潘　浩

(湖南路橋建設(shè)集團有限責任公司，湖南 長沙　410004)

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剛構(gòu)-連續(xù)組合橋合龍施工頂推力研究

潘浩

(湖南路橋建設(shè)集團有限責任公司，湖南 長沙410004)

大跨度剛構(gòu)-連續(xù)組合橋懸臂施工合龍時，受諸多因素影響，需通過施加頂推力的方式對橋梁結(jié)構(gòu)線型進行調(diào)整，以達到最優(yōu)的成橋狀態(tài)。以某(72+3×128+72)m高墩大跨剛構(gòu)-連續(xù)組合橋為工程背景，基于剛構(gòu)橋頂推合龍工序，建立該橋施工仿真有限元模型，考慮溫度變形和收縮徐變對墩頂變形的影響，對實際橋墩剛度及約束條件下的施工頂推力進行研究。研究結(jié)果表明：高溫合龍及收縮徐變均會造成梁體工后縮短并引起墩頂位移，需在合龍前進行頂推；橋墩剛度及約束條件對頂推力均存在較大影響；綜合考慮合龍溫度、收縮徐變及橋墩剛度等因素確定的合理頂推力有效控制了梁體縱向變形，合龍誤差滿足相關(guān)要求。

；剛構(gòu)-連續(xù)組合橋；合龍施工；溫度變形；收縮徐變；頂推力

0　引言

剛構(gòu)-連續(xù)組合具有受力合理、構(gòu)造簡單、易于維護、造價低等特點，廣泛應用于我國山區(qū)公路及跨河道路[1]。大跨度剛構(gòu)-連續(xù)組合常采用懸澆法對稱施工，并在各懸澆塊末端進行合龍施工，以形成全橋結(jié)構(gòu)體系。剛構(gòu)橋合龍施工工序較為復雜，主要工序包括壓重、安裝合龍段勁性骨架、澆注合龍段混凝土、張拉預應力等[2-6]。而對于高墩大跨剛構(gòu)-連續(xù)組合橋，其溫度變形及收縮徐變效應明顯，需采用頂推方式對其進行補償。

本文以某(72+3×128+72)m高墩大跨剛構(gòu)-連續(xù)組合橋為依托，綜合考慮溫度變形和收縮徐變對墩頂變形的影響，研究實際橋墩剛度及約束條件下的剛構(gòu)-連續(xù)組合橋合龍施工頂推力。

1　工程概況

某山區(qū)高速公路預應力混凝土剛構(gòu)-連續(xù)梁組合體系橋梁跨徑組合為(72+3×128+72)m，橋面寬度15.5 m，采用單箱單室截面，墩頂梁高7.2 m，跨中梁高3.2 m，橋型布置圖見圖1。該橋位于峽谷地區(qū)，橋墩高度相差較大，且1#、2#、6#墩處設(shè)有支座，3#～5#墩與梁體固結(jié)，全橋呈非對稱結(jié)構(gòu)體系。下部結(jié)構(gòu)采用單肢薄壁空心墩，配以承臺樁基礎(chǔ)，最大墩高達105 m。

圖1　全橋橋型布置圖(單位；m)

混凝土剛構(gòu)-連續(xù)梁組合橋通常采用對稱懸澆施工，合龍順序為先邊跨合龍(第1跨和第5跨)，再中跨合龍(第3跨)，最后合龍次中跨(第2跨和第4跨)。鑒于2#、3#墩T構(gòu)施工進度較快，4#、5#墩T構(gòu)施工進度落后，而該橋為全線控制性工程，需盡快完工，經(jīng)設(shè)計計算、專家論證，對大橋的合龍順序進行調(diào)整。調(diào)整后的大橋合龍方案為：先合龍第1跨和第2跨，再同時合龍第3、4、5跨，并在第3跨和第4跨處進行合龍前頂推。

