不等雙主跨剛構-連續組合梁橋合龍方案計算分析

2025-09-09 00:00:00王勇

四川建筑 2025年3期

【中圖分類號】 U448.21⁺6

【文獻標志碼】 A

0 引言

對于大跨剛構-連續組合梁橋合龍順序、合龍方案我國已有較多研究成果：曾振華等[1]以矮寨剛構橋為工程實例分析得出在某個特定的合龍順序下，臨時固結的拆除順序對成橋后結構內部應力和線性影響不大；劉文強等[2]以某八跨剛構-連續組合梁體系梁橋為研究對象，通過采用MIDAS/CIVIL有限元軟件，對該橋梁在三種合龍溫度作用下不同合龍順序的受力和變形進行了分析和對比；胡建明等[3以大龍灘右線特大橋為工程實例，對比了各種合龍方案的變形和應力，選擇了最佳的施工方案，且在優化合龍順序及頂推力后結構仍不滿足規范的情況下，適當在跨中合龍前施加一定壓重是簡單可行的。

由于其特有的結構形式，不同成橋合龍方案對結構內力及變形都有影響，合龍方案是橋梁能否達到合理成橋狀態及應力水平的關鍵，因此擬定合適的合龍方案是設計和施工控制中的重點[4]。現以鎮巴至廣安高速公路永安通江河特大橋為工程背景，通過建立不同合龍方案的有限元分析模型，對不等雙主跨剛構-連續組合梁橋不同合龍順序的優化及頂推合龍的合理性進行了研究。

1 工程概況

鎮巴至廣安高速公路鎮巴（川陜界）至王坪段是鎮巴至廣安至重慶高速公路的重要組成路段。

永安通江河特大橋位于通江縣永安鎮，跨越通江河而設，是鎮廣高速通廣段的一座重要橋梁，橋梁全長 586.5m □主橋跨徑組合 72+155+180+95 ） m 剛構－連續組合梁，全長 502m 。剛構-連續組合梁主梁為分幅式單箱單室截面，每幅箱梁頂板寬 12.85m ，底板寬 7.35m ，兩翼板懸臂長2.75m ，箱梁梁高、底板厚度分別按1.8次、1.6次拋物線變化，箱梁頂板設置成 2% 單向橫坡。主梁采用C60混凝土三向預應力混凝土結構，2號、3號主墩采用空心薄壁箱形墩，1號主墩采用實心方墩，材料采用C50混凝土。單幅主橋共有兩個邊跨合龍段和兩個中跨合龍段。下部0號、1號、4號墩頂設支座，2號～3號墩墩梁固結，其中1號、2號和3號主橋墩墩高分別為 18m.91.5m 和 75.5m ，全橋上部、下部呈非對稱的結構。永安通江河特大橋主橋橋型總體布置、箱梁斷面如圖1、圖2所示。

圖1永安通江河大橋主橋橋型總體布置（單位： cm ）

圖2主橋箱梁斷面（單位：cm）

2有限元模型與合龍方案

2.1 合龍方案擬定

根據剛構-連續組合梁橋結構體系特點，為比較不同合龍方案下主梁的豎向撓度、應力的變化，提出了三個中跨合龍方案進行計算分析。方案 ① ：合龍方式按邊跨合龍一不等雙主跨同時合龍，解除1號墩臨時固結；方案 ② ：合龍方式按邊跨合龍一 180m 主跨合龍一 155m 主跨合龍，解除臨時固結；方案 ③ （設計文件方案）：合龍方式按邊跨合龍一 155m 主跨合龍，解除臨時固結主跨順序合龍。

2.2 有限元模型建立

通過有限元軟件MIDAS/CIVIL建立了3個合龍方案的計算模型，并對施工階段進行了模擬分析。主梁劃分為168個單元，主墩及基礎劃分為77個單元。有限元模型如圖3所示。

圖3有限元計算模型示意

3 合龍方案分析

3.1主梁豎向累積撓度對比分析

為了分析不等雙主跨剛構-連續組合梁橋不同合龍方案對施工過程豎向累積撓度及應力的影響，本文通過建立3種合龍方案的有限元模型進行對比分析。不同方案下成橋狀態主梁的豎向累積撓度（向上為“+”，向下為“-”）計算結果如圖4所示。

圖4成橋階段主梁的豎向累積撓度

由圖4可知，采用不同的邊、中跨合龍方案會對主梁的豎向累積撓度有較大的影響。方案2、方案3豎向累積撓度變化趨勢基本一致，兩邊跨的豎向累積撓度基本相同，在180m主跨跨中至 2^# 墩范圍內方案3豎向累積撓度比方案2最大下撓 29.96mm;155m 主跨范圍內方案3豎向累積撓度比方案2最大上撓 11.8mm 。與上述兩個方案比較，方案1的豎向撓度變化趨勢在邊跨區域有明顯不同，起點側邊跨區域向下最大豎向累積撓度 25.8mm ，正點側邊跨區域向上最大豎向累積撓度 34.1mm ，相比其他兩個方案邊跨均處于上撓。

