剛構－連續(xù)組合梁橋主梁合龍關鍵技術

陳淮，陳鵬飛，李杰

(鄭州大學土木工程學院，河南鄭州450001)

主梁合龍段施工是剛構－連續(xù)組合梁橋主要施工工序之一，也是梁體體系轉換的關鍵。不同主梁合龍順序會造成主梁的受力、變形及內(nèi)力重分布不同，為此應根據(jù)具體橋梁施工特點，對其不同主梁合龍順序進行分析，找出主梁最優(yōu)合龍順序并指導主梁合龍施工。孫全勝等［1］以內(nèi)蒙古1聯(lián)13跨連續(xù)梁橋為工程實例，計算了不同合龍方案對主梁豎向位移和應力的影響，得出最佳主梁合龍方案，使最終成橋線形和內(nèi)力都比較合理;姚志立等［2－3］分別以湘西矮寨連續(xù)剛構橋和重慶沙塘壩連續(xù)剛構橋為工程實例，探討了不同主梁合龍方案對橋梁截面控制應力、撓度的影響，指導橋梁合龍施工;劉沐宇等［4］以新疆伊利特大橋為實例，探討了連續(xù)－剛構組合梁橋主梁合龍順序的一般規(guī)律。橋梁邊跨現(xiàn)澆段在滿堂支架施工中，人們往往重視支架搭設的要求，卻很少關注支架拆除時機的合理性。支架拆除必然導致橋梁結構內(nèi)力重新分布，若支架拆除時機不當，將對成橋線形和結構內(nèi)力產(chǎn)生一定影響，為此，選擇合適的支架拆除時機十分重要。剛構－連續(xù)組合梁橋溫度變化會在橋梁結構內(nèi)部產(chǎn)生二次應力，橋梁后期混凝土收縮徐變也會導致主梁發(fā)生下?lián)稀⒁鸶郊觾?nèi)力，造成主墩偏位，不利于主墩受力。為盡可能降低這些因素的影響，在橋梁中跨主梁合龍階段對主梁施加一個順橋向頂推力，使主墩產(chǎn)生一個反向變位來抵消合龍溫度差異、橋梁后期混凝土收縮徐變等的影響，以改善橋梁受力［5－6］。蔣國云［7］以重慶市軌道交通 3 號線嘉陵江特大橋為實例，探討了連續(xù)剛構橋主梁合龍溫度、合龍時間、水平頂推力的取值，以及中跨合龍段頂推施工方案，分析了頂推合龍對連續(xù)剛構橋受力與變形的影響。張剛剛等［8］對連續(xù)剛構橋跨中合龍時施加水平頂推力的設計取值原則進行了探討，分析了連續(xù)剛構橋水平頂推力與墩身內(nèi)力及變位的關系，這對確定水平頂推力有較大的參考價值。鄒毅松等［9－12］推導了連續(xù)剛構橋主梁合龍時水平頂推力計算公式，對比理論計算結果與實測結果證明了計算結果的準確性。從上述研究成果可以看出，每座橋都應根據(jù)自身特點確定適合本橋的主梁合龍方案、邊跨現(xiàn)澆段支架拆除時機和主梁合龍頂推力。本文以鄭少高速公路航海路連接線南水北調(diào)大橋輔線橋(以下簡稱輔線橋)為工程背景，論證橋梁合龍順序，分析滿堂支架的拆除時機，調(diào)整中跨合龍頂推力，所得結果用以指導該橋梁的主梁合龍施工。

1 橋梁有限元建模

1.1 工程概況

輔線橋是鄭少高速公路與航海路連接線的控制工程，跨徑布置為43+60+100+60+43 m，為大跨徑預應力混凝土剛構－連續(xù)組合梁橋，主梁采用單箱單室直腹板截面，根部梁高5.8 m，中跨、邊跨合龍段梁高2.3 m，箱梁底板下緣按1.6次拋物線變化，主梁采用三向預應力體系。主梁橫斷面如圖1所示。主梁的中跨、次邊跨采用掛籃懸澆逐段施工，9 m次邊跨主梁和43 m邊跨主梁采用滿堂支架現(xiàn)澆施工。

