不對稱小半徑曲線連續剛構橋合龍頂推效應分析*

方美平， 陳欣韻， 王旭燚， 陳闖

(1.杭州地方鐵路開發有限公司， 浙江 杭州 310009；2.重慶交通大學 土木工程學院， 重慶 400074；

合龍頂推對于改善超靜定結構受力和變形具有重要意義，被廣泛用于三跨和多跨連續剛構橋、V形墩連續剛構橋、不對稱連續剛構橋、桁架式鋼管砼拱橋及矮塔斜拉橋等。對于預應力砼連續剛構橋，主梁在中跨預應力、降溫和砼收縮徐變作用下會縮短，從而迫使橋墩向中跨偏移，產生結構次內力和主梁下撓，對結構產生不利影響。工程上，為消除或降低成橋后上述因素對連續剛構橋的不利影響，往往在主梁中跨合龍前進行合龍頂推。關于直線連續剛構橋合龍頂推效應，武鑫哲分析了某三跨連續剛構橋合龍頂推力對橋墩應力的影響，結果表明墩底中跨側壓應力隨頂推力的減小而增大；陳洪彬等分析了合龍頂推對連續剛構橋施工控制、長期撓度及橋墩內力的影響，認為頂推力對上部結構預拱度影響較大，對上下緣應力差不大的主梁長期撓度影響不顯著，有利于減小運營期次墩彎矩；李金龍等分析了某三跨高墩連續剛構橋頂推對主梁線形的影響，結果表明合龍頂推能改善成橋后主梁線形；耿永魁分析了某六跨連續剛構橋在中跨合龍和次中跨合龍頂推過程中結構的變形，結果表明合龍頂推不僅使結構產生縱向水平位移，還使結構合龍口懸臂端產生較大撓度。但關于曲線連續剛構橋尤其是不對稱曲線連續剛構橋合龍頂推效應的相關研究較少。受曲率的影響，曲線連續剛構橋在砼收縮徐變、溫度及合龍頂推力作用下的力學行為復雜，有必要分析不對稱曲線連續剛構橋合龍頂推效應。該文以寧波某大跨不對稱小半徑曲線連續剛構橋為工程背景，通過數值模擬分析砼收縮徐變和溫度對橋墩受力和變形的影響，分析橋梁結構在設計合龍頂推力作用下的力學行為，為橋梁合龍頂推控制提供借鑒。

1 工程背景及數值模型簡介

1.1 工程背景

寧波市軌道交通4號線上跨杭深、蕭甬鐵路工程的大跨不對稱小半徑曲線轉體連續剛構橋全長301 m，橋跨布置為(68+138+95) m(見圖1、圖2)。橋位上行線路中心線曲率半徑為350 m，主梁截面頂板寬11m，底板寬7m。該橋采用不對稱布跨，兩T構懸臂長度分別為50和86 m，27#墩T構(小T構)主梁高5～9 m(按1.8次拋物線變化)，對稱懸臂澆筑13個節段，編號為Z0～Z12；28#墩T構(大T構)主梁高5～12 m(按1.8次拋物線變化)，對稱懸臂澆筑22個節段，編號為Y0～Y21，主梁截面見圖3。橋墩采用箱形截面，受多因素影響兩橋墩墩高和截面均不對稱。在橋墩曲線外側張拉豎向預應力，27#墩高17.65 m，墩頂橫向寬7 m、縱向長5.5 m，墩底橫向寬8.6 m、縱向長5.5 m；28#墩高16.55 m，墩頂橫向寬7 m、縱向長6.5 m，墩底橫向寬11.4 m、縱向長6.5 m。

圖1 橋梁平面布置示意圖(單位：m)

圖2 橋梁立面布置示意圖(單位：m)

圖3 主梁截面示意圖(單位：mm)

