某連續剛構組合梁橋成橋方案對比研究

趙建儒

(湖南金祥項目管理有限公司，湖南 長沙 410004)

連續剛構組合梁橋結合了連續梁橋和連續剛構橋橋面連續、跨徑大、整體性好及施工簡便等優點，可更好地適應復雜的地形地貌。蘇湘華等對大跨徑PC連續剛構橋進行過程控制，使成橋后線形與理論線形相符，其裸梁頂面高程測點合格率達97%；王申等分析了懸臂澆筑施工法下橋梁由靜定結構轉化為超靜定結構的過程中主梁和臨時構件的應力狀態，通過模擬復雜的受力狀態保證橋梁施工中的穩定性；滕樹元對高墩大跨連續剛構橋施工線形進行控制，合龍段扣除橋面縱向坡度影響后的合龍誤差均在2.0 cm以內，軸線誤差不超過1.5 cm；吳鋒等認為采用2個頂推力頂推時結構形成3個獨立的框架結構，具有較大的整體剛度，便于保持頂推過程中的穩定性，雖然增大了頂推力，但減少了頂推次數。上述學者大多從施工技術、線形控制及施工方法等方面對組合橋進行研究，對組合橋合龍順序的分析未考慮體系轉換的影響。該文運用有限元軟件，綜合考慮合龍順序和體系轉換順序對主梁應力和變形的影響，研究連續剛構組合梁橋的成橋方案。

1 工程概況

某預應力連續剛構組合橋梁全長390 m，跨徑布置為75 m+2×120 m+75 m，橋面寬23.5 m，車道設計為雙向四車道+2×3.5 m非機動車道+1.5 m中央防護欄+2×0.5 m左右防護欄，橋面鋪裝為瀝青路面，最高通行速度80 km/h，安全等級為公路-Ⅰ級。上部結構主橋箱梁采用單箱單室變截面，墩頂處梁高6.8 m，跨中處梁高3.2 m，梁高按1.8次拋物線變化。箱梁橫截面采用單箱單室直腹板，頂板寬12 m，底板寬5.5 m，腹板厚90 cm，底板厚70 cm。下部結構邊墩與主梁連接采用盆式支座，主墩與主梁采用固結形式，橋墩采用C40砼，樁基礎采用直徑1.5 m灌注樁，主要材料為C30砼。橋梁總體布置見圖1。

圖1 橋梁總體布置(單位：m)

2 建立模型

運用有限元軟件 MIDAS/Civil建立橋梁數值模型，均采用梁單元進行模擬，主橋模型共包含312個節點、276個梁單元，其中主梁單元和主墩單元分別為204、72個(見圖2)。模型中邊墩與主梁連接采用滑動支座模擬，主墩與主梁固結連接采用剛性連接模擬，預應力齒塊與0#塊的橫隔板均采用節點荷載形式載入模型。對橋梁結構進行計算時不考慮橫坡和縱坡的影響，荷載作用主要考慮橋梁結構自重、預應力荷載及砼收縮徐變的影響。

圖2 橋梁有限元模型

3 合龍方案分析

該橋施工過程為先合龍兩個邊跨合龍段和兩個中跨合龍段，然后進行較復雜的體系轉換，最終成橋。經過對橋梁所處地區施工條件的綜合分析，初步擬定4種合龍施工方案(見表1)。運用有限元軟件模擬該橋合龍前變形及應力狀態，并對不同合龍方案下主梁應力及位移與合龍前主梁應力及位移的差值進行對比，確定最合理的合龍施工方案。

表1 4種合龍施工方案

3.1 主梁初始應力及變形狀態

對合龍前橋梁結構應力及變形狀態進行模擬，結果見圖3。

由圖3可知：橋梁合龍施工前主梁底面主要受壓應力作用，其中主梁各邊跨和中跨跨中截面受到的壓應力較大，兩邊跨最大壓應力分別為-8.52、-8.36 MPa，兩中跨最大應力分別為-9.18、-9.1 MPa。主梁豎向變形主要發生在邊跨和中跨跨中截面位置，邊跨最大豎向位移分別為-1.71、-1.63 cm，中跨最大豎向位移分別為-1.66、-1.68 cm。

3.2 不同合龍方案下應力對比分析

分別計算不同合龍方案下主梁應力，并與合龍前主梁初始應力進行對比，得到不同合龍方案下主梁應力變化曲線(見圖4)。

圖4 不同合龍方案下主梁應力變化曲線

由圖4可知：采用不同合龍施工方案成橋后，除邊跨和中跨合龍段最大應力有所增加外，主梁其他截面的應力整體變化趨勢基本與初始應力狀態一致。先邊跨后中跨、先中跨后邊跨、從左至右一次合龍、全橋一次性合龍方案下邊跨合龍段最大應力分別增加-0.58、-0.62、-0.67和-0.73 MPa，中跨合龍段最大應力分別增加-0.63、-0.65、-0.71和-0.74 MPa，4種合龍方案下主梁關鍵截面應力增幅相差不大，說明合龍方案對主梁應力的影響較小，不足以作為最優合龍方案選擇的判斷依據。