2　頂推合龍工序流程

該剛構(gòu)-連續(xù)梁組合橋最終采用兩階段合龍方案，而頂推施工時，第1跨和第2跨已經(jīng)合龍，形成超靜定體系，且各墩高相差較大，全橋呈非對稱結(jié)構(gòu)，合龍精度較難控制，其頂推合龍施工的流程如圖2所示。

圖2　頂推施工工序流程圖

圖2中各關(guān)鍵工序流程的施工要點如下：

1) 平衡壓重：合龍施工前，在各個T構(gòu)懸臂端進行平衡壓重，將梁段線形調(diào)整至合龍線形，并在澆注混凝土的同時進行等重卸載。

2) 持續(xù)觀測：在合龍前應進行持續(xù)觀測，確保各個T構(gòu)達到穩(wěn)定狀態(tài)。持續(xù)觀測頻率為2 h/次，時間不短于48 h，再根據(jù)現(xiàn)場觀測數(shù)據(jù)確定合龍時間。最佳合龍時間一般在夜間，此時梁體溫度較低且穩(wěn)定性好，易于控制合龍誤差。

3) 誤差調(diào)整：根據(jù)觀測數(shù)據(jù)確定合龍前壓重確需調(diào)整的，可對懸臂端壓重進行適當調(diào)整，但幅度不宜過大，防止不對稱荷載超限。

4) 施加頂推力：頂推施工壓縮已澆梁段并產(chǎn)生墩頂縱橋向變形，對橋梁結(jié)構(gòu)溫度變形及收縮徐變變形具有一定的抵消作用，使全橋成橋后受力更為合理。

5) 鎖定勁性骨架：在達到頂推力及頂推變形后，立即鎖定各個合龍段的勁性骨架。

6) 澆注混凝土：勁性骨架焊接鎖定后，宜盡快澆注合龍段混凝土，避免太陽照射引起橋梁溫度變化對合龍精度造成影響?；炷翝沧⒌耐瑫r應等重卸除壓重，確保合龍段混凝土的受力與設(shè)計情況相同。

7) 張拉合龍段鋼束：合龍段混凝土強度、齡期均達到標準后，按照設(shè)計要求張拉合龍段預應力束，張拉順序先近腹板束后遠腹板束、先長束后短束。

8) 體系轉(zhuǎn)換：解除支座處臨時固結(jié)將釋放墩頂彎矩，引發(fā)相鄰跨的受力、變形重分布，為確保結(jié)構(gòu)安全，在上部結(jié)構(gòu)合龍段鋼束張拉完畢后，方可解除墩頂臨時固結(jié)。

3　頂推合龍控制分析

基于MIDAS/Civil平臺建立全橋施工仿真有限元模型，剛構(gòu)-連續(xù)梁組合橋模型包括主梁及2#～5#墩，均采用梁單元進行模擬，全橋共計356個單元，其中主梁單元184個，橋墩單元172個。2#墩為臨時固結(jié)，體系轉(zhuǎn)換后為縱向滑動支座，其余墩均為墩梁固結(jié)。墩底約束為固結(jié)，假設(shè)樁基剛度無窮大，頂推力則采用集中力進行模擬。本文主要研究懸臂澆注完成后頂推合龍各個工序的橋梁結(jié)構(gòu)受力及變形規(guī)律。

3.1溫度變形特性

在某一特定地區(qū)，環(huán)境溫度在設(shè)計溫度附近變化，當合龍時溫度比設(shè)計溫度高時，會導致成橋后結(jié)構(gòu)升溫空間小于降溫空間。當結(jié)構(gòu)溫度下降時，梁體變短、墩頂產(chǎn)生水平位移，甚至可能引發(fā)墩身開裂等病害。計算橋梁結(jié)構(gòu)在系統(tǒng)降溫條件下的墩頂順橋向位移與溫度變幅的關(guān)系，并將結(jié)果繪于圖3。

圖3　溫度變化對應的墩頂位移

圖3中數(shù)據(jù)曲線表明，溫度變化引起的墩頂順橋向位移與溫度變幅呈線性關(guān)系。溫度變化越大，各墩頂位移值越大，需頂推抵消的位移量也就越大，當降溫溫差達15 ℃時，6#墩墩頂位移量達43.9 mm。根據(jù)剛度分配原則，各個墩頂處的縱向位移量各不相同，且方向均指向中跨跨中位置。

