任 健

(湖南省湘筑工程有限公司, 湖南 長沙 410004)

0 引言

連續(xù)剛構橋施工簡單、工程造價低、跨越能力和承載能力優(yōu)良，是預應力混凝土橋梁中極具代表的橋型之一[1]。合龍是連續(xù)剛構橋施工過程中實現(xiàn)成橋的關鍵步驟，不同合龍順序會使橋梁受力狀態(tài)產生差異[2]。因此，深入研究連續(xù)剛構橋的合龍施工方案具有重要意義。目前，國內外學者關于連續(xù)剛構橋合龍施工順序展開了大量研究[3-4]。施菁華等[5]研究了不同頂推力和墩頂位移增量的相互關系，對比分析了主梁頂推合龍工藝和傳統(tǒng)頂推工藝的機理。楊紹舉[6]通過模擬懸臂澆筑施工過程，對比不同合龍順序對成橋線形、支座預偏量、截面最大應力的影響，得到最優(yōu)合龍方案。劉繼先等[7]發(fā)現(xiàn)在確定懸臂T構安全的前提下，采取不平衡配重澆筑邊跨現(xiàn)澆段有利于減小施工工序，節(jié)省臨時措施費，并且能夠實現(xiàn)墩頂預偏的目的。李劍鋒等[8]通過分析4種合龍方案的優(yōu)、缺點，確定了某橋最理想的合龍順序，討論了施工控制中的相關注意事項。由于橋梁跨數(shù)、跨徑、施工技術、工期和資源配置等多方面因素的影響，以往對于連續(xù)剛構橋合龍方案的研究存在一定局限性?；诖?，本文結合工程實例，采用有限元軟件進行施工模擬，對比分析了不同合龍順序對連續(xù)剛構橋變形機理的影響，為類似橋梁合龍施工提供參考。

1 工程簡介

1.1 橋梁結構

以某6跨預應力混凝土連續(xù)剛構橋為例，該橋連續(xù)長度為710m，全橋跨徑布置為75m+4×140m+75m，橋面寬24.5m，車道設計為雙向6車道，設計車速為80km/h，公路荷載等級為Ⅰ級。上部結構主梁箱梁為單箱單室變截式截面，分左、右兩幅，間距30cm。主梁梁高由墩頂處的9m按1.8次拋物線變化至跨中處的3.8m。箱梁頂板寬度為12.5m，厚度為40cm，底板寬度為6.8m；跨中處底板厚度為35cm，腹板厚度為50cm；墩頂處底板厚度為100cm，腹板厚度為70cm。在墩頂處箱梁內設置4道橫隔板，跨中處箱梁內設置2道橫隔板。下部結構主橋2#～5#橋墩均為單薄壁空心墩，2#、5#橋墩截面尺寸為6.8m×7.3m，3#、4#橋墩截面尺寸為6.8m×8.8m，順橋向與橫橋向壁厚分別為1m和0.8m；主墩6#墩為雙薄壁空心墩，截面尺寸為6.8m×2.6m，壁厚為0.8m。主墩承臺為整體式承臺，截面尺寸為16m×23.5m，厚度為5.5m，樁基礎由24根直徑為2m的群樁基礎構成。橋梁結構見圖1、圖2。

圖1 橋梁立面布置圖(單位： m)

圖2 箱梁截面尺寸(單位： mm)

1.2 合龍方案

該橋采用掛籃懸臂澆筑法施工，主梁由多個分離的單T結構合成連續(xù)結構。為分析不同合龍方式對剛構橋的影響，經(jīng)過多次探討，結合實地勘測情況，本著對稱合龍原則，設計如表1所示的4種合龍方案進行對比研究。

表1 連續(xù)剛構橋設計合龍方案合龍方案合龍順序方案一邊跨→中跨→次邊跨方案二邊跨→次邊跨→中跨方案三中跨→次邊跨→邊跨方案四中跨→邊跨→次邊跨

2 有限元模型

以原橋設計參數(shù)為依據(jù)，通過有限元軟件Midas Civil建立連續(xù)剛構橋的有限元模型，模型中主梁和橋墩均采用梁單元模擬，其中主梁單元312個，橋墩梁單元132個，橋梁模型示意見圖3。

