申亞洲

（衡陽(yáng)市交通建設(shè)投資有限公司，湖南衡陽(yáng) 421000）

合龍頂推對(duì)橋梁線形及應(yīng)力分布的影響分析

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（衡陽(yáng)市交通建設(shè)投資有限公司，湖南衡陽(yáng) 421000）

以茅葉灘湘江大橋?yàn)楣こ瘫尘?，運(yùn)用MIDAS模擬六跨連續(xù)剛構(gòu)橋空間梁?jiǎn)卧?，根?jù)消除墩頂水平位移法計(jì)算頂推力，對(duì)剛構(gòu)橋頂推前后線形、應(yīng)力實(shí)測(cè)值、理論值進(jìn)行分析，得出頂推作用下剛構(gòu)橋應(yīng)力、線形滿足規(guī)范要求；通過(guò)理論計(jì)算，得出成橋遠(yuǎn)期頂推施工對(duì)主梁應(yīng)力影響不大，對(duì)靠近頂推梁段線形有利，對(duì)主墩偏心受壓及墩頂水平偏移病害有明顯改善作用。

橋梁；剛橋構(gòu)；合龍；頂推力；墩頂水平位移

T形剛構(gòu)橋在施工及運(yùn)營(yíng)期間由于溫度、預(yù)應(yīng)力及砼收縮徐變的影響，跨中會(huì)產(chǎn)生較大撓度，橋墩在梁體收縮作用下會(huì)向內(nèi)側(cè)傾斜變形。為了消除這種不良影響，實(shí)際施工中通過(guò)施加合龍頂推力使主墩產(chǎn)生反向預(yù)偏量，抵消主墩水平位移。近年許多學(xué)者對(duì)頂推技術(shù)進(jìn)行研究，提出了多種計(jì)算頂推力和頂推位移的方法。該文依托茅葉灘湘江大橋，分析合龍頂推對(duì)橋梁線形及應(yīng)力分布的影響。

1 茅葉灘湘江大橋頂推設(shè)計(jì)方案

茅葉灘湘江大橋是衡陽(yáng)市衡云主干線機(jī)場(chǎng)專用公路上橫跨湘江的一座特大橋，公路等級(jí)為城市Ⅰ級(jí)主干道，設(shè)計(jì)車速為80km/h。橋梁設(shè)計(jì)荷載為公路-Ⅰ級(jí)，人群荷載為3.5 k N/m，設(shè)計(jì)洪水頻率為1/100，地震動(dòng)峰值加速度為0.05g，對(duì)應(yīng)地震基本烈度為6度，設(shè)計(jì)基準(zhǔn)期為100年。主橋結(jié)構(gòu)為（55+4×95+55）m連續(xù)剛構(gòu)，橋面寬29.5 m。主梁采用C55砼，主墩采用C50砼。

運(yùn)用消除墩頂水平位移法計(jì)算頂推力。綜合考慮理論值與實(shí)測(cè)值的情況下通過(guò)對(duì)比頂推前后主梁和主墩重要截面應(yīng)力、主梁撓度、墩頂水平位移判斷頂推作用下剛構(gòu)橋應(yīng)力、線形是否滿足規(guī)范要求；用理論計(jì)算方法對(duì)施加與不加頂推力成橋1 000 d線形及應(yīng)力分布進(jìn)行對(duì)比，研究成橋遠(yuǎn)期頂推施工對(duì)主梁應(yīng)力、線形的影響和對(duì)主墩偏心受壓及墩頂水平偏移病害的改善情況。頂推方案如下：

（1）施工合龍順序。按照對(duì)稱合龍施工原則，首先合龍第1、6跨，合龍前在第3、4跨施加頂推力；其次合龍第2、5跨；最后合龍第3、4跨（見(jiàn)圖1）。

（2）頂推位置。遵循頂推力方向盡量和梁截面形心曲線切線方向在一條直線上的原則，確定頂推力施加位置和頂推力作用點(diǎn)（見(jiàn)圖1、圖2）。

（3）頂推力大小。頂推力為2 500 k N。

圖1　茅葉灘大橋頂推位置示意圖

圖2　茅葉灘大橋頂推點(diǎn)示意圖（單位：m）

2 頂推前后剛構(gòu)橋應(yīng)力、線形對(duì)比分析

采用MIDAS/Civil建立該橋空間有限元模型（見(jiàn)圖3），主梁、主墩采用鐵摩辛柯梁?jiǎn)卧Ｐ椭泄?7個(gè)施工階段、194個(gè)單元。邊界條件為：2#～4#橋墩與主梁采用彈性連接中的剛性連接，1#、5#橋墩以滑動(dòng)支座進(jìn)行模擬。