圖1 輔線橋主梁橫斷面圖Fig.1 Transverse section of auxiliary bridge main beam

1.2 橋梁有限元建模

采用有限元軟件Midas/Civil建立輔線橋各施工階段有限元計算模型，對其施工全過程進行模擬分析。有限元模型的坐標系為:順橋向為X方向，橫橋向為Y方向，豎向為Z方向。采用空間梁單元離散輔線橋，全橋(單幅)共劃分為121個節(jié)點，112個梁單元，其中94個單元為上部結構主梁單元，18個單元為橋梁墩身及承臺單元，采用只受壓桁架單元桿單元模擬邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架。輔線橋成橋后的有限元計算模型如圖2所示。

圖2 輔線橋有限元模型Fig.2 Finite element of auxiliary bridge

2 主梁合龍順序合理性分析

對于僅有中跨和邊跨合龍段的連續(xù)體系梁橋，通常有3種主梁合龍順序:先邊跨后中跨合龍、先中跨后邊跨合龍、中跨和邊跨同時合龍。為了確定輔線橋的合龍方案，現(xiàn)分析3種不同合龍順序對成橋后主梁應力和豎向撓度的影響，為了使論證有對比性，分析時采用相同的荷載條件和邊界條件。在此定義方案1:先合龍邊跨后合龍中跨;方案2:先合龍中跨后合龍邊跨;方案3:中跨和邊跨同時合龍。

2.1 不同主梁合龍順序對主梁應力的影響

通過計算得到輔線橋主梁不同合龍順序引起的成橋后主梁頂板和底板應力，結果如圖3所示。

圖3 成橋后主梁頂板和底板應力對比Fig.3 Main beam roof and bottom stress contrast of the completed bridge

分析圖3可知，不同合龍順序造成主梁應力變化規(guī)律為:不同合龍順序下主梁頂板應力變化規(guī)律基本一致，且均為壓應力，最大壓應力出現(xiàn)在主墩對應的主梁懸臂根部截面，并向主跨跨中和邊跨合龍段遞減，在合龍段附近出現(xiàn)較小值;主梁底板應力變化幅度較大，但均為壓應力，且壓應力極值點不隨合龍順序的不同而改變，只是極值點所在位置隨合龍順序的不同而發(fā)生改變。方案1比方案2、方案3壓應力儲備富裕，對橋梁結構后期受力有利。

2.2 不同主梁合龍順序對主梁豎向撓度的影響

在對主梁豎向撓度進行分析時，考慮到橋梁剛建成時豎向撓度不會太大，分別對不同主梁合龍順序引起輔線橋成橋及成橋3年后主梁的豎向撓度進行對比，結果如圖4所示。

圖4 成橋及成橋3 a后主梁的豎向撓度對比Fig.4 Main beam vertical deflection contrast of the completed bridge and after 3 years

分析圖4可知:(1)不同合龍順序造成主梁豎向撓度變化規(guī)律為:不同合龍順序對采用懸臂施工完成的主梁豎向撓度影響較大，對采用滿堂支架施工的9 m次邊跨主梁和43 m邊跨現(xiàn)澆梁段豎向撓度影響較小。由于張拉預應力，原T構懸臂端梁段有上撓的趨勢，且在最大懸臂端處達到極值;但隨著成橋時間的延長，主梁各梁段均有下?lián)系内厔荩聯(lián)蠘O值點位置隨合龍順序的不同而改變。(2)不同合龍順序造成的主梁豎向撓度變化幅度不一樣，方案1變化幅度比方案2、方案3小;方案2和方案3變化規(guī)律相似，與方案1相比，次邊跨向下的撓度較大，主跨向下的撓度較小。

