矮塔斜拉橋合龍頂推力的計算分析

劉秀嶺 楊 靖

(1.橋梁結構健康與安全國家重點實驗室 武漢 430034； 2.中鐵大橋科學研究院有限公司 武漢 430034)

塔墩梁固結體系的矮塔斜拉橋的結構力學性能介于連續剛構橋與斜拉橋之間，混凝土矮塔斜拉橋采用后支點掛籃懸臂澆筑施工，斜拉索的最大應力變幅比斜拉橋小，一些研究觀點將矮塔斜拉橋的斜拉索視為體外預應力束。因此，塔墩梁固結體系的矮塔斜拉橋的結構特性更接近連續剛構橋[1]。后期運營期間，大跨徑連續剛構橋在各種荷載作用下由于混凝土的收縮徐變會出現跨中下撓問題[2-3]。為抵消這種不良影響，矮塔斜拉橋可在懸臂澆筑時設置預拋高、在跨中合龍時施加合龍頂推力。塔墩梁固結體系矮塔斜拉橋根據墩底彎矩、合龍溫度等因素進行合龍頂推力計算。

目前，關于矮塔斜拉橋方面的文獻相對連續剛構橋較少，塔墩梁固結體系的矮塔斜拉橋結構性能與連續剛構橋相近，其合龍頂推力的確定可參考連續剛構橋的成熟經驗。文獻[4]介紹了塔墩梁固結體系的大跨矮塔斜拉橋的合龍頂推力確定過程，成橋后3年的梁體混凝土收縮徐變、體系升降溫及正負溫度梯度對梁體的縱向變位影響較大，計算不同頂推力時最不利荷載工況的關鍵截面應力，由此得出應力控制的頂推力。文獻[5]以西江特大橋(五跨矮塔斜拉橋)為背景，以塔頂偏位及墩頂應力為控制目標，確定了次中跨、中跨的合龍頂推力，隨后分析比較不同頂推力作用下成橋后結構受力狀態和位移，由此獲得最優的合龍方案。文獻[6]以白水峪大橋為背景，分析合龍口不同頂推力作用下、3年期收縮徐變影響成橋階段主梁的水平位移，討論合龍溫度對頂推力及梁體縱向變形的影響。依據合龍施工現場實際溫度，利用給出的成橋后主梁水平位移與合龍溫度的關系對頂推力進行調整。文獻[7]以貴州排調河一號特大橋為工程背景，以消除墩頂水平位移為目標計算頂推力大小，并就頂推對該橋成橋狀態受力性能的影響進行分析。文獻[8]以長沙市萬家麗北路撈刀河大橋為例，在先邊跨后中跨合龍順序的情況下，計算橋梁在持久狀況和施工階段荷載組合下,不同的水平推力與橋墩墩底截面彎矩、梁體主要截面應力的關系，從而確定合適的合龍頂推力。

本文以漢江特大橋主橋為背景，建立塔墩梁固結體系的矮塔斜拉橋有限元模型，進行中跨合龍頂推力的合理確定，并對頂推力對梁體、墩柱的受力影響進行計算分析；然后，以墩底截面彎矩為控制變量，考慮對中跨合龍頂推力進行溫差修正。根據工程實踐經驗，提出建議。

1 模型建立

漢江特大橋中跨采用220 m預應力混凝土矮塔斜拉橋，主橋總體布置見圖1，主梁全寬為26.5 m，跨徑布置為125 m+220 m+125 m，主橋全長470 m。主橋主梁采用預應力混凝土單箱三室斜腹板截面，按整體式截面設計。在斜拉索錨固點，設置橫橋向貫通的橫梁；主塔與主梁、橋墩均為固結，主塔由2個塔柱組成，塔柱采用實體截面，斜拉索為雙索面，雙排布置在中央分隔帶上，索塔下塔柱采用雙薄壁實體墩，整體式承臺，基礎采用鉆孔灌注樁基礎。

圖1 漢江特大橋主橋總體布置圖(單位：cm)