圖3 全橋有限元圖

連續(xù)剛構橋上部結構主梁和箱梁采用C55混凝土，下部結構主墩采用C50混凝土，承臺和樁基采用C30混凝土。主梁預應力采用3向預應力體系，縱、橫向預應力鋼束均采用高強度、低松弛鋼絞線，豎向預應力鋼束采用高強度精軋螺紋鋼筋。荷載作用考慮恒載：混凝土自重+橋面鋪裝合計約84N/m3；活載：公路Ⅰ級汽車荷載+人群活載約3.8kN/m2；溫度荷載作用考慮-8～35℃范圍；支座不均勻沉降取值2cm；根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》規(guī)范要求，考慮10 a收縮徐變作用?；炷敛牧霞邦A應力鋼材性能指標分別如表2、表3所示。

表2 混凝土材料性能指標材料名稱容重/(kN·m-3)彈性模量/MPa剪切模量/MPa熱膨脹系數(shù)泊松比C55混凝土263.55×1041.45×1041.0×10-50.20C50混凝土253.45×1041.40×1041.0×10-50.22C30混凝土253.00×1041.25×1041.0×10-50.24

表3 預應力鋼材性能指標材料名稱彈性模量/MPa抗拉標準值/MPa抗拉設計值/MPa孔道摩阻系數(shù)熱膨脹系數(shù)鋼絞線1.95×1051 8601 2800.261.2×10-5螺紋鋼筋2.00×1057856450.261.2×10-5

3 結果與分析

本文通過有限元軟件模擬不同合龍順序施工過程，研究了4種合龍方案對橋梁成橋時和成橋10 a后狀態(tài)的影響，分別從主梁撓度、應力和墩頂位移3個方面進行對比分析，得到較優(yōu)的合龍方案。

3.1 合龍順序對主梁撓度的影響

通過有限元軟件模擬連續(xù)剛構橋的施工過程，分別對不同合龍方案成橋階段與成橋10 a后的主梁豎向撓度變化展開對比分析。

1)不同合龍方案成橋階段主梁累計豎向撓度如圖4所示。

圖4 成橋階段主梁累計豎向撓度

由圖4可知，成橋階段方案一和方案四的最大豎向撓度均出現(xiàn)在次邊跨549m位置處，最大值為18.3mm；方案二最大豎向撓度出現(xiàn)在中跨414m位置處，最大值為24.3mm；方案三最大豎向撓度出現(xiàn)在次邊跨12m位置處，最大值為26.9mm。方案一、三、四的最小豎向撓度均出現(xiàn)在中跨414m位置處，最小值分別為-38.5、-32.1、-38.4mm；方案二最小豎向撓度出現(xiàn)在次邊跨549m位置處，最小值為-31.7mm。分析發(fā)現(xiàn)采用方案一和方案四主梁撓度變化基本一致，且2種方案在成橋階段產生的豎向撓度最大值和最小值均小于方案二和方案三，因此方案一和方案四為較優(yōu)方案。

2)不同合龍方案成橋10 a后主梁累計豎向撓度如圖5所示。

圖5 成橋10 a后主梁累計豎向撓度

由圖5可知，成橋10 a后4種方案的最大豎向撓度均出現(xiàn)在次邊跨12m位置處，方案一、二、三、四的最大值分別為7.3、9.7、24.7、7.4mm；4種方案的最小豎向撓度均出現(xiàn)在次邊跨576m位置處，方案一、二、三、四的最小值分別為-65.2、-59.2、-57、-65.4mm。方案一和方案四主梁撓度變化基本一致，且2種方案在成橋10a后產生的豎向撓度最大值和最小值均小于方案二和方案三，因此方案一和方案四為較優(yōu)方案。

3.2 合龍順序對墩頂位移的影響

通過有限元軟件模擬連續(xù)剛構橋施工過程，分別對不同合龍方案成橋階段與成橋10 a后的2#～6#橋墩的墩頂位移變化規(guī)律展開對比分析。

1)不同合龍方案成橋階段橋墩墩頂位移如圖6所示。

圖6 成橋階段墩頂位移

由圖6可知，成橋階段各主墩墩頂位移變化基本以4#墩為中心呈對稱分布，不同合龍方案4#墩墩頂位移基本一致。對于邊墩(2#、6#墩)而言，方案一、二、三、四的最大墩頂位移依次為14、25、24、14mm，其中方案一和方案四最大墩頂位移值相同，且遠小于方案二和方案三。對于中墩(3#、5#墩)而言，方案一、二、三、四的最大墩頂位移依次為22、17、28、22mm，其中方案三的墩頂位移值最大，其次是方案一和方案四，方案二的墩頂位移值最小。由此可知，合龍順序對連續(xù)剛構橋成橋階段橋墩的水平變形影響較大，為降低剛構橋邊墩的變形，方案一和方案四較為適宜。