1.2 有限元模型

采用有限元軟件MIDAS/Civil建立該橋計算模型(見圖4)，全橋共881個單元、918個節點。計算模型中輸入橋墩豎向普通鋼筋，并在橋墩截面剛度計算中考慮其影響。主梁、橋墩、承臺、樁基之間采用彈性-剛性連接，樁底采用固結約束。樁土相互作用根據地質資料，采用m法計算各土層的土彈簧剛度，并作為邊界條件直接施加在樁的節點上。梁端兩側按照實際支座情況建立約束，分別模擬縱向活動支座和雙向活動支座，其中雙向活動支座僅模擬豎向支撐，豎向剛度取為5×106kN/m，縱向活動支座除模擬豎向支撐外，約束徑向位移。模型按照實際施工過程劃分90個施工階段，各節段懸臂施工分為掛籃就位、砼澆筑和預應力張拉3個施工階段。曲梁自重扭矩通過節點扭矩施加。

圖4 橋梁有限元模型

2 收縮徐變和溫度對橋墩受力和變形的影響分析

2.1 收縮徐變和溫度對橋墩變形的影響

2.1.1 收縮徐變對橋墩變形的影響

砼收縮徐變致使中跨主梁下撓縮短而迫使橋墩發生向跨中側的變形是需進行合龍頂推的重要原因之一。運營期橋墩墩頂變形隨砼收縮徐變的發展情況見圖5，其中縱向位移以小樁號指向大樁號為正，橫向位移以沿曲線徑向指向圓心為正，扭轉角以使橋墩順時針轉動為正，下同。

由圖5可知：隨著成橋后主梁砼的收縮和徐變，兩橋墩墩頂發生向跨中側和曲線內側的位移，27#、28#墩分別出現順時針和逆時針扭轉。其中27#墩墩頂縱向位移和扭轉角分別由成橋狀態的5.81 mm、0.54×10-4rad增長為成橋10年的16.95 mm、2.29×10-4rad，橫向位移由成橋狀態的-0.07 mm變為成橋10年的4.43 mm；28#墩墩頂縱向位移和扭轉角分別由成橋狀態的-4.15mm、-0.74×10-4rad增長為成橋10年的-12.32 mm、-2.49×10-4rad，橫向位移由成橋狀態的-0.98 mm變為成橋10年的1.24 mm。這3種變形均呈緩慢增加趨勢，且兩墩變形存在明顯的不對稱。

圖5 收縮徐變對橋墩墩頂變形的影響

2.1.2 溫度對橋墩變形的影響

當橋梁未在設計合龍溫度合龍，特別是實際合龍溫度高于設計合龍溫度時，成橋后主梁會因降溫發生縮短，迫使橋墩發生變形，這是需進行合龍頂推的另一重要原因。橋墩墩頂變形隨橋梁實際合龍溫度高于設計合龍溫度的溫差的變化見圖6。

圖6 降溫對橋墩墩頂變形的影響

由圖6可知：溫度會迫使橋墩產生縱向位移、橫向位移及扭轉角，降溫迫使兩橋墩墩頂發生向跨中側和曲線內側的位移，并迫使27#墩發生順時針扭轉、28#墩出現逆時針扭轉，這一變化規律與砼收縮徐變作用效應基本一致。溫度對橋墩各項變形的影響呈明顯的線性變化，27#墩墩頂縱向位移隨溫度的變化率約為0.57 mm/℃，橫向位移隨溫度的變化率約為0.21 mm/℃，扭轉角隨溫度的變化率約為6.8×10-6rad/℃；28#墩墩頂縱向位移隨溫度的變化率約為-0.43 mm/℃，橫向位移隨溫度的變化率約為0.13 mm/℃，扭轉角隨溫度的變化率約為-7×10-6rad/℃?？梢姡瑴囟葘蓸蚨兆冃蔚挠绊懲瑯哟嬖诿黠@的不對稱。

