夏培華，杜松

（中交第二航務(wù)工程局有限公司，長(zhǎng)大橋梁施工技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430014）

0 引言

隨著我國(guó)公路交通事業(yè)的飛速發(fā)展，預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋逐步向高墩大跨多跨方向發(fā)展。多跨連續(xù)剛構(gòu)橋在施工與后期運(yùn)營(yíng)過(guò)程中受梁段自重、收縮、徐變等各種因素的影響，會(huì)產(chǎn)生很大撓度。由于連續(xù)剛構(gòu)橋是墩梁固結(jié)體系，在引起豎向位移的同時(shí)，也會(huì)使主墩產(chǎn)生較大的水平位移，且跨度越大水平位移越大，為了消除此影響，在連續(xù)剛構(gòu)橋中跨合龍時(shí)對(duì)梁體施加一對(duì)水平頂推力，給主墩施加一個(gè)反向位移，來(lái)抵消合龍溫差、后期收縮徐變等因素引起的水平位移。目前，連續(xù)剛構(gòu)橋一般按“對(duì)稱懸臂澆筑→邊跨合龍→中跨合龍”的順序進(jìn)行施工，對(duì)于多跨連續(xù)剛構(gòu)橋，由于其跨徑大、連續(xù)孔數(shù)多及高次超靜定等因素，頂推力的大小不僅與水平位移量有關(guān)，還與合龍順序有關(guān)。因此有必要對(duì)多跨連續(xù)剛構(gòu)橋水平頂推力與合龍順序進(jìn)行優(yōu)化計(jì)算。本文結(jié)合工程實(shí)例，開(kāi)展單樁獨(dú)柱墩多跨連續(xù)剛構(gòu)橋合龍方案和頂推計(jì)算的研究。

1 工程概況

嘉紹大橋南岸水中區(qū)引橋?yàn)?×70+（70+120+70）+4×70=1 030m連續(xù)剛構(gòu)橋，左右幅分幅設(shè)置，本文分析第一聯(lián)7×70m等截面預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，見(jiàn)圖1。橋梁斷面為單箱雙室，箱梁梁高4.0m，頂板寬19.8m，底板寬10.9m。箱梁橋面2%的橫坡由箱梁整體翻轉(zhuǎn)實(shí)現(xiàn)。基礎(chǔ)采用單樁獨(dú)柱墩，樁基為3.8m的大直徑鉆孔灌注樁，樁長(zhǎng)105m，橋墩為橫向展開(kāi)的圓柱式墩身，墩高40m左右。橋墩與樁基直接相連，不設(shè)承臺(tái)。

2 有限元分析模型

多跨連續(xù)剛構(gòu)橋?qū)俣啻纬o定，施工順序復(fù)雜，因此采用MIDAS/CIVIL建立有限元計(jì)算模型。主梁劃分為149個(gè)單元，6個(gè)主墩劃分為158個(gè)單元。本橋樁基與橋墩采用無(wú)承臺(tái)結(jié)構(gòu)的單樁獨(dú)柱結(jié)構(gòu)，樁長(zhǎng)105m，墩高40m左右。由于該橋無(wú)承臺(tái)，且樁長(zhǎng)很長(zhǎng)，因此建模計(jì)算根據(jù)JTJ254-98《港口工程樁基規(guī)范》中4.3.3節(jié)，計(jì)算彈性長(zhǎng)樁的受彎嵌固點(diǎn)深度，在墩底下12m。有限元模型如圖2。

圖2 有限元模型

根據(jù)設(shè)計(jì)施工順序（由邊跨依次向中跨合龍），計(jì)算主跨在長(zhǎng)期荷載作用下（不頂推）各墩頂將發(fā)生較大的水平位移，具體數(shù)值見(jiàn)表1，相應(yīng)的位移如圖3所示。

表1 主梁部分控制截面水平位移（未頂推）mm

圖3 10 a收縮徐變后位移變形圖（未頂推）

3 合龍方案優(yōu)化研究與頂推力計(jì)算

根據(jù)嘉紹引橋連續(xù)剛構(gòu)橋的特點(diǎn)，本文提出3個(gè)可行的合龍方案。

方案一：合龍順序?yàn)?，邊跨→次邊跨→次中跨→中跨。該方案只在中跨合龍前施加頂推力?/p>

方案二：合龍順序與方案一相同。次邊跨、次中跨、中跨合龍前分別施加一次頂推力。

方案三：合龍順序?yàn)椋哼吙纭锌纭沃锌纭芜吙?。在中跨、次中跨、次邊跨合龍前分別施加一次頂推力。

理想的頂推是消除表1中10 a收縮徐變后的水平位移，使其位移為0，而實(shí)際上很難做到，且無(wú)必要。因?yàn)闃蛄汉淆埡鬄槌o定結(jié)構(gòu)；而且其水平位移大部分是在成橋以后發(fā)生的，若將10 a收縮徐變的位移量完全頂推到位，勢(shì)必造成成橋后反向水平位移過(guò)大，這對(duì)橋梁的受力也是不利的。經(jīng)試算與經(jīng)驗(yàn)，確定按75%的水平位移量作為頂推位移量。