墩頂0號塊采用托架施工，邊跨現澆直線段采用支架施工，其余梁段采用后支點掛籃懸臂澆筑施工，邊中跨合龍采用吊架施工。合龍順序為先合龍邊跨，再合龍中跨，中跨合龍施加頂推力。實際施工時使用2臺千斤頂上下游平衡、同步施加頂推力，施加位置為箱梁橫截面形心線，頂推力對箱梁橫截面不會產生額外的彎矩作用，中跨合龍頂推力施加位置示意見圖2。

圖2 中跨合龍頂推力施加位置示意圖

全橋采用有限元軟件midas Civil對全橋施工過程進行模擬計算，根據實際施工過程劃分施工階段。全橋模型共333個節點，276個單元，承臺與樁的連接以固結模擬，全橋有限元模型略。

2 合龍頂推力的計算分析

邊跨合龍后，中跨合龍口在形心位置處施加頂推力作用時，19號、20號墩側結構類似，以19號墩為例。EF、FG桿兩端可近似認為是無相對位移，雙肢薄壁墩可視為剪力靜定桿，因此對塔墩梁固結的矮塔斜拉橋可采用無剪力分配法進行結構分析，其計算簡圖及彎矩圖見圖3。

圖3 合龍頂推力的計算簡圖及彎矩圖

由圖3可見，墩柱反彎點位于1/2的墩高處，此時危險截面主要是邊跨側梁根部、墩頂、墩底截面。而實際結構中，FG桿兩端并不完全無相對位移，即FG桿的F端也存在彎矩，根據剛節點處彎矩平衡的條件可知墩頂F截面的實際彎矩值比理論值小，因此反彎點應更靠近墩頂截面。施加頂推力的過程中，實際結構的墩底截面及邊跨側梁根部截面為最危險截面。

2.1 合理頂推力的確定過程

通過上述理論分析可知，19號墩1、2及3號截面及20號墩1、2及3號截面為控制截面(具體位置見圖1)。取10年的收縮徐變[9]和恒荷載進行計算分析。考察控制截面在不同頂推力作用下的結構組合應力，根據圖3中結構模型的模擬計算分析，控制截面的結構應力見表1、2。

表1 19號墩不同頂推力下的結構應力

表2 20號墩不同頂推力的結構應力

由表1、2可見，頂推力對梁體的應力影響不大，頂推力從0 kN升高到10 000 kN的過程中，19號墩和20號墩的邊跨梁根部截面應力幾乎不變。薄壁墩柱底對頂推力的作用比較敏感，不施加頂推力或施加的頂推力過小時，邊跨側薄壁墩柱底截面會出現拉應力，隨頂推力加大，邊中跨薄壁墩柱底截面全部處于受壓狀態，這說明中跨合龍合理施加頂推力可改善薄壁墩柱的長期受力狀態。20號墩邊跨側墩柱底截面的應力狀態對頂推力大小起控制作用，以20號墩2號截面邊跨側和中跨側的墩底截面應力為應變量，以頂推力為自變量，可繪制2條函數曲線，曲線交點即為最優合龍頂推力，其值為8 640 kN。

中跨合龍頂推力的確定不應只考慮長期效應，還應考慮短期效應，合龍頂推力的施工過程中關鍵截面的應力狀態即為短期效應。當合龍頂推力為8 640 kN時，19號墩2號斷面中跨側出現拉應力2.51 MPa，20號墩2號斷面中跨側拉應力更大為3.79 MPa。合龍頂推力應該使關鍵截面的短期效應的拉應力不太大，同時應使關鍵截面在長期效應下處于受壓狀態。綜合考慮長短期的效應，將合龍頂推力確定為5 000 kN。當合龍頂推力為5 000 kN時，短期效應為：19號墩2號斷面中跨側的應力為壓應力-0.4 MPa，20號墩2號斷面中跨側應力為拉應力0.3 MPa，長期效應下控制斷面均處于受壓狀態。