3 邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機分析

輔線橋施工組織設計規(guī)定的邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機為:先進行邊跨合龍，然后拆除用于支撐9 m次邊跨主梁和43 m邊跨現(xiàn)澆梁段的滿堂支架，最后進行中跨合龍。施工單位提出的邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機為:先邊跨合龍后中跨合龍，然后再拆除邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架。現(xiàn)將前者作為方案1，后者作為方案2，探討不同滿堂支架拆除時機對輔線橋成橋主梁應力和豎向撓度的影響。

3.1 邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機不同對成橋后主梁應力的影響

考慮邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機的不同，分別對輔線橋成橋后主梁頂板和底板應力進行計算，結果如圖5所示。

圖5 成橋后主梁頂板和底板應力對比Fig.5 Main beam roof and bottom stress contrast of the completed bridge

分析圖5可知，考慮邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機的不同，輔線橋成橋后主梁頂板應力變化規(guī)律基本一致，底板應力變化幅度較大;主梁頂、底板應力均為壓應力，且壓應力極值點不隨邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機不同而改變。但方案1比方案2壓應力儲備豐富，利于橋梁結構后期受力。

3.2 邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機不同對成橋后主梁豎向撓度的影響

考慮邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機的不同，對輔線橋成橋后主梁的豎向撓度進行計算，結果如圖6所示。

圖6 成橋主梁豎向撓度對比Fig.6 Main beam vertical deflection contrast contrast of the completed bridge

分析圖6可知:考慮邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機的不同，輔線橋成橋后主梁豎向撓度變化規(guī)律基本相同;主跨豎向撓度受邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機影響較大，在主跨最大懸臂端處，方案1與方案2豎向撓度差值為13.25 mm，次邊跨和邊跨豎向撓度受邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機影響較小。

綜合考慮多種因素，輔線橋采用了先邊跨合龍后中跨合龍，然后再拆除邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架的施工方案。

4 中跨合龍頂推力優(yōu)化設計

4.1 頂推力的控制

輔線橋采用先邊跨合龍后中跨合龍的方式，為了補償主梁混凝土收縮徐變產(chǎn)生的長期影響，中跨合龍階段通過施加頂推力優(yōu)化橋梁結構受力。由于頂推施工工序較為繁瑣，實施過程中存在很多可變因素，并且實施過程中可能需要根據(jù)實施頂推期間的實測數(shù)據(jù)調(diào)整頂推力，所以事先應做好頂推前的各項準備工作。該橋分3級進行頂推，每級頂推力分別為50%，75%和100%的控制力，分別在每級頂推后5 min和15 min測量測點的位移量。將實際頂推力大小、測點的實際位移值與理論值進行對比分析，并依據(jù)分析結果合理調(diào)整頂推力的大小。頂推的控制采用頂推力和頂推位移雙重控制。

4.2 頂推力的確定

橋梁合龍段施工必須考慮合龍溫度的影響，輔線橋設計合龍溫度為10℃。現(xiàn)采用有限元軟件Midas/Civil模擬得出輔線橋中跨合龍前后橋梁線形變化與溫度和頂推力的關系，通過施加頂推力來減小甚至抵消由于合龍后溫度變化而引起的橋梁變形。輔線橋的剛構墩為2號和3號橋墩，中跨合龍階段頂推力施加在2號和3號墩伸向中跨的最大懸臂端梁塊上，其中關鍵節(jié)點31和65為輔線橋剛構墩0號塊中心節(jié)點，節(jié)點47和49為輔線橋剛構墩伸向中跨的最大懸臂端處節(jié)點;通過模擬計算，并對所得數(shù)據(jù)進行擬合可得關鍵節(jié)點處的水平位移與頂推力關系如圖7所示。

