大跨徑連續剛構橋中跨合龍頂推施工效應分析

李軍杰

摘要 為分析剛構橋頂推施工效應，文章以（95+175+95）m預應力混凝土連續剛構橋為例，通過有限元數值法計算橋梁施工頂推力，對比分析理論非頂推施工與實際頂推施工各施工階段的應力、縱向位移及豎向位移。研究表明，以墩頂面縱向位移值為控制指標，能有效計算施工頂推力。高、低雙肢薄壁墩縱向位移對頂推力敏感程度差異較大。頂推力能改善結構受力狀態，但影響程度較小。

關鍵詞 連續剛構橋；合龍；頂推力；有限元分析；施工測量

中圖分類號 U445.4文獻標識碼 A文章編號 2096-8949（2024）05-0042-04

0 引言

雙支薄壁墩連續剛構橋具有較強跨越能力[1]，對溫度、收縮徐變及支座沉降等作用引起的橋墩位移有較好適應性，具有降低墩頂負彎矩、減小結構內力、優化整體剛度等優勢。剛構橋合龍施工階段對梁體施加水平頂推力，使墩頂產生水平位移以抵抗溫差、收縮徐變及施工各階段引起的反向位移[2]。

其中，王磊等[3]根據最小勢能原理，推導剛構橋合龍頂推位移計算方法；陳金盛[4]采用有限元法，分析墩頂水平變位與頂推力之間的關系；滕樹元[5]建立結構變形預測模型，分析頂推合龍對結構長期線形的影響；吳鋒等[6]采用線性迭代計算的方法，分析多跨混凝土連續剛構橋最佳頂推合龍方案；鄭國富等[7]對比分析頂推力對雙肢及四肢薄壁墩結構的影響，并計算合理頂推力。相關文獻多數集中于合理頂推力計算、頂推合龍方案及頂推對結構線形影響等研究，對剛構橋不等高雙肢薄壁墩的頂推合龍施工研究較少。

因此，該文以高、低雙肢薄壁墩的預應力混凝土連續剛構橋為研究對象，采用有限元數值方法計算合龍頂推力，分析連續剛構橋主梁和雙肢薄壁墩位移、應力效應，評價頂推施工后高低墩連續剛構橋的穩定性及剛度。

1 工程概況

（95+175+95）m預應力混凝土連續剛構橋，采用C55聚丙烯纖維混凝土，下部為不等高、不等厚的雙支薄壁墩，如圖1所示。該橋主梁為單箱單室箱梁截面，箱梁根部梁高11.2 m，跨中梁高5 m；箱梁梁高按1.8次拋物線漸變，漸變段長度為81.75 m。箱梁頂寬16.31 m，厚0.3 m；懸臂翼緣長4.03 m；底板寬8.25 m，厚度由根部的1.3 m按1.8次拋物線漸變至跨中0.32 m。箱梁設三向預應力體系，縱向預應力分為頂板束、腹板束、合龍束和體外束四種：頂板束采用17φs15.2、19φs15.2和22φs15.2鋼絞線；腹板束采用22φs15.2鋼絞線；合龍束采用17φs15.2、19φs15.2鋼絞線，頂板橫向預應力采用3φs15.2、5φs15.2鋼絞線，端、中橫梁橫向預應力采用17φs15.2鋼絞線，豎向預應力采用3φs15.2鋼絞線；體外束為27φs15.2、31φs15.2鋼絞線。主墩編號依次為4#～7#，其中5#、6#采用雙肢薄壁墩：5#墩墩高32 m，寬8.25 m，壁厚1.8 m，雙肢凈間距7.7 m；6#墩墩高20 m，寬8.25 m，壁厚1.5 m，雙肢凈間距7.7 m。大橋采用掛籃懸臂澆筑施工，其中0#塊長14 m，箱梁單“T”共21段：6×3 m+6×3.5 m+9×4.5 m，邊跨現澆段長6.28 m，中、邊跨合龍段均為2 m。

2 有限元模型

采用Midas Civil軟件建立全橋有限元模型，如圖2所示。主梁、主墩、承臺均采用梁單元模擬，全橋預應力采用鋼絞線束施加，鋼絞線彈性模量采用1.95×105 MPa。以10年期為運營階段的收縮徐變效應終值，并考慮實際施工溫度效應。根據該橋的受力特性，邊界條件按照連續梁剛構橋的實際支撐形式設置。全橋共計153個單元，146個節點。根據橋梁設計圖紙及實際施工階段設置工況，如表1所示。

3 頂推力計算

由于連續剛構橋是墩、梁固結體系，當連續剛構橋中跨合龍溫度高于設計合龍基準溫度、成橋狀態不平衡荷載及各階段施工累積作用時，會產生主梁跨中下撓，進一步引起主墩水平偏位，同時，在收縮徐變效應下會再次放大主梁跨中下撓。