3.3 不同合龍方案下變形對比分析

分別計算不同合龍方案下主梁變形，并與合成橋前主梁初始位移進行對比，得到不同合龍方案下主梁位移變化曲線(見圖5)。

圖5 不同合龍方案下主梁位移變化曲線

由圖5可知：采用不同合龍施工方案成橋后，主梁位移相對初始位移狀態均不同程度增大，其中邊跨與中跨合龍段位移增長較明顯，其他主梁截面位移增長較小。先邊跨后中跨合龍方案下邊、中跨合龍段最大位移分別增加0.7和0.8 cm，先中跨后邊跨方案下邊、中跨合龍段最大位移分別增加0.9和1.1 cm，由左至右依次合龍方案下邊、中跨合龍段最大位移分別增加2.4和2.1 cm，全橋一次性合龍方案下邊、中跨合龍段最大位移分別增加1.4和1.8 cm。根據JTG T/F50-2011《公路橋涵施工技術規范》，成橋時主梁合龍段的變形量應控制在2 cm以內。而由左至右合龍方案下邊、中跨合龍段位移增量均超過2 cm，無法滿足設計要求。采用先中跨后邊跨和全橋一次性合龍方案，雖然變形增量滿足規范要求，但邊跨和中跨合龍段的位移增量均大于先邊跨后中跨合龍方案，且先邊跨后中跨合龍方案下邊、中跨合龍段的位移增量相差較小，可有效控制橋梁整體線形。綜上，先邊跨后中跨的合龍順序較優。

4 體系轉換分析

為進一步驗證先邊跨后中跨合龍方案的合理性和優越性，結合對體系轉換順序的分析，針對以下兩種成橋方案的應力及變形進行對比分析：方案一為邊跨對稱合龍→中跨對稱合龍→體系轉換；方案二為邊跨對稱合龍→體系轉換→中跨對稱合龍。

4.1 不同體系轉換順序下應力對比分析

運用有限元軟件進行模擬計算，對不同成橋方案下主梁應力變化進行對比，結果見圖6。

圖6 不同成橋方案下主梁應力變化曲線

由圖6可知：除邊跨和中跨最大應力有所不同外，兩種體系轉換順序下主梁應力變化趨勢與主梁初始應力變化趨勢基本一致。方案一下主梁邊跨和中跨合龍段最大應力分別增加-1.47、-1.52 MPa，方案二下主梁邊跨和中跨合龍段最大應力分別增加-2.75、-2.83 MPa，方案二下應力增幅大于方案一。由于主梁邊跨和中跨跨中截面應力過大不利于橋梁的線形控制，體系轉換順序采用方案一更有利于橋梁最終成橋穩定性。

4.2 不同體系轉換順序下變形對比分析

運用有限元軟件進行模擬計算，對不同成橋方案下主梁位移變化進行對比，結果見圖7。

圖7 不同成橋方案下主梁位移變化曲線

由圖7可知：兩種體系轉換順序對主梁邊跨和中跨合龍段豎向位移的影響較大，對主梁其他截面豎向位移的影響較小。方案一下主梁邊跨和中跨合龍段最大位移分別增大-0.7、-1.1 cm，方案二下分別增大-4.3和-6.8 cm，方案二下位移增量遠大于方案一。成橋過程中邊、中跨合龍段位移增量過大，不僅不利于橋梁的線形控制，還會對橋梁結構的整體受力造成影響，方案一在控制主梁豎向變形方面優于方案二。

綜上，先邊跨合龍、后中跨合龍、再體系轉換為較優的成橋方案，在保證橋梁結構受力均勻的同時，能有效控制橋梁線形。

5 結論

運用橋梁專業軟件建立分析模型，從橋梁合龍順序和體系轉換順序兩方面，對不同成橋方案下主梁應力和變形變化進行比較，得到以下主要結論：不同合龍方案對主梁應力影響不大，不能以此作為合龍方案優劣的判斷依據；由左至右的合龍順序會導致邊、中跨合龍段位移增量超過2 cm，無法滿足設計要求；先中跨后邊跨與全橋一次性合龍施工方案下邊、中跨合龍段位移增量均大于先邊跨后中跨合龍方案，且先邊跨后中跨合龍方案下邊、中跨位移增量相差較小，有利于橋梁線形控制；采用先邊跨合龍、后中跨合龍、再體系轉換的施工方案在保證橋梁結構受力均勻的同時，能有效控制橋梁線形，為最合理的成橋方案。