不同合龍方式對多跨剛構－連續梁組合體系梁橋施工監控的影響分析

杜 光

（山西省交通科學研究院 黃土地區公路建設與養護技術交通行業重點實驗室，山西 太原 030006）

0 引言

剛構-連續梁組合體系橋梁是在連續剛構及連續梁橋基礎之上發展而來的，它兼顧了連續梁橋和連續剛構橋這兩者的優點，更適宜于長聯、多跨的發展要求，在近些年來得到迅速發展[1]。由于結構為長聯多跨，使得橋梁的合龍段有多處，因此橋梁合龍需要經歷一個比較復雜的體系轉換過程。而不同的合龍方式又將直接影響到成橋的內力狀態和主梁線形，在施工過程中需實時做好監控量測工作。

目前對于連續梁橋和連續剛構橋的施工控制及合龍方案選擇、優化方面的研究比較多，由于剛構-連續梁組合體系橋梁的自身結構特點，在合龍方案選擇及控制中，又有區別于前兩種橋型的地方[2]。如由于墩梁連接剛度的區別，在臨時約束解除及預應力張拉過程中，所引起主梁累計變形及梁體線形方面是否容易得到控制等。包儀軍以一座（48+4×80+48）m預應力混凝土連續梁橋為例，根據不同的合龍方案確定3種工況，分析了合龍順序及合龍期間的預應力張拉階段對施工階段的預拱度及成橋內力的影響，并對比分析了多跨連續梁橋合龍口兩端產生較大位移差的原因。趙志剛以某剛構-組合箱梁橋為例，從結構變形、受力和優化施工的角度進行分析探討，分析不同合龍方案對橋梁施工監控的影響，并比選最優合龍方案。蔡素軍分析了不同合龍方案對橋梁的累計位移和受力的影響，特別是對施工控制中的預拱度設置的影響，提出了合理的合龍方案及施工注意事項。本文以一座6跨剛構-連續梁組合體系橋第一聯為工程背景，設計了不同的合龍方式并進行了分析，得到了不同合龍順序下所產生的主梁線形及成橋內力，并分析其對施工監控的影響。

1 工程背景

某新建橋梁為跨越黃河的一座特大型橋梁，主橋上部結構采用（82.68+4×152+82.8）m（第 1聯）+（82.8+3×152+82.72）m（第2聯）預應力混凝土連續梁-連續剛構組合體系。本文以第一聯為研究對象，其中10號和11號墩為墩梁固結體系，9號、12號和13號墩通過支座與箱梁連接，該橋邊中跨比為0.545。第一聯總體布置圖見圖1。

圖1 橋梁總體布置圖（單位：m）

主橋采用雙幅設置，單幅主梁截面形式為單箱單室，頂面寬15.55 m，底板寬8 m，翼緣板懸臂長3.775 m，主墩頂0號塊梁高9.5 m，跨中合龍段梁高3.4 m，主墩根部至跨中合龍段梁高按1.7次拋物線變化。0號段長11 m，每排主墩“T”構縱橋向劃分為19個對稱梁段，梁段縱向分段長度為4×3 m+5×3.5 m＋10×4 m。邊跨現澆段長5.3 m，合龍段長2 m。橋墩均采用空心薄壁墩，其中連續墩外截面尺寸為10 m×5 m，剛構墩外截面尺寸為8 m×4 m。

2 有限元模型建立

使用MlDAS Civil 2012軟件建立有限元模型，按照梁體施工塊段劃分單元，并模擬實際施工過程的變化（如塊段混凝土澆筑、預應力束張拉、移動掛籃、臨時約束解除等），比較分析不同合龍方式下橋梁施工及成橋階段的內力和線形，其中主梁共劃分為137個單元，主墩劃分為54個單元。由于本橋結構體系為長聯多跨，體系轉換過程中結構內力及線形變化復雜，所以對支座的準確模擬顯得尤為重要，本橋中假定各墩底與大地固結，兩邊跨現澆直線段采用絞結，其臨時支座底節點與墩頂節點剛接，臨時支座頂節點與主梁底節點設置彈性剛接。拆除臨時約束后用固定絞支座模擬永久支座。有限元分析模型如圖2所示。

圖2 橋梁有限元分析模型圖

3 各合龍方案

各跨合龍段從左至右按順序依次劃分為1～6號合龍段，如圖3所示。各連續跨合龍后，需解除其墩頂的臨時約束。臨時約束的解除是非剛構跨體系轉換的重要一步，下面根據大橋橋型特點，通過改變臨時約束的拆除順序及合龍順序，現提出以下4種合龍方案進行對比分析：