3.2收縮徐變變形特性

橋梁結(jié)構(gòu)成橋后，收縮徐變作用下，梁體縱向長度縮短引起墩頂縱向變位。橋墩處于壓彎受力狀態(tài)，彎矩作用下一側(cè)受拉，另一側(cè)受壓，當彎矩足夠大時，拉應力水平甚至可以超過軸壓作用，致使橋墩單側(cè)承受拉應力而出現(xiàn)墩身開裂等病害?；谟邢拊抡婺Ｐ停嬎闶湛s徐變條件下橋梁墩頂順橋向位移，并將結(jié)果繪于圖4。

圖4　收縮徐變對應的墩頂位移

圖4曲線數(shù)據(jù)表明，收縮徐變作用下，全橋結(jié)構(gòu)的變形隨時間推移呈非線性變化趨勢，并逐步趨于穩(wěn)定。在6#墩墩頂，10 a收縮徐變引起的最大位移可達60.9 mm。根據(jù)剛度分配原則，各墩墩頂均產(chǎn)生不同幅度指向中跨跨中的變位。參照國內(nèi)外多座類似橋梁經(jīng)驗及專家意見，確定頂推施工時變形抵消5 a收縮徐變引起的墩頂位移。

3.3頂推變形特性

根據(jù)調(diào)整后的施工方案，僅在第2合龍階段進行頂推，而第1合龍階段結(jié)束后第1跨和第2跨已合龍形成Π構(gòu)超靜定體系，4#、5#墩處仍為T構(gòu)靜定結(jié)構(gòu)體系。頂推力需要結(jié)構(gòu)變形產(chǎn)生的抗力來平衡，Π構(gòu)的在頂推力作用下，由橋墩變形和支座摩阻力共同提供抗力；4#、5#墩T構(gòu)的頂推力抗力均由橋墩變形提供。計算不同頂推力作用下，各個Π構(gòu)和T構(gòu)的墩頂變形規(guī)律，其頂推變形特性如圖5所示。

圖5　頂推力對應的墩頂位移

圖5中數(shù)據(jù)表明，Π構(gòu)為超靜定體系，有多點提供頂推抗力，其頂推剛度最大；4#墩T構(gòu)的墩高最大，在頂推力作用下變形最顯著；5#墩T構(gòu)變形曲線界于前述二者之間。根據(jù)各個Π構(gòu)和T構(gòu)的墩頂變形規(guī)律可知，為達到相同的頂推位移，其頂推力大小與墩身剛度成正比，與墩高成反比，且超靜定Π構(gòu)的頂推難度比靜定T構(gòu)大。

3.4施工頂推力

基于溫度及收縮徐變變形分析可知，施工頂推力的取值與合龍溫度值及考慮的收縮徐變時長有關(guān)。據(jù)現(xiàn)場持續(xù)觀測結(jié)果，確定合龍溫度為22 ℃，較設(shè)計合龍溫度高8 ℃；根據(jù)相關(guān)資料確定考慮收縮徐變時長5 a，計算得到各個墩頂位置所需的頂推補償位移值見表1。

表1 墩頂順橋向位移補償量位置位移量/mm溫度效應收縮徐變效應補償量合計1#墩墩頂21.642.764.32#墩墩頂15.731.447.13#墩墩頂4.89.714.54#墩墩頂-6.8-14.2-21.05#墩墩頂-17.7-36.2-53.96#墩墩頂-23.4-48.2-71.6

由于頂推力只能對稱施加，其作用于Π構(gòu)和T構(gòu)上的頂推力如圖6所示，Π構(gòu)受到頂推力值為F1，4#墩T構(gòu)受到的頂推力為(F1-F2)，5#墩T構(gòu)受到的頂推力為F2。