3.2主梁應力對比分析

3個方案下成橋狀態主梁的上、下緣應力如圖5和圖6所示（壓應力為“ + ”，拉應力為“-\"）。

由圖5、圖6可知，圖中方案1～3基本接近，表明三種合龍方式下對主梁的應力差異較小，3個方案主梁上緣最大壓應力 12.724MPa ，上緣最小壓應力 2.650MPa ，主梁下緣最大壓應力 10.881MPa ，下緣最小壓應力 1.722MPa ，結構應力狀態均在合理范圍。根據定量計算分析可知，3種合龍方案上緣應力最大差值 0.306MPa ，下緣最大應力差值0.435MPa，應力差值水平均較小，由上述分析可知，3種不同合龍方案下對主梁上下緣應力的影響較小。

圖5成橋階段主梁上緣應力

圖6成橋階段主梁下緣應力

4合龍頂推分析

連續剛構中跨合龍前進行頂推合龍，其目的是為了減小因合龍溫差和砼收縮徐變等因素對結構產生影響，從而優化固結墩柱的結構受力狀態。對于不等雙主跨剛構－連續組合梁橋，根據其結構受力特點，只需對剛構一側進行頂推，而無需在連續梁一側頂推。下面以設計合龍方案3為基礎，對180m 主跨合龍時采用不施加頂推力和施加頂推力兩種方式進行對比計算分析，可以得出兩種合龍方案下對剛構-連續組合梁橋墩頂順橋向累積位移、主梁豎向累積位移的影響關系，同時也可得出對箱梁上下緣應力狀態及對剛構固定墩2^*，3^* 縱向位移和應力的影響關系。根據上述計算分析結果，從而確定是否采用頂推合龍。

4.1位移及主梁應力對比分析

2個合龍方案下成橋狀態和10年收縮徐變墩頂累計位移值如表1所示。

由表1可知，受收縮徐變的影響，不頂推合龍方案邊跨支座縱向位移達 100.0mm，1^# 墩頂支座縱向位移達76.5mm ，固結墩 2^*，3^* 墩考慮10年收縮徐變后分別向跨中縱向位移為 39.1mm.16.5mm ；頂推合龍方案邊跨 0^# 墩頂支座縱向位移減少 26.3mm，1^# 墩頂支座縱向位移減少 25.3mm ，固結墩 2^*，3^* 考慮10年收縮徐變后的偏位量分別減少 67.2% ！81.0% . 3^# 固結墩基本處于豎直狀態。

由圖7可知，在邊跨區域不頂推合龍方案位移略大于頂推合龍方案，在中跨區域， 180m 頂推合龍方案位移明顯大于不頂推合龍方案，頂推合龍相對不頂推合龍主梁最大上拱30.5mm;155m 主跨不頂推合龍撓度小于頂推合龍，跨中頂推合龍相對不頂推合龍最大下拱 13.9mm 。這是由于頂推力作用于跨中斷面，頂推千斤頂布置相對于根部會產生一個向上的正彎矩，會造成主梁中跨懸臂梁產生一個向上的彎矩使懸臂狀態的箱梁上拱，同時造成邊跨、155m 主跨箱梁相應的下撓，相當于頂推力對邊跨、 155m 主跨下撓發展起促進作用。根據調查資料顯示，連續剛構橋成橋后由于受長期收縮徐變的影響，撓度發展趨勢是中跨下撓較為明顯，邊跨下撓基本不存在。因此采用頂推合攏對于抑制跨中下撓，保持橋面線性平順是有利的。

圖7恒載作用下考慮10年收縮徐變主梁累計豎向位移表1成橋階段和考慮10年收縮徐變后墩頂累計位移

圖8恒載作用下考慮10年收縮徐變主梁上緣應力

圖9恒載作用下考慮10年收縮徐變主梁下緣應力

由圖8、圖9可知，圖中2種合龍方式基本接近，表明2種合龍方式下對主梁的應力影響較小，原因有兩個方面：一是頂推力較小，按 1100kN 頂推力作用與跨中截面產生的壓應力僅為 0.186MPa ;二是頂推力產生的反向水平位移會經過混凝土的長期收縮徐變逐漸減少甚至消失。

4.2 固結墩內力和應力對比分析

由表2、表3可知， 180m 主跨頂推合龍，成橋階段恒載作用下固結墩頂、墩底截面彎矩更加均勻，受力更加合理；運營10年后恒載作用下， 2^*，3^* 固結墩墩底永久性彎矩分別減少至 24.4%.17.6% ，顯著改善了固結墩的受力狀態；固結墩墩身截面壓應力在運營10年后，墩身截面上下緣應力更加均勻，有效改善了墩身上下緣應力分布。

表2恒載作用下固結墩墩頂、墩底截面彎矩