圖7 頂推力與水平位移關系Fig.7 Relationship of horizontal displacement and jacking force

從圖7可知，頂推水平位移與頂推力成線性變化關系，隨著頂推力的增大，各個節(jié)點水平位移增大，其中懸臂端合龍段端口處節(jié)點水平位移比剛構墩0號塊中心節(jié)點位移大，這是由于在施加頂推力過程中，合龍端口處梁段上翹引起的。由擬合公式計算可得，在橋梁合龍段，每增加100 t的頂推力，輔線橋剛構墩0號塊中心節(jié)點變位24.22 mm。

為防止橋梁合龍后主梁產(chǎn)生收縮裂縫，橋梁合龍段施工時除使用微膨脹混凝土外，一般宜采用低溫合龍，橋梁合龍后，隨著環(huán)境溫度升高，混凝土熱脹伸長，梁段的相互擠壓力增大，從而減小和避免產(chǎn)生收縮裂縫。利用有限元軟件Midas/Civil模擬計算并對所得數(shù)據(jù)進行擬合，可得理論上關鍵節(jié)點處的水平位移與溫度變化(以升溫為例)的關系，如圖8所示。

圖8 溫度變化與水平位移關系Fig.8 Relationship of horizontal displacement and temperature change

從圖8可知，水平位移與溫度變化成線性變化關系，隨著溫度升高，中跨合龍段節(jié)點水平位移變化很小，輔線橋剛構墩0號塊中心節(jié)點處水平位移受溫度變化影響較為明顯。由擬合公式計算可得，橋梁合龍后，在成橋狀態(tài)下，溫度每升高1°C，輔線橋剛構墩0號塊中心節(jié)點變化0.49 mm。

設計單位提供的輔線橋設計頂推力為300 t，綜合上述位移與頂推力、溫度變化的關系可得抵消溫度變化1°C所需的頂推力為2.02 t，輔線橋施工過程中橋梁中跨合龍段所需施加的頂推力F與溫度變化值△t的關系如下式所示:

其中:F單位為t;△t單位為℃。

輔線橋設計合龍溫度為10℃，實際合龍溫度為18℃，故需要考慮實際合龍溫度與設計溫度差異對施加頂推力的影響，利用公式(1)可得輔線橋實際合龍過程中需要施加316.16 t的頂推力作用，即橋梁由于溫度影響作用需要額外施加16.16 t的頂推力作用。同理，如果實際合龍溫度低于設計合龍溫度，則△t取負值，實際施加的頂推力則應該適當減小。

5 結論

1)考慮到不同主梁合龍順序對橋梁受力和線形的影響，對3種合龍方案進行了對比分析，結果表明:先合龍邊跨再合龍中跨的方案壓應力儲備較多，對橋梁后期受力有利，相對其它2種合龍方案，該方案豎向撓度變化幅度較小，盡管隨成橋時間的延長主跨下?lián)仙远啵赏ㄟ^合理設置預拱度來解決。因此，先合龍邊跨后合龍中跨的方案是合理方案。

2)考慮邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架拆除時機不同對成橋結構受力和線形的影響，計算結果表明:在邊跨合龍之后中跨合龍之前拆除邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架與中跨合龍后拆除邊跨現(xiàn)澆段滿堂支架相比，主梁結構壓應力儲備較多，成橋初期主跨上撓也較多，對橋梁結構后期受力和成橋線形有利，但主梁線形沒有后者容易控制。

3)橋梁合龍時的溫度對橋梁結構受力及線形有重要影響，在橋梁施工過程中要重視溫度變化對頂推力的影響，合理優(yōu)化頂推力，指導橋梁施工。考慮合龍溫差對中跨合龍頂推力的影響，得出結論:在一定變化范圍內(nèi)，頂推力、溫度變化均與順橋向位移成線性關系，結合橋梁實際合龍溫度與設計溫度差值，可以導出由于溫度變化所需要調(diào)整的頂推力，所得結果用于指導輔線橋現(xiàn)場合龍施工。

［1］孫全勝，李大杰.超長聯(lián)大跨連續(xù)梁橋合龍順序分析［J］.世界橋梁，2012，40(5):45 －48.

