大跨度連續剛構橋合龍方案及力學性能研究

摘要 為研究不同合龍順序對橋梁力學性能的影響，文章以重慶某連續剛構橋為工程背景，采用有限元分析軟件建立不同合龍方案的數值模型，分析不同合龍方案下橋梁結構的應力分布和位移變形。結果表明，采用不同合龍方案施工時，對主梁及橋墩的應力分布、墩頂的水平位移變形影響較小，對主梁的豎向變形影響較為顯著；對于多跨連續剛構橋，選擇合理的合龍方案可有效降低合龍段施工所需的頂推力，顯著改善成橋階段結構的受力性能和主梁下撓。

關鍵詞 連續剛構橋；合龍方案；結構應力；結構變形

中圖分類號 U448.23 文獻標識碼 A 文章編號 2096-8949（2025）02-0066-03

0 引言

連續剛構橋因其主梁與橋墩一體化的設計和形成的框架結構，有效提升了結構的承載能力，降低了建筑材料的損耗率，在經濟效益上具有顯著優勢。特別是在西南地區地勢陡峭險峻的山谷地區，連續剛構橋以其獨特的受力性能和經濟效益在西部工程建設中得到進一步的推廣應用。合龍作為結構體系轉換的關鍵步驟和最終施工階段，其施工質量不僅直接關系橋梁能否實現全線貫通，還間接影響橋梁運營階段的受力性能。在多跨連續剛構橋合龍方案的研究領域，我國眾多學者進行了深入分析。鄒毅松等[1]通過模型對比分析了力法和有限元的計算結果，發現頂推力在合龍階段的運用能夠顯著降低結構內力，提升結構的安全余度；周光偉等[2]則專注于白水湘江大橋，研究了高溫合龍對橋梁結構的性能影響，發現適時施加頂推力可以有效降低高溫造成的應力增幅；李亞林等[3]分析了設計合龍溫度下施工合龍的橋梁頂推力與合龍溫度之間存在的線性關系，發現施加頂推力能使箱梁的應力重分布，從而優化橋梁運營階段的受力性能，改善主梁的下撓和開裂問題。該文以重慶某在建的連續剛構橋為工程依托，將成橋階段結構的應力分布和變形情況作為判別依據，對多跨連續剛構橋的合龍方案和力學性能進行研究，其研究結論可為同類工程建設提供借鑒。

1 工程背景

該依托橋梁是一座七跨預應力混凝土連續剛構橋，全長1 092m，跨徑布置為（96+5×180+96）m。主梁采用單箱單室箱型截面，箱梁的頂板寬度為16.25 m，底板寬度為8.5 m，單側懸臂長度為3.875 m。箱梁截面的梁高沿1.5次拋物線，從跨中梁高4.0 m逐漸變化至根部梁高11.5 m。箱梁根部的底板厚度為170 cm，按照1.5次拋物線的變化規律漸變至跨中及邊跨支點的35 cm。箱梁腹板的厚度沿跨中至根部分別從50 cm變化至70 cm和90 cm，主梁零號塊的腹板厚度為120 cm。為滿足橋面排水和減輕結構恒載，將箱梁的頂板設計成單向橫坡，橋面鋪裝層的橫坡厚度一致。

橋梁的4號墩和9號墩為雙肢薄壁墩，交界墩和5號至8號主墩為空心薄壁墩，墩身的縱橫向尺寸均按照1/60的坡比由下至上逐漸變窄。主墩的承臺下部設置16根直徑為2.5 m的鉆孔灌注樁，以保證結構穩固。橋梁的立面布置圖詳見圖1所示：

2 合龍方案及頂推力確定

2.1 方案擬定

該依托橋梁屬于七跨連續剛構橋，選擇對稱合龍的方式進行合龍段施工。結合現場施工進度，該文選擇三種合龍方案進行對比分析。（1）方案一：邊跨—次邊跨—次中跨—中跨；（2）方案二：邊跨—次邊跨—中跨—次中跨；（3）方案三：邊跨—中跨—次邊跨—次中跨。

主橋的邊跨合龍段施工完成后開始第一次結構體系的轉化，隨后根據合龍方案在每個合龍口分次施加頂推力，綁扎合龍段鋼筋，澆筑合龍段混凝土，張拉合龍鋼束，進行結構體系轉換，直至全橋貫通。

2.2 結構建模

該橋的數值模型通過有限元分析軟件MidasCivil 2020建立，主梁和橋墩均采用梁單元進行模擬。根據現場的實際施工情況，共劃分為107種施工工況。整個橋梁模型包含622個節點和608個單元。