圖6　頂推力示意圖

基于表1中的變形補償量及圖6的受力圖示，計算頂推力大小，受頂推力形式限制，最佳頂推力為盡可能接近各頂位移值要求的近似解。求解得到F1=1 490 kN，F(xiàn)2=1 210 kN，此時Π構(gòu)的位移量為-42.9 mm，4#墩T構(gòu)墩頂位移為24.8 mm，5#墩T構(gòu)墩頂位移為58.7 mm，各墩頂處的位移量均與目標位移值相差在5 mm以內(nèi)。此頂推力組合可補償由于溫度變形及收縮徐變引起的梁體變形及橋墩偏轉(zhuǎn)問題。

3.5頂推控制參數(shù)

求解施工頂推力后，將頂推力荷載輸入施工仿真模型中，求解線形控制的關(guān)鍵參數(shù)，第3跨頂推力對應的相對位移為67.7 mm，而第4跨處的相對位移量為33.9 mm。頂推工序?qū)⒑淆埗蝺蓚?cè)梁段向外頂出一定的位移，使合龍段的長度增大一定長度，有效補償了合龍溫度偏高及成橋后收縮徐變引起的梁段縮短效應。頂推力在引起墩頂水平位移的同時會導致Π構(gòu)和T構(gòu)的轉(zhuǎn)角，從而在懸臂端出現(xiàn)豎向位移。頂推力作用下各跨合龍段左右側(cè)的撓度值如表2所示。

表2 頂推力作用下懸臂端撓度變形位置懸臂端撓度/mm第3跨小里程側(cè)40.1大里程側(cè)26.5第4跨小里程側(cè)-24.4大里程側(cè)76.8第5跨小里程側(cè)-75.7

表2中數(shù)據(jù)表明，頂推施工會造成各個懸臂端發(fā)生較大的豎向位移，其中第4跨合龍段大里程側(cè)上撓達76.8 mm，而小里程側(cè)則下?lián)?4.4 mm，該合龍段兩側(cè)豎向相對變形過大，造成合龍控制困難。因此，在各個T構(gòu)對稱懸澆時應提前調(diào)整梁段標高，減小合龍段兩側(cè)標高誤差，確保大橋順利合龍。

4　結(jié)論

以某(72+3×128+72)m剛構(gòu)-連續(xù)組合橋為工程背景，考慮結(jié)構(gòu)溫度效應及收縮徐變效應對結(jié)構(gòu)變形的影響，分析實際施工步驟及橋墩剛度條件下的合龍頂推力，并得到以下結(jié)論：

1) 該剛構(gòu)-連續(xù)組合橋的頂推合龍施工包括平衡壓重、持續(xù)觀測、誤差調(diào)整、施加頂推力、鎖定勁性骨架、澆注混凝土、張拉合龍段鋼束以及體系轉(zhuǎn)換等多項關(guān)鍵工序，施工過程應嚴格滿足各工序操作要求，確保結(jié)構(gòu)合龍誤差在允許范圍內(nèi)。

2) 基于結(jié)構(gòu)溫度效應及收縮徐變效應分析，確定合龍溫度越高，對應的溫度效應補償頂推力越大；成橋后結(jié)構(gòu)的收縮徐變效應隨時間推移呈非線性趨勢，并逐漸減弱，確定合龍頂推力計入5 a的收縮徐變效應。頂推力的大小應綜合考慮溫度效應及收縮徐變效應的影響。

3) 基于頂推力作用下墩頂位移分析可知，為達到相同的頂推補償位移，所需的頂推力大小與墩身剛度成正比，與墩高成反比，且超靜定Π構(gòu)的頂推難度比靜定T構(gòu)大。

4) 頂推施工在產(chǎn)生結(jié)構(gòu)縱向位移的同時，會引起結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角，導致懸臂端產(chǎn)生豎向位移，且靜定T構(gòu)懸臂端的撓度尤為顯著，在懸臂澆注各個梁段過程中應通過設(shè)置預拱度方式予以消除，否則會導致合龍困難。

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2015-12-08

潘浩(1978-)，男，工程師，從事施工技術(shù)和管理工作。

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