圖3　茅葉灘大橋有限元計(jì)算模型

2.1頂推前后剛構(gòu)橋應(yīng)力對(duì)比

頂推力對(duì)主梁應(yīng)力影響不能忽略，過(guò)大的頂推力會(huì)導(dǎo)致部分主梁截面砼壓應(yīng)力超過(guò)規(guī)范設(shè)計(jì)值。考慮到對(duì)稱性，僅對(duì)1#～3#主墩和1～3跨主梁進(jìn)行分析。永久荷載作用下施加頂推力前后主梁關(guān)鍵截面應(yīng)力理論值與實(shí)測(cè)值見(jiàn)表1。其中應(yīng)力實(shí)測(cè)值在橋梁監(jiān)控階段測(cè)得，應(yīng)力測(cè)點(diǎn)分布見(jiàn)圖4。

表1　主梁關(guān)鍵截面頂推前后應(yīng)力理論值與實(shí)測(cè)值對(duì)比MPa

由表1可知：頂推施工使主梁截面上緣應(yīng)力增加，最大增量為12.09%；使主梁截面下緣應(yīng)力減小，最大減小量為10.88%。頂推前后主梁截面全面受壓，最大壓應(yīng)力為8.16 MPa，根據(jù)JTG D62-2012《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》，C55砼軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為25.3 MPa，在容許應(yīng)力范圍內(nèi)。

頂推力對(duì)主墩截面應(yīng)力的影響也不容忽視。永久荷載作用下施加頂推力前后主墩關(guān)鍵截面應(yīng)力理論值與實(shí)測(cè)值見(jiàn)表2。

由表2可知：在永久荷載作用下，頂推前后遠(yuǎn)離頂推作用位置的1#墩A截面應(yīng)力改變較?。?#墩C截面應(yīng)力變化較小，其原因?yàn)轫斖屏?duì)稱施加在3#墩梁段。2#墩B截面應(yīng)力變化明顯，北面應(yīng)力由2.96 MPa增加到5.32 MPa，增加79.7%；南面應(yīng)力由3.18 MPa減小到0.91 MPa，減小71.4%；2#墩出現(xiàn)偏心受壓。根據(jù)JTG D62-2012《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》，C50砼軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為23.1 MPa，在容許應(yīng)力范圍內(nèi)。

對(duì)比表1、表2理論值與實(shí)測(cè)值，理論值普遍比實(shí)測(cè)值大，其原因如下：應(yīng)變讀數(shù)儀采集的應(yīng)變包含砼溫度變化和收縮應(yīng)變；砼彈性模量取值不夠精準(zhǔn)；傳感器埋設(shè)的幾何位置不夠精準(zhǔn)。

2.2頂推前后剛構(gòu)橋線形對(duì)比

將頂推前主梁高程理論值和實(shí)測(cè)值減去永久荷載作用下主梁1 000 d目標(biāo)高程，得到高程差。主梁頂推前高程差理論值與實(shí)測(cè)值對(duì)比見(jiàn)圖5。

圖4　茅葉灘大橋應(yīng)力測(cè)點(diǎn)分布（單位：m）

表2　主墩關(guān)鍵截面頂推前后應(yīng)力理論值與實(shí)測(cè)值對(duì)比MPa

圖5　主梁頂推前高程差理論值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

由圖5可知：頂推前主梁高程實(shí)測(cè)值普遍比理論值小，最大誤差為15mm，小于《公路橋梁施工監(jiān)控技術(shù)規(guī)范》要求的20mm，符合規(guī)范要求，說(shuō)明施工合理。

為了分析頂推力對(duì)施工階段主梁線形的影響，對(duì)頂推前后主梁撓度理論值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)圖6。

圖6　頂推前后主梁撓度理論值對(duì)比

由圖6可知：頂推施工對(duì)頂推作用附近主梁撓度影響較大，對(duì)遠(yuǎn)離頂推作用處主梁撓度基本無(wú)影響；頂推力使第3、4跨跨中上撓54mm；成橋后由于砼收縮徐變，跨中會(huì)向下?lián)稀Ｕf(shuō)明頂推施工對(duì)成橋遠(yuǎn)期線形有利。

在頂推作用下墩頂會(huì)產(chǎn)生水平位移，為了得到較好的線形，施工階段對(duì)墩頂線形進(jìn)行監(jiān)控，頂推前后各墩墩頂水平位移理論值和實(shí)測(cè)值見(jiàn)表3。

表3　主墩頂部水平位移理論值與實(shí)測(cè)值對(duì)比mm

由表3可知：頂推前后1#、3#墩頂水平位移無(wú)變化，2#墩頂向外環(huán)南路方向水平移動(dòng)14mm。合龍后在低溫、砼收縮徐變作用下2#墩頂會(huì)向南岳機(jī)場(chǎng)方向偏移，施加頂推力可減小主墩側(cè)向偏移。理論值與實(shí)測(cè)值基本吻合。

