大跨徑連續剛構橋合龍頂推力關鍵技術

施菁華，龍 湛

（中交第一公路勘察設計研究院有限公司，陜西西安 710075）

大跨徑連續剛構橋合龍頂推力關鍵技術

施菁華，龍 湛

（中交第一公路勘察設計研究院有限公司，陜西西安 710075）

針對大跨徑連續剛構橋主梁合龍頂推的問題，采用實測數據和理論分析相結合的方法，研究不同頂推力和墩頂位移增量的相互關系，分析主梁頂推合龍工藝和傳統頂推工藝的不同機理。結果表明：通過消除橋梁混凝土收縮及徐變效應產生的不利位移，并采用在墩頂預先設置有利位移的合龍頂推力的計算方法合理可行；頂推力和墩頂位移量之間呈線性關系；頂推施工改變了傳統的合龍順序，優化了上、下部結構受力，縮短了工期。

連續剛構橋；主梁頂推力；墩頂位移；合龍順序

0 引 言

隨著中國公路橋梁建設水平的大幅提升，預應力混凝土連續剛構橋作為一種常用的經典橋型，逐漸向高墩、大跨徑發展。從受力體系來看，大跨徑連續剛構橋為墩梁固結的超靜定結構，一般采用掛籃懸臂澆筑施工，在施工階段和成橋運營期間受梁段自重、收縮徐變等多種不利因素的影響，會產生較大的撓度，且在橋梁合龍過程中，合龍溫度與設計溫度的差值會使主梁產生位移，并引起橋墩偏位，產生不利的二次應力。此外，混凝土收縮徐變效應會使梁體產生水平位移、豎向撓度和附加內力，造成橋墩偏位，影響橋梁的整體線形，降低道路行車的舒適度，并對橋墩結構的受力產生不利影響［1?4］。主梁合龍時，橋梁結構由懸澆狀態變成合龍狀態，體系發生轉換，主梁底板預應力鋼束張拉，運營后期混凝土收縮徐變與體系整體降溫均使主墩頂朝主梁跨中方向發生較大偏移，導致主梁和墩頂底產生較大的附加應力，對橋梁結構造成一定的危害，矮墩或大跨、多跨結構的情況下更加顯著［5?10］。

針對上述問題，實際工程通常采用主梁合龍段預頂推工藝，即在合龍段的勁性骨架剛性鎖定前對合龍段兩側施加水平方向的預頂力，使主墩頂發生預偏，采取抵消部分水平位移的方法改善橋墩的受力狀態，滿足運營階段橋梁混凝土收縮徐變和體系整體降溫等效應對橋墩應力的要求［11?12］。

1 工程概況

廂房里大橋為陜西省漢中至陜川界高速公路的一座重要橋梁，是全線的控制性工程。主橋為（65＋3×100＋65）m懸澆預應力混凝土變截面連續剛構體系橋梁。主梁采用箱梁斷面，單箱單室，頂寬12?25 m，底寬6．5 m，中墩支點梁高5．9 m，跨中及邊跨合龍段梁高2?5 m，主梁梁高的變化及底板厚度的變化一般按照拋物線取1?6～2．0次，本橋采用1．8次。

主橋結構由4個“T型”懸臂梁、3個跨中合龍段、2個邊跨合龍段及2個邊跨現澆段構成，如圖1所示。懸臂梁由15個塊段組成，其中0號塊為主墩頂塊段，1～12號塊為懸臂澆筑塊段，合龍段為13號塊，邊跨現澆塊段為14號塊。主橋采用掛籃對稱懸臂澆注施工，邊跨和中跨合龍段均采用掛籃合龍，邊跨現澆段采用落地搭支架方式。

廂房里大橋的合龍順序為：邊跨合龍、中跨合龍、次邊跨合龍。根據施工進度，9月下旬廂房里大橋進行主線合龍，施工前15 d對現場進行溫度測量，凌晨0～6點的主梁跨中溫度在15℃～20℃之間，設計的合龍溫度為16℃～18℃。

圖1 橋梁總體布置

2 頂推力施加基本要求

2．1 頂推傳力設施

廂房里大橋在主梁合龍段頂推的過程中采用千斤頂施加頂推力。由于千斤頂的行程和尺寸受到限制，需額外增設合適的傳力裝置，使頂推力合理地施加到已經澆筑完成的12號塊段上。根據設計圖紙的要求，在主梁合龍段兩側梁段相應位置上預埋頂推力所需的止推和限位鋼板，兩側預埋鋼板應保持豎直，其頂面應保持水平狀態和同一高程，如圖2所示。為方便焊接且確保焊縫質量，預埋鋼板頂面超出箱梁混凝土基面51 cm，傳力構件所用槽鋼規格為40c型。