方案一，不同的頂推力與各主墩墩底截面應(yīng)力關(guān)系如圖4、圖5所示（壓為正，拉為負(fù)。圖中：“x邊”表示x號(hào)墩靠邊跨側(cè)位置；“x中”表示x號(hào)墩靠跨中側(cè)位置。以下各圖同），各主墩墩頂水平位移見(jiàn)表2。

圖4 方案一頂推階段墩底應(yīng)力圖

圖5 方案一10 a收縮徐變后墩底應(yīng)力圖

表2 方案一在不同頂推力作用下各墩頂10 a收縮徐變后水平位移 mm

從圖4、圖5可以看出，各墩底應(yīng)力與頂推力成線性關(guān)系，隨著頂推力的增大，墩底跨中側(cè)壓應(yīng)力減小，拉應(yīng)力增大，且在施加頂推力階段，3號(hào)墩底拉應(yīng)力在4 000 kN時(shí)已達(dá)到3.8MPa；墩底邊跨側(cè)壓應(yīng)力增大，拉應(yīng)力減小。從長(zhǎng)期來(lái)看，墩底兩側(cè)應(yīng)力差減小，說(shuō)明墩的受力更趨于合理。但在頂推階段出現(xiàn)了較大的拉應(yīng)力，對(duì)主墩短期受力不利，容易產(chǎn)生裂縫。

從表2可以看出，頂推力為2 000 kN時(shí)，2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)、5號(hào)墩頂水平位移較接近25%的水平位移量，但7號(hào)、1號(hào)、6號(hào)、8號(hào)墩的位移量遠(yuǎn)遠(yuǎn)沒(méi)有達(dá)到，雖然4 000 kN時(shí)水平位移有所接近，但仍相差較大，且此時(shí)3號(hào)墩的反向水平位移過(guò)大，墩底拉應(yīng)力也很大，故該方案頂推后線性不理想。

方案二，根據(jù)表2可以看出，頂推力與水平位移基本成線性關(guān)系，在頂推階段施加100 kN的頂推力后，可得到各墩頂產(chǎn)生的水平位移，見(jiàn)表3。

表3 方案二各頂推位置100 kN頂推力各主墩墩頂水平位移增量 mm

根據(jù)表1中75%的水平位移量來(lái)估算頂推力的大小。由于在次中跨，中跨合龍時(shí)，單獨(dú)的T構(gòu)梁在頂推力作用下會(huì)產(chǎn)生反向的位移，因此在確定次中跨、中跨頂推量時(shí)，必須加上該反向位移。于是根據(jù)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)墩可列出下列方程，7號(hào)墩與1號(hào)墩為同一頂推力。

式中：Δij為100 kN頂推力在主墩頂產(chǎn)生的水平位移增量（i表示墩號(hào)，j表示合龍頂推順序）；Pi為合龍頂推力，100 kN；δi為表1中1～3號(hào)墩75%的水平位移。

求得三次合龍頂推力分別為，P1=220 kN，P2=250 kN，P3=4 600 kN。同理根據(jù)4號(hào)，5號(hào)，6號(hào)墩也可以求得一組頂推力，P1′=230 kN，P2′=320 kN，P3′=5 600 kN。為了保證中跨合龍對(duì)稱頂推施工，故最終得到的中跨合龍頂推力為5 100 kN。根據(jù)上述估算，取中跨合龍力4 000 kN，4 500 kN，5 000 kN各模擬一組。

不同的中跨頂推力作用下，各主墩墩底截面應(yīng)力關(guān)系如圖6、圖7所示（壓為正，拉為負(fù)），各主墩墩頂水平位移如表4示。

圖6 方案二中跨頂推階段墩底應(yīng)力圖

圖7 方案二10 a收縮徐變后墩底應(yīng)力圖

表4 方案二在不同中跨頂推力作用下各墩頂10 a收縮徐變后水平位移 mm

從圖6、圖7可以看出，中跨頂推時(shí)隨頂推力增大跨中側(cè)拉應(yīng)力增大（5 000 kN時(shí)已達(dá)3.26MPa），邊跨側(cè)壓應(yīng)力增大，墩底兩側(cè)應(yīng)力差較大，收縮徐變完成后，墩底兩側(cè)拉應(yīng)力差明顯減小，墩子受力越來(lái)越均勻，且2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)、5號(hào)隨頂推力增大應(yīng)力差增大，1號(hào)、6號(hào)墩應(yīng)力差減小。

從表4可以看出，頂推力為4 500 kN時(shí)，各主墩墩頂水平位移接近25%的水平位移量，但7號(hào)、8號(hào)墩的位移量還有一定差距，此時(shí)在3號(hào)墩底也產(chǎn)生了2.61MPa的拉應(yīng)力。與方案一相比，該方案水平位移控制較好，但頂推次數(shù)多，頂推力大，且墩底也出現(xiàn)了較大的拉應(yīng)力，墩底易產(chǎn)生裂縫，因此該方案也不太理想。