SUN Quansheng，LI Dajie.Analysis of closure sequence for long unit and long span continuous girder bridge［J］.World Bridges，2012，40(5):45 －48.

［2］姚志立，余錢華，胡惜亮，等.矮寨連續(xù)剛構橋合龍順序分析及過程模擬計算［J］.公路工程，2012，37(2):4－7.

YAO Zhili，YU Qianhua，HU Xiliang，et al.Closure sequence analysis and process simulation of aizhai continuous rigid frame bridge［J］.Highway Engineering，2012，37(2):4－7.

［3］冷雙全，張永水.高墩多跨連續(xù)剛構橋最優(yōu)合龍順序選擇［J］.交通科學與工程，2012，28(3):37 －41.

LENG Shuangquan，ZHANG Yongshui.The optimal selection of the multiple–span continuous rigid frame bridge with high pier’s closure order［J］.Journal of Transport Science and Engineering，2012，28(3):37 －41.

［4］劉沐宇，杜細春.多跨PC剛構－連續(xù)組合梁橋的合攏次序分析［J］.武漢理工大學學報，2007，29(6):107－110.

LIU Muyu，DU Xichun.Analysis of closure process for PC bridges with rigid frame － continuous girders［J］.Journal of Wuhan University of Technology，2007，29(6):107 －110.

［5］陳洪彬，陳群，王斐，等.大跨度連續(xù)剛構橋合龍頂推效應分析及方案設計［J］.公路，2009(7):209－211.

CHEN Hongbin，CHEN Qun，WANG Fei，et al.Long span continuous rigid frame bridge jacking effect analysis and design［J］.Highway，2009(7):209 －211.

［6］仇明，楊美良.連續(xù)剛構橋水平頂推力的研究［J］.湖南交通科技，2011，37(2):89 －91.

QIU Ming，YANG Meiliang.Study on horizontal jacking force of continuous rigid frame bridge［J］.Hunan Communication Science and Technology，2011，37(2):89 －91.

［7］蔣國云.大跨連續(xù)剛構橋中跨頂推合龍施工技術［J］.施工技術，2012，41(360):38 －40.

JIANG Guoyun.Construction technology of jacking closure for the middle span of large－span continuous rigid frame bridge［J］.Construction Technology，2012，41(360):38－40.

［8］張剛剛，吳重男.連續(xù)剛構橋合龍段頂推力設計探討［J］.中外公路，2011，31(5):119 －123.

ZHANG Ganggang，WU Chongnan.Study on design of jacking force of continuous rigid frame bridge［J］.Journal of China ＆ Foreign Highway，2011，31(5):119 －123.

［9］鄒毅松，單榮相.連續(xù)剛構橋合龍頂推力的確定［J］.重慶交通學院學報，2006，25(2):12 －15.

ZOU Yisong，SHAN Rongxiang.The confirmation closure jacking force of continuous rigid frame bridge［J］.Journal of Chongqing Jiaotong University，2006，25(2):12 －15.

［10］劉昌國，殷燦彬.連續(xù)剛構橋高溫合攏頂推力的分析與試驗研究［J］.公路工程，2009，34(5):83 －86，97.

LIU Changguo，YIN Canbin.Analysis and experiment on jacking force with high temperature closure for continuous rigid － frame bridge［J］.Highway Engineering，2009，34(5):83 －86，97.

［11］陳自華.大嶝大橋連續(xù)矮墩剛構合龍措施研究［J］.中外公路，2009，29(2):112 －115.

CHEN Zihua.Measures for closure of dadeng bridge continuous short pier rigid frame［J］.Journal of China ＆Foreign Highway，2009，29(2):112 －115.

［12］許明雷，羅力軍.排調(diào)河一號特大橋中跨合龍頂推控制［J］.橋梁建設，2011，41(4):79 －82.

XU Minglei，LUO Lijun.Control of pushing for closure of central span of paidiao river bridge No.1［J］.Bridge Construction，2011，41(4):79 －82.