2.2 收縮徐變和溫度對橋墩受力的影響

2.2.1 收縮徐變對橋墩受力的影響

橋梁在運營期橋墩墩底的正應力隨砼收縮徐變的變化見圖7，其中正應力以受拉為正、受壓為負，下同。

圖7 收縮徐變對橋墩墩底正應力的影響

由圖7可知：在砼收縮徐變作用下，曲線連續剛構橋橋墩墩底正應力隨運營期砼收縮徐變的發展而不斷變化，變化速率隨時間逐漸降低，且中跨側壓應力逐漸增大，邊跨側壓應力儲備逐漸減小，27#墩邊跨側甚至于成橋后不到3年出現拉應力。此外，曲線外側的正應力改變速率快于曲線內側，原因在于砼收縮徐變不僅使橋墩承受縱向彎矩，還使其承受橫向彎矩。

2.2.2 溫度對橋墩受力的影響

曲線連續剛構橋橋墩墩底的正應力隨降溫的變化見圖8。

圖8 降溫對橋墩墩底正應力的影響

由圖8可知：曲線連續剛構橋橋墩墩底正應力隨溫度的降低呈線性變化，且邊跨側壓應力儲備逐漸減小，甚至出現拉應力，中跨側壓應力逐漸增大。溫度對橋墩墩底正應力的影響與砼收縮徐變的作用效應的一致性表現在曲線外側的正應力改變速率快于曲線內側。

3 合龍頂推對橋墩受力和變形的影響分析

實際工程橋梁設計頂推力為4 000 kN，通過有限元分析，得頂推過程中前后橋墩受力變化見表1，橋墩和主梁關鍵截面變形變化見表2，成橋狀態下橋墩受力和變形改變情況分別見表3、表4，其中墩底截面應力點編號同圖7和圖8。

表1 頂推前后橋墩墩底正應力

表2 頂推前后橋墩和主梁關鍵截面的變形

表3 頂推力對成橋狀態下橋墩墩底受力的影響

由表1可知：合龍頂推使最大單懸臂狀態墩底邊跨側(1#和2#)壓應力增大、中跨側(3#和4#)壓應力減小，且曲線外側(1#)壓應力增大比曲線內側(2#)大。結合表2可看出：合龍頂推使橋墩產生向邊跨側和曲線外側的彎曲變形，該變形與砼收縮徐變和降溫作用效應相反。此外，受曲率的影響，主梁產生縱向和豎向變形、橫向變形和扭轉變形，且受橋墩不對稱和布跨不對稱的影響，兩側橋墩和合龍口兩側位移均呈現明顯的不對稱，合龍口兩側的位移對合龍頂推的敏感性高于橋墩墩頂，實際合龍頂推控制可結合合龍口兩側位移進行。

由表3、表4可知：合龍頂推會增大橋墩邊跨側壓應力儲備，使成橋狀態下橋墩墩底壓應力更均勻。在4 000 kN合龍頂推力作用下，成橋狀態下橋墩墩頂縱向位移接近零，使橋墩在縱向處于豎直狀態，且橫向位移和扭轉變形較小。

表4 頂推力對成橋狀態下墩頂位移的影響

4 結論

(1) 曲線連續剛構橋在砼收縮徐變及降溫作用下，橋墩墩頂會產生向跨中側的縱向位移和向曲線內側的橫向位移及扭轉變形，橋墩中跨側壓應力逐漸增大，邊跨側壓應力儲備逐漸減小，且受曲率的影響，曲線外側的墩底正應力變化速率快于曲線內側。

(2) 橋墩不對稱、主梁布跨不對稱均會使橋墩和主梁在砼收縮徐變、溫度和頂推力作用下產生不對稱的變形和受力。

(3) 合龍頂推使橋墩產生與砼收縮徐變、降溫作用效應相反的縱、橫向彎曲變形和扭轉變形，能改善成橋狀態下橋墩變形和受力。

(4) 合龍頂推控制可在橋墩變形控制的基礎上輔以合龍口兩側位移控制。