因此，在中跨合龍施工中，對梁體施加水平頂推力，使墩頂產生各因素引起的水平位移值相等的反向位移，以消除墩頂因各因素引起的水平位移及結構附加的溫度應力。根據理論模型各施工工況，由式（1）計算各墩頂的水平位移累計值控制頂推力。

Δx=?（Δx1+Δx2+Δx3） （1）

式中，Δx——總頂推位移；Δx1——成橋狀態邊、中跨不平衡荷載及各階段施工累積作用引起的墩頂順橋向位移量；Δx2——主梁合龍溫差引起的墩頂順橋向位移量；Δx3——運營10年后混凝土主梁收縮徐變效應引起的墩頂順橋向位移量。

計算得出在橋梁合龍溫度為15 ℃時，水平頂推力為3 750 kN。

4 效應分析

4.1 縱向位移分析

實際橋梁中跨合龍施工中，對中跨合龍口施加3 750 kN水平頂推力，按照30%、50%、80%、100%階段分級加載頂推力。測量合龍段截面頂板、底板及5#高墩、6#低墩頂面的實際縱向位移，如表 2、圖 3及圖 4所示。

由表 2、圖 3及圖 4可知，采用同步對稱頂推施工，頂推力加載至100%時，主梁合龍段梁截面頂板與底板的頂推力與變形規律相似，縱向位移量基本一致，偏差為11.7%。相反，由于兩側為不等高、不等厚雙肢薄壁墩，側向剛度差異較大，導致高、低墩頂面位移差距大，5#高墩頂面位移為3.6 cm，6#低墩頂面位移為1.2 cm。同時，由于力在混凝土中傳遞滯后，分級施加頂推力的位移量初始值較小，且梁墩位移差值較大。

4.2 豎向位移分析

沿連續剛構橋主梁順橋向分別于邊跨1/2、墩頂兩側、中跨1/2、中跨1/4及中跨3/4等9處控制截面布置觀測點，測量實際頂推合龍后控制截面的豎向位移，如圖 5所示。根據實測頂推施工與理論非頂推施工，對比分析合龍后實測與理論控制截面豎向位移，如表 3和圖 6所示。

由表 3和圖 6可知，相較于理論非頂推施工，頂推合龍后產生了一定的豎向位移，其中跨1/2截面增加了6.9 mm，左右邊跨1/2截面分別增加了3.3 mm、2.6 mm。施加頂推力使橋墩在成橋階段提前向順橋邊跨方向產生水平位移，從而使主梁合龍后產生預拱度進行補償，有利于減小墩頂水平位移引起的主梁豎向變形。同時，合龍預應力鋼束作用引起主梁與薄壁墩產生向兩墩內側方向的位移，進一步改善合龍頂推施工其疊加效應。

4.3 應力分析

沿連續剛構橋主梁順橋向設置9處控制截面（圖 5），每處截面于頂板、底板、腹板布置3組應力測點，取每組應力測點平均值為該處代表值，如圖 7所示。同時，測量高、低雙肢薄壁墩（跨中為內側）在中跨合龍前，頂推施工，中跨合龍后時的應力值。主梁控制截面和墩頂截面應力值，如圖 8、圖 9所示。

由圖 8及圖 9可知，各階段施工中，高、低墩頂截面內外規律相似，頂推施工后，墩頂截面應力幅值增加，隨著中跨合龍后應力釋放后，其幅值隨之降低。其中，相較于外側墩，由于內側墩結構變形較大，其應力值也變化較大，6#低墩內側在頂推后其應力增加88%，隨后減少26%。

在主梁控制截面應力中，施加頂推力對剛構橋上部結構受力有一定改善，但幅值變化較小，未改變截面應力變化趨勢。

5 結論

以（95+175+95）m預應力混凝土連續剛構橋為依托，分析剛構橋頂推施工效應，通過有限元數值法計算橋梁施工頂推力，對比分析理論非頂推施工與實際頂推施工各施工階段的應力、縱向位移及豎向位移，得到以下結論：

（1）考慮剛構橋施工各階段，采用有限元模型以墩頂面縱向位移值為控制，能有效計算施工頂推力。

（2）高、低雙肢薄壁墩側向剛度相差較大，對頂推力敏感程度差異較大，而主梁頂底板變形值基本一致。頂推施工對跨中下撓有一定改善，但影響程度較小。

（3）雙肢薄壁內側墩頂推施工的應力值相對較大，隨著合龍應力釋放后幅值隨之降低。預應力連續剛構橋采用頂推施工后，能有效改善結構受力狀態，增加結構穩定性。

參考文獻

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[7]鄭國富， 彭巍. 大跨度小曲線半徑矮墩連續剛構橋設計研究[J]. 橋梁建設， 2020（S2）： 94-98.