2.2 頂推力的作用效應分析

對全橋模型施加5 000 kN合龍頂推力，觀察不施加頂推力和施加頂推力的作用效應，對比分析頂推力的作用效果。取10年的收縮徐變[9]和恒荷載進行計算分析。觀察截面A～E、T1、T2的位置(見圖1)，其中T1、T2分別為19號墩、20號墩塔頂，A、E截面為邊跨跨中截面，B、C、D截面分別為中跨1/4、1/2及3/4截面。

墩頂塔偏的作用效果見表3，方向以19號墩至20號墩的方向為正，反之為負。

表3 頂推力對塔偏的作用效果

由表3可見，施加頂推力的塔偏位移比不施加頂推力降低30%左右。中跨合龍施加合理的頂推力可減小塔偏變位，其實也是改善了塔的受力情況。

梁體豎向位移情況見表4，方向以豎直向上為正。

表4 頂推力對梁體豎向位移的作用效果 mm

通過觀察表4數據可看出，施加頂推力的中跨豎向位移變化不大，邊跨的豎向位移反而增大。中跨合龍施加頂推力對梁體的豎向位移改善不明顯，其實也是對梁體的應力情況改善不明顯。恒載及收縮徐變對梁體豎向位移的不利影響可通過設置立模預拋高解決。

頂推力對梁體應力的作用效果見表5。綜合表3、表4及表5數據可看出，施加頂推力對梁體的應力情況無太大影響，相應的位移影響也不明顯。

表5 頂推力對梁體應力的作用效果

3 合龍頂推力的溫差修正

本橋設計合龍溫度為15～20 ℃，中跨合龍頂推力為5 000 kN，在這種情況下進行全橋合龍，橋梁結構在后期運營期間可處于較合理的受力狀態。當合龍溫度低于設計合龍溫度時，后期運營期間溫度從低溫升至設計合龍溫度時，對塔墩梁固結體系的矮塔斜拉橋整體產生溫升作用效應，等效于加大了合龍頂推力，這對墩柱的應力狀態不利，因此消除這部分溫升作用效應才能產生與設計合龍狀態相同的效果。當合龍溫度高于設計合龍溫度時，對塔墩梁固結體系的矮塔斜拉橋整體產生溫降作用效應，等效于降低了合龍頂推力。通過上文分析，當現場實際合龍溫度與設計合龍溫度不同時，可通過修正合龍頂推力實現與設計合龍狀態的等效轉換。

通過實橋有限元模型計算得知，墩底的彎矩與合龍溫差成線性關系[10]，具體計算可以墩底彎矩為控制值，以式(1)進行修正計算。

(1)

將計算參數代入式(1)可得單位升、降溫需加、減250 kN的頂推力。本橋實際合龍溫度低于設計合龍溫度，合龍頂推力與實際合龍溫度的關系見表6。

表6 合龍頂推力、合龍溫度及相應位移關系

頂推力的具體施工應以頂推力控制為主，以位移變化控制為輔。

合龍頂推力施工以“頂推力控制為主，以位移變化控制為輔”主要是因為本橋的墩柱高度小，常規情況下理論計算的位移值比實際值偏小，應主要控制頂推力的數值。

以實際頂推力為控制標準，位移控制為輔，頂推力到位之后，即持荷鎖定勁性骨架。實際合龍是以10 ℃，3 800 kN的頂推力進行施工，現場測量了4根縱橋向勁性骨架的變位，均值1.9 cm，理論值3.5 cm。現場采集各方面的數據及實際施工情況均顯示中跨合龍頂推效果良好。

4 結論

1) 中跨合龍頂推力的確定應考慮長期效應和短期效應，盡量使墩柱在大部分時間內處于受壓狀態。

2) 中跨合龍頂推力對墩柱的受力影響較大，對梁體受力影響較小，相應地對梁體豎向位移影響也不大。

3) 實際合龍溫度與設計合龍溫度不同時，應考慮對合龍頂推力進行溫差修正，以使合龍后橋梁狀態與設計合龍狀態等效。