豎向鋼管和橫向工字鋼分配梁之間采用千斤頂進行主動頂升，每根鋼管柱下方設置2個千斤頂，每臺千斤頂主動定推力為600 kN。施工步驟為：安裝主動支撐體系(工況1)→施加千斤頂主動頂升力(工況3)→掛籃預壓消除彈性變形(預壓荷載取為2 #節段施工荷載的110%，對應工況4)→掛籃懸臂澆筑施工。

4.2 支撐體系主動頂升數值計算

圖12為支撐體系施工主動頂升力后下弦拱梁應力分布。由圖12可看出：施加主動頂升力后下弦拱梁根部拉應力降低至0.26 MPa，有較大程度降低在施工2 #節段時，根部和腹板部位拉應力有較大程度增長，其中根部最大主拉應力增大至2.15 MPa。

圖12 施加主動支撐應力計算結果Fig. 12 Calculation results of applying active support stress

由圖12與圖6對比可看出：施加主動力后1#節段塑性區較無主動力工況有較大程度減小，支撐體系施加主動頂升力對橋梁受力體系有較大程度改善。

4.3 支撐體系主動頂升監測數據分析

4.3.1 監測系統布設

在原有監測體系基礎上，在拱梁腹板部位表貼應變片監測混凝土拉應力，在鋼管支持體系鋼管表面布設表貼式智能鋼結構應變計監測支撐系統應力(在支撐系統中每根Φ(400×10)mm鋼管底部、選取兩根托架縱梁前端的腹板處設置測點)，利用萊卡TS09全站儀監測三角托架豎向位移變化。具體測點布置如圖13，所采用監測元件如表3。

圖13 監測點位布置Fig. 13 Layout of monitoring points

表3 監測儀器情況Table 3 Monitoring instrument condition

4.3.2 主動頂升后下弦拱梁監測數據分析

表4和圖14反應了監測數據及其變化規律。

表4 墩拱結合部位頂板軸向拉應力Table 4 Axial tensile stress of roof at pier and arch joint MPa

圖14 墩拱結合部位頂板軸向拉應力變化Fig. 14 Variation of axial tensile stress of roof at pier andarch joint

由圖14可看出：在千斤頂主動頂升后拱梁軸向拉應力由0.87 MPa降低至0.36 MPa，支撐體系頂升較大程度降低了拉應力數值。隨著掛籃堆載預壓，拱梁根部軸向拉應力呈線型增長態勢，最大拉應力增大至0.96 MPa，應力增長率為166.6%。

腹板采用表貼式應變片進行應力監測，因應變片有效監測周期較短，筆者僅對掛籃堆載預壓階段應力變化進行監測，如表5和圖15。

表5 拱梁端部腹板主拉應力Table 5 Main tensile stress of web at end of arch beam MPa

圖15 拱梁端部腹板主拉應力變化Fig. 15 Variation of main tensile stress of web at end of arch beam

由圖15可看出：腹板應力變化與掛籃堆載預壓呈線性相關，掛籃預壓完成后腹板拉應力增大至2.72 MPa，應力增長率為353.3%。

表6、表7分別為支撐體系頂升和掛籃堆載預壓階段支撐體系鋼管應力與托架位移監測數據；圖16為支撐體系應力與位移隨施工過程變化曲線。由圖16可看出：千斤頂主動頂升階段支撐體系(鋼管、托架)應力與位移均隨著頂升呈線性變化規律；頂升完成后鋼管軸向應力約為98 MPa，托架剪應力約為89 MPa，托架最大沉降量約6 mm。

表6 支撐體系鋼管應力Table 6 Steel tube stress of support system MPa

表7 支撐體系三角托架位移Table 7 Displacement of triangular bracket of support system m

圖16 支撐體系應力與位移隨施工過程變化曲線Fig. 16 Variation curve of stress and displacement of the supportsystem changing with construction process

掛籃堆載預壓階段，支撐體系應力與位移變化均不顯著，預壓完成后鋼管應力增長量約6 MPa(增長率6.1%)，托架剪應力增長量約4 MPa(增長率4.5%)，托架位移增長量約1 mm(增長率16.7%)，遠小于掛籃堆載預壓階段拱梁應力增長率。由此可知：因下弦拱梁剛度要顯著大于支撐體系，掛籃堆載預壓階段荷載主要由下弦拱梁自身承擔，支撐體系應力及變形增長量較小。

5 結 論

1)在不采取支撐體系情況下，墩拱結合墩拱結合部位最大主拉應力達2.8 MPa，超出C60混凝土設計抗拉強度(1.96 MPa)的43%；需在1 #節段施加向上的主動力減小拱梁頂板拉應力，避免2 #節段施工時導致墩拱結合部位混凝土拉裂。

2)下弦拱梁2 #～11 #節段均需在頂板設置臨時扣索錨固點，為避免掛籃錨桿組底板錨固力與臨時扣索頂板主動牽引力兩個作用力相反的荷載引起腹板拉應力過大，在后續施工過程應倒三角掛籃錨桿組錨固點設置于下弦拱梁頂板部位。

3)支撐體系主動頂升后，下弦拱梁根部拉應力由1.18 MPa降低至0.26 MPa，施加主動力后拱梁拉裂區域較無支撐體系有較大程度減小，支撐體系施加主動頂升力對橋梁受力體系有較大程度改善。

4)主動頂升階段支撐體系(鋼管、托架)應力與位移均隨著頂升呈線性變化規律；頂升完成后鋼管軸向應力約為98 MPa，托架剪應力約為89 MPa，托架最大沉降量約6 mm。掛籃堆載預壓階段，應力及位移無明顯增長，增長率遠小于拱梁應力。因下弦拱梁剛度要顯著大于支撐體系，掛籃堆載預壓階段荷載主要由下弦拱梁自身承擔。

5)監測數據表明：采用支撐體系主動頂升后墩拱結合部位軸向拉應力小于理論計算值；現場無裂縫產生；支撐系統強度、剛度滿足規范要求；采用支撐體系主動頂推方式有效解決墩拱結合部位主拉應力過大的問題。