方案三，根據(jù)表1中75%的水平位移量來(lái)估算頂推力的大小。由有限元模型計(jì)算得出各合龍?zhí)幨┘?00 kN頂推力后各墩頂水平位移增量，見(jiàn)表5。由于水平頂推力與位移成線性關(guān)系，故可計(jì)算水平頂推力：

式中：Δi為100 kN頂推后各墩頂位移增量；Pi為頂推力，kN；δi為表1中各墩頂75%的水平位移。代入數(shù)據(jù)得：

表5 方案三各頂推位置100 kN頂推力各主墩墩頂水平位移增量 mm

為保證中跨對(duì)稱頂推施工，取P3=P4=（76+45）/2=60 kN，1號(hào)與7號(hào)墩，6號(hào)墩與8號(hào)墩是同一頂推力，故P1=P2=（1 760+2 300）/2=2 030 kN，P6=P8=（2 000+2 800）/2=2 400 kN。為分析不同頂推力產(chǎn)生的影響，頂推力取全橋?qū)ΨQ布置，此處在中跨合龍時(shí)施加頂推力60 kN，次中跨合龍取150 kN、250 kN各模擬一組，計(jì)算次邊跨在不同頂推力（1 500 kN、1 800 kN、2 100 kN）作用下的應(yīng)力與位移，實(shí)際施工時(shí)可根據(jù)實(shí)際確定的頂推力來(lái)施工。

各主墩墩底截面應(yīng)力關(guān)系如圖8、圖9所示（壓為正，拉為負(fù)），各主墩墩頂水平位移如表6所示。

從圖8、圖9可以看出，2號(hào)、5號(hào)墩底應(yīng)力只與次中跨頂推力有關(guān)，而與次邊跨頂推力無(wú)關(guān)。1號(hào)、6號(hào)墩底應(yīng)力只與次邊跨頂推力有關(guān)而與次中跨頂推力無(wú)關(guān)。次中跨頂推時(shí)隨頂推力增大1號(hào)、6號(hào)墩底跨中側(cè)拉應(yīng)力增大，邊跨側(cè)壓應(yīng)力增大，墩底兩側(cè)應(yīng)力差較大，收縮徐變完成后，墩底兩側(cè)拉應(yīng)力差明顯減小，墩子受力趨于均勻。

圖8 方案三邊跨頂推階段墩底應(yīng)力圖

圖9 方案三10 a收縮徐變后墩底應(yīng)力圖

表6 方案三10 a收縮徐變后各主墩墩頂水平位移 mm

從表6可以看出，次中跨頂推力的變化只對(duì)2號(hào)、5號(hào)墩頂水平位移有影響，對(duì)3號(hào)、4號(hào)墩頂水平位移沒(méi)有影響，次邊跨頂推力的變化只對(duì)邊墩水平位移有影響，而對(duì)其它墩沒(méi)有影響。且不像方案二在次邊跨、次中跨頂推時(shí)還有向反方向的位移，因此能很好地控制2號(hào)、5號(hào)墩頂?shù)乃轿灰?，同時(shí)1號(hào)、6號(hào)、7號(hào)、8號(hào)的水平位移也能很好地控制。次邊跨頂推力大于1 800 kN時(shí)，1號(hào)、6號(hào)、7號(hào)、8號(hào)水平位移較接近25%的水平位移量，但其它墩的反向水平位移量過(guò)大，且1號(hào)墩和7號(hào)墩出現(xiàn)了很大的拉應(yīng)力。不利于墩的受力，通過(guò)對(duì)比表1，可以確定方案三的合龍頂推力依次為，中跨60 kN，次中跨150 kN，次邊跨1 500 kN。

比較方案一、二、三，方案一、二雖然是常規(guī)的合龍順序，但頂推力大，頂推線性不易控制。方案三雖然頂推次數(shù)多，但頂推力小，線性調(diào)整理想，因此方案三為最佳方案。

4 結(jié)論

本文針對(duì)單樁獨(dú)柱多跨連續(xù)剛構(gòu)橋的構(gòu)造特點(diǎn)，結(jié)合嘉紹大橋南岸引橋工程，提出了3個(gè)合龍及頂推方案，開(kāi)展了相應(yīng)的應(yīng)力與變形及頂推力大小分析，得出如下結(jié)論：

1）對(duì)于多跨連續(xù)剛構(gòu)橋合龍，多次頂推比一次頂推更合理，頂推力與水平位移成線性關(guān)系。

2）合龍順序?yàn)檫吙绾淆垺锌珥斖坪淆垺沃锌珥斖坪淆垺芜吙珥斖坪淆?，較邊跨合龍→次邊跨（頂推）合龍→次中跨（頂推）合龍→中跨頂推合龍更適合七跨一聯(lián)的單樁獨(dú)柱墩連續(xù)剛構(gòu)橋，能有效減小主梁在長(zhǎng)期作用下的水平位移，改善主梁受力性能。且施加頂推力后，既減小了墩頂?shù)乃轿灰?，也增?qiáng)了單樁獨(dú)柱橋墩的穩(wěn)定性，還有效地改善了主墩的受力。因此，對(duì)于多跨長(zhǎng)聯(lián)連續(xù)剛構(gòu)橋，在合龍前進(jìn)行頂推是非常必要的。

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