圖3 橋梁合龍段編號示意圖

a）方案1 先合龍剛構跨，然后依次合龍剛構兩側兩連續跨，再次同時合龍兩邊跨，最后合龍剩余連續跨。即合龍順序依次為：3號合龍段→2號合龍段（合龍段混凝土澆筑、預應力張拉、解除9號墩臨時約束）→4號合龍段（合龍段混凝土澆筑、預應力張拉、解除12號墩臨時約束）→1號、6號合龍段→5號合龍段（合龍段混凝土澆筑、預應力張拉、解除13號墩臨時約束）。

b）方案2 合龍順序與方案1相同，改變連續梁臨時錨固解除與預應力鋼束張拉順序，即：3號合龍段→2號合龍段（合龍段混凝土澆筑、解除9號墩臨時約束、預應力張拉）→4號合龍段（合龍段混凝土澆筑、解除12號墩臨時約束、預應力張拉）→1號、6號合龍段→5號合龍段（合龍段混凝土澆筑、解除13號墩臨時約束、預應力張拉）。

c）方案3 兩個合龍段同時進行，維持連續梁臨時錨固與合龍段預應力張拉順序，即：2號、3號合龍段（合龍段混凝土澆筑、預應力張拉后，解除9號墩臨時約束）→4號、5號合龍段（合龍段混凝土澆筑、預應力張拉后，解除12號、13號墩臨時約束）→1號、6號合龍段。

d）方案4 兩個合龍段同時進行，改變連續梁臨時錨固與合龍段預應力張拉順序，即：2號、3號合龍段（合龍段混凝土澆筑，解除9號墩臨時約束、預應力張拉）→4號、5號合龍段（合龍段混凝土澆筑、解除12號、13號墩臨時約束、預應力張拉）→1號、6號合龍段。

4 不同合龍方案對線形和內力監控的影響

4.1 線形監控影響分析

大跨度橋梁結構的分段施工，要經歷一個長期復雜的施工過程，橋梁在懸臂施工過程中受混凝土自重、預應力鋼筋的張拉、掛籃變形、混凝土收縮與徐變、溫度變化及臨時荷載等因素的影響，會使其在施工中產生一定的豎向位移；橋梁在使用過程中受汽車荷載、預應力反拱效應、混凝土的長期收縮與徐變等因素的影響，也會產生偏離設計線形的豎向位移。這兩種豎向的位移必然使橋梁結構產生不可逆轉的“下撓現象”，大橋經過長期運營過程，必將出現跨中下撓越來越大以致橋面線形成波浪形等問題，因此，在施工過程中應設置一定預拱值來消除其影響，從而使橋梁線形滿足設計線形要求。橋梁預拱度分為施工預拱度和成橋預拱度，施工預拱度主要是為消除施工過程中各種荷載對線形的影響，其取值又與橋梁施工過程及合龍順序直接相關[3]。施工預拱度值即為橋梁施工過程變形累計值反向取值，以抵消施工過程中累計變形。成橋預拱度主要是為了消除后期運營過程中的收縮徐變、后期預應力的損失、活載變形等而設置。

4.1.1 不同合龍方案施工階段累計變形

現通過模型計算各合龍方案下施工階段累計變形值，如圖4所示。

圖4 各合龍方案主梁累計變形示意圖

通過合龍方案1～方案4的豎向累計位移曲線可以看出：

a）方案1和方案2成橋累計變形值幾乎相當，方案3和方案4成橋累計變形值幾乎相當。方案1累計變形最大值為-17.06 cm，方案2累計變形最大值為-17.25 cm，均發生在1號T構1號合龍端；方案3累計變形最大值為-16.70 cm，方案4累計變形最大值為-16.98 cm，均發生在5號T構6號合龍端。

b）各合龍方案下變形曲線都不以橋中心對稱，方案1、方案2產生的極值點位置與方案3、方案4所產生的極值點位置不同。

c）方案 1和方案 2在 1號、2號、4號、5號、6號合龍口均產生較大的位移突變；方案3和方案4在1號、4號、6號合龍口均產生較大的位移突變。

d）方案3、方案4位移突變次數少，從此方面考慮，對施工監控影響較小。

4.1.2 不同合龍方案位移突變原因分析

大跨剛構-連續梁組合體系橋梁因為節段多、合龍次數多、體系轉換多，主梁豎向累計位移比較大，為了使兩側累計誤差小及成橋線形美觀，主梁豎向撓度控制是選擇合理合龍順序的重要考慮因素。通過表1各合龍口兩端合龍前累計變形值及其差值，進一步分析位移突變產生原因。