3 剛構(gòu)橋成橋線形、應(yīng)力分析

3.1剛構(gòu)橋成橋初期目標(biāo)線形與實(shí)測(cè)線形對(duì)比

為了方便對(duì)比，把理論高程和實(shí)測(cè)高程分別減去在永久荷載作用下成橋1 000 d的目標(biāo)高程。成橋初期主梁高程目標(biāo)值與實(shí)測(cè)值對(duì)比見(jiàn)圖7。

由圖7可知：成橋初期主梁高程理論值和實(shí)測(cè)值基本吻合，最大誤差發(fā)生在各跨合龍段，其中第3、4跨合龍段高程相差最大，分別為14、16mm，小于《公路橋梁施工監(jiān)控技術(shù)規(guī)范》要求的20mm，符合要求。

圖7　成橋初期目標(biāo)線形與實(shí)測(cè)線形對(duì)比

3.2頂推施工對(duì)剛構(gòu)橋成橋1 000 d應(yīng)力的影響

為了研究頂推施工對(duì)成橋1 000 d應(yīng)力的影響，分別對(duì)永久荷載作用下成橋1 000 d施加頂推力和不施加頂推力時(shí)主梁關(guān)鍵截面、主墩關(guān)鍵截面應(yīng)力理論值進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見(jiàn)表4、表5。

表4　成橋1 000 d加頂推力與不加頂推力時(shí)主梁關(guān)鍵截面應(yīng)力對(duì)比MPa

表5　成橋1 000 d加頂推力與不加頂推力時(shí)主墩關(guān)鍵截面應(yīng)力對(duì)比MPa

由表4可知：頂推力作用下成橋1 000 d主梁截面上緣應(yīng)力增加，最大增幅為1.05%；下緣應(yīng)力減小，最大減幅為0.13%。說(shuō)明頂推施工對(duì)成橋1 000 d主梁應(yīng)力影響不大。

由表5可知：頂推施工對(duì)1#、3#墩截面應(yīng)力的影響不大。不施加頂推力時(shí)，2#墩成橋1 000 d時(shí)偏心受壓嚴(yán)重，墩底截面南面應(yīng)力是北面的8.76倍；施加頂推力后，墩底截面南面應(yīng)力是北面的1.92倍。說(shuō)明頂推施工可改善成橋遠(yuǎn)期主墩偏心受壓病害。

3.3頂推施工對(duì)剛構(gòu)橋成橋1 000 d目標(biāo)線形的影響

為研究頂推施工對(duì)成橋1 000 d剛構(gòu)橋主梁線形的影響，對(duì)永久荷載作用下成橋1 000 d施加頂推力和不施加頂推力時(shí)主梁撓度進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見(jiàn)圖8。

圖8　成橋1 000 d加頂推力與不加頂推力時(shí)主梁撓度對(duì)比

由圖8可知：頂推使第3、4跨跨中上撓34mm，運(yùn)營(yíng)階段由于砼收縮徐變，跨中會(huì)下?lián)?，頂推使?、4跨跨中有上撓儲(chǔ)備，對(duì)成橋遠(yuǎn)期線形有利。

2#、3#主墩受頂推影響最大，對(duì)施加不同頂推力時(shí)成橋1 000 d時(shí)2#墩頂水平位移進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見(jiàn)表6。

表6　不同頂推力作用下成橋1 000 d時(shí)2#墩頂水平位移對(duì)比

由表6可知：不施加頂推力時(shí)，成橋1 000 d時(shí)2#墩墩頂會(huì)向南岳機(jī)場(chǎng)方向偏移12.3mm；隨著頂推力的增加，偏移量會(huì)逐漸減小，當(dāng)施加3 500 k N頂推力時(shí)，2#墩墩頂會(huì)向外環(huán)南路方向偏移9.1mm。用插值法求得當(dāng)頂推力為2 436 k N時(shí)，成橋1 000 d時(shí)2#墩頂水平位移為零。為加載方便，設(shè)計(jì)頂推力取2 500 k N。分析表明施加合理的頂推力可改善成橋遠(yuǎn)期墩頂水平偏移情況。

4 結(jié)論

（1）永久荷載作用下頂推施工使主梁上緣應(yīng)力增加、下緣應(yīng)力減小，靠近頂推力施加位置主墩出現(xiàn)偏心受壓，主梁、主墩應(yīng)力滿足設(shè)計(jì)要求。

（2）頂推施工使跨中梁段上撓，墩頂朝主梁砼收縮反方向發(fā)生水平偏移。

（3）頂推施工對(duì)成橋1 000 d主梁應(yīng)力影響不大，對(duì)改善成橋遠(yuǎn)期主墩偏心受壓效果明顯。

（4）頂推施工可有效改善成橋遠(yuǎn)期主梁跨中下?lián)虾投枕斔狡撇『Α?/p>

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2016-05-29