2．2 頂推時間

頂推宜在環境溫度相對較低時實施，為降低施工風險應盡可能降低需預加的頂推力數值。為縮短

圖2 頂推點截面限位預埋鋼板布置

主梁合龍段混凝土澆筑的時間，實施頂推前主梁合龍段的模板應設置到所需位置，并將合龍段模板與懸臂梁固定。混凝土合龍段澆筑結束后，混凝土在氣溫升高時應達到一定的強度，避免開裂。另外，主梁合龍口的時間也不完全是箱梁混凝土處于最低溫度時。綜合考慮，常選在全天最低氣溫前后3 h內實施合龍鎖定及頂推。

3 頂推力計算分析

對主梁合龍段相鄰兩側的梁體施加水平頂推力，使主墩頂與混凝土收縮徐變、主梁合龍溫差產生等值的水平反向位移，同時也消除部分作用于橋梁結構的附加應力。具體計算分析中，需要劃分多個施工階段，通過多個計算循環迭代，求出每個施工階段所需的頂推力，以達到抵消墩頂水平位移與主梁合龍溫差產生的水平位移的目的，這種頂推力計算方法是基于主墩墩頂的位移量。

本橋頂推力計算采用Midas?Civil有限元軟件進行。

3．1 建立有限元計算模型

廂房里大橋有限元計算模型共劃分了177個節點、136個單元。主墩和主梁之間采用剛性連接，橋墩與基礎連接采用固接，頂推力采用軟件中節點荷載的方式。圖3為有限元計算整體模型。

圖3 廂房里大橋有限元計算模型

3．2 確定墩頂不利位移量

大跨徑連續剛構橋梁合龍前頂推的主要作用是抵消混凝土收縮及徐變、主梁底板預應力鋼束張拉及結構降溫所產生的主墩頂位移效應。廂房里大橋主橋跨中合龍時現場溫度為14℃，低于設計的合龍溫度，且該溫度為項目所在地（漢中地區）的年平均最低溫度，屬于低溫合龍。低溫合龍對橋梁結構的變形是有利的，因此在計算橋梁頂推力大小時，應充分考慮并計入橋梁整體升溫效應對橋梁結構產生的有利變形。

不論施工或運營階段，廂房里大橋主墩頂均會不生向主跨跨中方向的不利位移，施工階段主要以主梁底板預應力鋼束張拉產生的位移為主，運營階段主要以混凝土收縮及徐變產生的位移為主。

混凝土橋在成橋10年后基本完成大部分收縮徐變，因此本橋以3 650 d來確定混凝土收縮徐變位移量。

根據有限元計算結果，廂房里大橋成橋3 650 d后預應力、收縮、徐變效應產生的墩頂位移量如表1所示。

由表1可看出，2號、3號橋墩墩頂發生的不利位移分別約為30．1 mm、－22．5 mm。

表1 成橋3 650 d后的墩頂位移量mm

3．3 確定頂推力值

主梁在相對低溫條件下合龍，整體降溫效應會使主墩頂產生向主跨跨中方向對橋梁結構不利的位移。查閱廂房里大橋橋位處的氣象資料，一月的平均氣溫在0℃～2℃，有限元模型中整體降溫按15℃考慮，計算出的位移量見表2。

表2 整體降溫15℃墩頂位移量mm

在主梁頂推位置依次施加800、1 000、1 100、1 200、1 300 kN的橋梁頂推力，根據理論計算分析得到的主墩墩頂設計位移量見表3。

表3 不同頂推力下主墩墩頂位移量mm

當頂推力為1 200 kN時，主墩墩頂受混凝土收縮及徐變、溫度的影響基本消除，有效降低了橋墩處的長期彎矩，最終確定頂推力設計值為1 200 kN。由主梁跨中底板預應力鋼束張拉、混凝土收縮及徐變、整體降溫造成的位移疊加可知，2號、3號橋墩剩余位移量分別為7．1 mm、－7．2 mm。

4 頂推力作用下的受力分析

為確保橋梁在頂推力施工中的絕對安全，本文采用有限元計算軟件對廂房里大橋在主梁跨中合龍側頂推力作用下的受力情況進行了分析，得出橋梁成橋階段及成橋10年后墩頂底和主梁上部結構的最大組合應力，對比并給出了不設頂推力情況下橋梁應力狀況，如表4、5所示，跨中撓度見表6。

針對施加頂推力和不施加頂推力2種荷載工況對廂房里大橋進行計算分析，結果表明：橋墩施加頂推力后，主梁跨中合龍段箱梁的應力較不施加頂推力時要大，而主梁混凝土徐變、收縮完成后，橋墩應力比未施加頂推力的結構體系要小；施加頂推力對主梁應力狀態影響較小。

表4 主墩頂底最不利組合應力MPa

表5 上部結構的最大組合應力MPa

表6 跨中撓度mm

5 施加頂推力全過程分析

為確保結構受力平衡和安全，廂房里大橋在頂推過程中設置2對千斤頂施加頂推力；為避免施加過程中橋梁頂推力對頂推的箱梁截面產生較大的偏心力距，需要合理分配各千斤頂的頂推力。先計算頂推箱梁截面的截面特性，得出該箱梁截面的中性軸位置，然后按等效力矩方法分配頂推力，最終求得各千斤頂對應的頂推力值。