表1 各方案合龍口兩端合龍前累計變形值及差值 cm

通過表1可以看出：

a）各合龍方案下，合龍口累計位移偏差最大值均在17 cm以上，方案1、方案2最大差值出現在1號合龍口，此時一端為T構懸臂端，一端為邊跨現澆段，在前面中跨合龍及體系轉換的過程中，在拆除9號墩臨時支座時，在邊跨頂應力的作用下，支座位置梁體會產生轉角，懸臂端產生直線下降所致。同理方案3和方案4產生最大位移差值。

b）在懸臂施工階段，各墩均為獨立靜定T構，懸臂施工階段各T構變形值一致，累計位移差值增大發生在結構體系轉換過程之中，尤其是連續梁臨時約束解除后，梁端豎向位移瞬間發生。如此造成的后果便是：懸臂施工階段已按累計位移值反號設置預拱度分配到各塊段施工過程之中，待結構體系轉換前，各塊段已按所提預拱度值澆筑完成。如若體系轉換過程中，階段變形值（如臨時約束塊解除后、合龍束張拉后等）與理論變形值差別較大，則會影響局部線形和總體線形，將造成后續合龍施工困難，所以極大地增加了施工監控的難度。如為了保證全橋線形而采取強迫合龍措施必然導致結構內力與設計要求不符，從而影響結構的安全受力，從這一點講，各合龍方案造成監控難度相當。

c）在高墩多跨剛構-連續梁組合體系橋梁中，最優的合龍順序不僅能夠控制各截面的內部應力和改善施工時的橋梁線型，而且還能夠控制施工進度、合理地安排施工流程、縮短施工周期、節約施工成本和提高施工安全[4]。從工期和施工難度考慮，方案3和方案4兩兩合龍口對稱合龍，變結構體系5次合龍為3次合龍，能夠有效縮短工期。

4.2 應力監控影響分析

施工合龍順序的不同，同樣決定著最終的恒載內力。不同的施工順序，其初始恒載內力不同，在體系轉換過程中，引起的內力重分布的數值也不同。各合龍方案成橋后（即橋面鋪裝完成后）主梁累計應力見圖5和圖6。

圖5 成橋后各合龍方案下主梁上緣應力

圖6 成橋后各合龍方案下主梁下緣應力

由圖5、圖6可以看出：

a）主梁上、下緣應力在4種合龍方案下均為壓應力。曲線極值點位置相同，變化趨勢一致，未隨合龍順序的不同而改變。

b）主梁上緣在各跨0號段前端截面處取得應力極大值，在各跨中截面附近處取得極小值，單跨內應力基本呈對稱分布。主梁下緣極大值發生在各跨中截面附近，極小值在0號段前端截面附近。

c）方案1和方案2主梁上緣最大應力與方案3和方案4主梁上緣最大應力差值均在1.6 MPa以內，最大正差值出現在第六跨跨中附近，最大負差值出現在第四跨5L/8附近；下緣最大應力相差2.0 MPa以內，正、負最大差值位置與上緣正好相反，最大正差值出現在第四跨5L/8附近，最大負差值出現在第六跨跨中附近。

d）綜合可見合龍順序對成橋的主梁截面應力影響并不十分顯著。

5 結語

本文對多跨剛構-連續梁組合體系橋梁不同合龍方式進行了有限元分析，對比分析了各合龍工況下的累計位移、合龍口位移差、梁體應力等，現總結如下：

a）長聯多跨剛構-連續梁組合體系橋梁的豎向位移、應力變化比一般連續梁橋都要大得多，不同的合龍方式為影響其預拱度設置的主要因素，在施工中必須進行監控量測，通過不斷地監測各項控制指標、數據，才可以使全橋的線形和應力達到設計要求。

b）從控制施工撓度和預拱度方面考慮，先合龍剛構跨，再合龍剛構-連續跨，最后合龍邊跨和連續跨的第一、二合龍方案與兩兩合龍段同時進行的第三、四合龍方案相比，所引起的合龍段兩側的累計位移差都較大，且相差不大，線形監控難度較大，需加強施工監控，可通過分階段張拉預應力來降低影響。

c）從控制截面應力方面考慮，在施工階段過程中，各方案下主梁各控制截面的應力在短期效應和長期效應作用均不大于其允許應力，各方案下上緣、下緣應力曲線極值點位置相同，變化趨勢一致，未隨合龍順序的不同而改變。

d）兩合龍段同時進行的合龍順序，施工工期能夠有效縮短，同時先解除臨時錨固后張拉預應力鋼束，有利于減小主梁截面拉應力。因此，從施工監控方面考慮，推薦采用“剛構→連續梁→邊跨兩兩合龍，先進行預應力鋼束張拉，再拆除臨時錨固”（方案3）的合龍段施工順序。