2.3 合龍頂推力計算

在連續剛構橋合龍段施工前，兩側的主梁懸臂端由于環境溫度變化、混凝土收縮徐變及結構體系轉變等因素產生變形。針對這一問題，在合龍段澆筑前，對兩側合龍口施加適宜的頂推力，促使墩頂產生與原有結構變形方向相反的水平位移，可有效改善后期主梁的受力狀況和跨中下撓等問題。

（1）頂推位移量確定

若計算合龍口的頂推力，需先確定合龍口的頂推位移量。橋梁在成橋后主要承受的荷載為混凝土收縮徐變和溫度作用，因此合龍頂推時需考慮的位移量主要有以下三個方面：施工階段的變形δ1、溫差作用的變形δ2、十年收縮徐變的變形δ3。成橋后橋墩不宜出現較大的水平位移，以保證結構線形符合設計要求，故合龍頂推時僅頂推收縮徐變位移變形的60%。頂推位移總量δ的計算如下所示：

采用Midas Civil2020計算各因素作用下主橋墩頂的水平位移變形，具體見表1所示（表中的位移變形值均以朝向大里程方向為正，朝向小里程方向為負；溫度變形量考慮升溫7℃）。

（2）合龍頂推力確定

橋墩在頂推力作用下處于彈性階段，頂推得到的墩頂位移量與頂推力大小呈線性關系。因此，根據二者的線性關系可得到單位頂推力作用下各墩頂的位移變形量。該文在不同合龍順序的數值分析模型中，根據合龍方案對各合龍口分別施加100 kN的頂推力，得到各墩頂的水平位移量，然后得出三種合龍方案下單位頂推力作用時各墩頂的位移變形aij（i=4～9；j=1，2，3），將其代入式（2）可以得到各合龍口的頂推力。

式中，f1——中跨頂推力（kN）；f2——次中跨頂推力（kN）；f3——次邊跨頂推力（kN）；aij——單位頂推力fj頂推作用時，i號墩的墩頂位移量（mm）。

選擇不同合龍方案施工時，計算得到的合龍頂推力也有所差異。根據單位頂推力作用下各墩頂的水平位移量aij和表1的墩頂位移量，計算得到不同合龍方案下合龍段施工時各合龍口所需的頂推力。不同方案下各合龍口所需施加的水平頂推力見表2所示：

3 力學性能分析

根據表2計算得到各合龍方案下的頂推力值，將其代入有限元數值分析模型進行計算，分析不同合龍方案下成橋階段橋梁結構的應力分布（見表3所示）和變形情況（見表4所示）。

3.1 結構應力分析

方案一的結構應力分布圖如圖3～5所示，三個方案的結構應力分布結果見表3所示。

從表3可以看出，橋梁選擇不同合龍方案進行施工時，成橋階段箱梁截面的上下緣均處于受壓狀態，截面上緣的最大壓應力值為-11.5 MPa，下緣最大壓應力值為-10.1 MPa；主墩的墩底最大壓應力值為-6.6 MPa。由此可知，橋梁結構的主梁和橋墩在選擇不同合龍方案施工時，結構的應力變化不顯著，且各構件的最大壓應力值未超過《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG 3362—2018）規定的混凝土允許壓應力值18.4 MPa，表明在不同合龍方案下，橋梁結構的主梁和橋墩均處于安全狀態。

3.2 結構變形分析

方案一的結構變形分布圖如圖6～7所示，三個方案的結構變形分布結果見表4所示。

從表4可以看出，選擇不同合龍方案進行施工時，能有效改善成橋階段的主梁豎向變形，但對橋墩墩頂的水平位移變形影響較小；采用不同的合龍頂推方案，可以改變主梁撓度峰值的出現位置，但無法改變橋墩的最不利變形情況。

4 結論

該文以重慶某高速公路連續剛構橋為工程依托，研究多跨連續剛構橋在不同合龍方案下主梁和橋墩的力學性能，得到以下結論：

（1）選擇不同合龍方案時，對橋梁結構的應力分布和墩頂的水平位移變形無明顯影響，但對主梁豎向變形的影響較為顯著。

（2）對于多跨連續剛構橋，選擇合理的合龍方案，不僅可以有效降低施工所需的頂推力和施工難度，還可以顯著降低成橋階段的主梁變形，改善橋梁結構的受力性能。

參考文獻

[1]鄒毅松，單榮相.連續剛構橋合龍頂推力的確定[J].重慶交通學院學報， 2006（2）：12-15.

[2]周光偉，陳得良，劉榕.連續剛構橋合攏溫度的合理確定及高溫合攏對策[J].長沙交通學院學報， 2006（3）：15-19.

[3]李亞林，周瑋.連續剛構橋頂推力計算方法及受力性能分析[J].交通科技與經濟， 2007（5）：6-8.