按照0、25%、50%、75%、100%的順序分4級施加頂推力，分級加載時應確保箱梁發生位移所需的施工時間。測量兩相鄰主墩墩頂的高程和水平位移變化狀況，并量測出各千斤頂的實際行程，以便校核位移觀測值。頂推實施時，應密切觀察墩梁連接處，避免發生各種異常情況。當頂推力加載至1 200 kN時，若2個主墩墩頂的相對位移與計算位移值不一致，為確保安全，應立即暫停頂推施工，經技術分析后確定是否繼續加載頂推力；如果當2個橋墩墩頂的相對位移已經達到理論計算值時，對應的頂推力仍未達到1 200 kN，應立即停止頂推力加載，不再進行頂推施工，且頂推工藝已完成。經監控，頂推力達到1 200 kN時，墩頂相應位移為－26．67 mm、18．35 mm，此時水平位移量達到了預計值，可停止施加頂推力，結束頂推施工。

6 結 語

（1）對比理論分析計算和現場實測數據可知，通過消除橋梁混凝土收縮及徐變造成的不利位移，在整體升溫效應作用下，預先設置有利位移，并以此計算相應頂推力，這種方法是經濟、合理的。

（2）在相同荷載作用下橋墩墩頂位移量的大小與墩高有直接關系，矮墩的墩頂位移量較小，高墩的墩頂位移量較大。

（3）從橋墩頂推力計算結果可以發現，橋墩頂推力和主墩頂位移量之間線性相關。

（4）主梁頂推力的施加，較大程度上降低了橋梁運營狀態下混凝土收縮和徐變完成后橋墩的最終應力，使橋墩的承載能力有效提高，同時增加了橋墩的安全富裕度，且對橋梁上部結構的影響相對較小。

［1］ 周 偉，胡鐵山，賴敏芝．四跨連續剛構橋合龍頂推力計算與效應分析［J］．交通科技，2014（3）：20?23．

［2］ 徐六旺．福建省南平市西城大橋合龍段頂推施工研究［J］．山西建筑，2009（8）：330?331．

［3］ 何天濤．大跨徑預應力混凝土梁橋撓度研究［D］．長沙：長沙理工大學，2008．

［4］ 曾 慶．超高墩連續剛構橋線形控制技術及其關鍵問題研究［D］．重慶：重慶交通大學，2012．

［5］ 吳關良．高墩大跨連續剛構橋設計計算分析及合龍方案優化研究［D］．長沙：長沙理工大學，2007．

［6］ 童春武．大跨度預應力混凝土梁橋施工撓度控制研究［J］．中國水運，2009（4）：205?206．

［7］ 肖 飛，顧箭鋒，陳玉清，等．連續剛構橋頂推關鍵技術研究［J］．四川理工學院學報：自然科學版，2013，26（4）：76?79．

［8］ 苗建寶．不同抗推剛度連續剛構橋施工監控方法及合龍技術研究［D］．西安：長安大學，2013．

［9］ 殷燦彬，王解軍，唐 燦．連續剛構橋高溫合攏頂推力的計算方法研究［J］．中南林業科技大學學報，2009，29（1）：111?116．

［10］ 管東銀，楊文志，袁小林，等．大跨度連續剛構橋中跨合龍頂推位移與頂推力淺析［J］．西部交通科技，2015（4）：63?65．

［11］ 嚴字瀠，張 浩，江雄飛．對連續剛構體系和剛構的探討—連續梁組合體系基于合龍頂推改善墩底受力的對比［J］．中國新技術新產品，2012（1）：41?42．

［12］ 欒坤鵬，張雪松，高洪如．連續剛構橋合龍頂推力優化計算方法［J］．魯東大學學報：自然科學版，2011，27（1）：92?96．

［責任編輯：杜敏浩］

Key Technologies of Jacking Force for Closure of Long?span Continuous Rigid Frame Bridge

SHI Jing?hua，LONG Zhan
（CCCC First Highway Consultants Co．，Ltd．，Xi?an 710075，Shaanxi，China）

Aimed at the problems with the process of jacking the main girders to get to the closure of long?span continuous rigid frame bridge，the combination of measured data and theoretical analysis was applied to study the correlation between the jacking force and the increment of top displacement．The differences in mechanism between the main girder jacking and traditional process were analyzed．The results show that it is reasonable and feasible to eliminate the unfavorable displacement caused by the shrinkage and creep effect of the concrete and to calculate the jacking force by setting favorable displacement in advance；there is a linear relationship between the jacking force and the top displacement；the jacking process changes the sequence of closure，optimizes the force at the upper and lower structures，and cuts the construction period．

continuous rigid frame bridge；main girder jacking force；top displacement；sequence of closure

U445．46

B

2017?01?06

施菁華（1977?），男，上海崇明人，高級工程師，工學學士，研究方向為公路橋梁設計與施工。