2) 不同合龍方案成橋10 a后橋墩墩頂位移如圖7所示。

由圖7可知，成橋10 a后各主墩墩頂位移變化依然以4#墩為中心呈對稱分布，不同合龍方案4#墩墩頂位移基本一致，且整體墩頂水平位移相對于成橋階段出現(xiàn)較大增長。對于邊墩(2#、6#墩)而言，方案一、二、三、四的最大墩頂位移依次為102、113、112、102mm，其中方案一和方案四最大墩頂位移值相同，且小于方案二和方案三。對于中墩(3#、5#墩)而言，方案一、二、三、四的最大墩頂位移依次為62、41、68、62mm，其中方案三的墩頂位移值最大，其次是方案一和方案四，方案二的墩頂位移值最小。說明合龍順序對連續(xù)剛構橋成橋10 a后橋墩的水平變形同樣具有一定影響。從降低剛構橋邊墩水平變形方面考慮，方案一和方案四為較優(yōu)方案。

3.3 合龍順序對主梁應力的影響

通過有限元軟件模擬連續(xù)剛構橋施工過程，分別對不同合龍方案成橋階段以及成橋10 a后的主梁上、下緣應力變化規(guī)律展開對比分析。

1) 不同合龍方案成橋階段主梁應力如圖8所示。

圖8 成橋階段主梁應力變化

由圖8可知，在成橋階段不同合龍方案主梁上、下緣應力的變化趨勢大致相似，方案一、二、三、四主梁上緣受到的最大壓應力分別為-12.5、-12.4、-12.3、-12.5MPa；下緣受到的最大壓應力分別為-9.8、-9.7、-9.5、-9.7MPa。成橋階段不同合龍方案的主梁上、下緣最大壓應力相差較小，說明合龍施工順序對連續(xù)剛構橋梁的應力變形影響不大。

2) 不同合龍方案成橋10 a后主梁應力如圖9所示。

圖9 成橋10 a后主梁應力變化

由圖9可知，成橋10 a后不同合龍方案主梁上、下緣應力的變化趨勢大致相似，方案一、二、三、四主梁上緣受到的最大壓應力分別為-11、-10.9、-11、-11MPa；下緣受到的最大壓應力分別為-8.5、-8.4、-8.4、-8.5MPa。在成橋10 a后不同合龍方案的主梁上、下緣最大壓應力相差較小。因此，從應力變形的角度考慮，合龍施工順序對連續(xù)剛構橋梁的影響不大。

4 工程驗證

該橋梁實際施工時，采用邊跨→中跨→次邊跨的施工順序對橋梁進行合龍。合龍過程中對橋梁的主梁撓度和墩頂位移進行了監(jiān)測，監(jiān)測結果見圖10。

圖10 主梁撓度、墩頂位移監(jiān)測與數(shù)值計算結果對比

由圖10可知，該橋梁施工過程中的主梁撓度和墩頂位移監(jiān)測結果與數(shù)值計算結果存在一定的誤差，這與數(shù)值模型理想化的假設有一定關系。但兩者之間數(shù)值變化趨勢一致，且相對誤差較小，充分說明了數(shù)值模擬結果的合理性和施工方案選擇的可靠性。

5 結論

本文以實際工程為依托，運用有限元軟件模擬連續(xù)剛構橋施工過程，分別對成橋階段和成橋10 a這2個階段進行對比，分析了不同合龍施工方案成橋對主梁應力、撓度和橋墩墩頂位移的影響，并通過現(xiàn)場監(jiān)測結果驗證了數(shù)值分析的可靠性。得到以下結論：

1) 方案二、三對剛構橋主梁豎向變形影響較大，方案一、四對豎向變形的影響相對較??；方案一、四對于邊墩的墩頂位移影響小于方案二和方案三；方案三對于中墩的墩頂位移影響最大，方案一、四稍大于方案二；不同合龍方案對主梁上、下緣應力的影響很小。

2) 從施工角度考慮，方案一、四的中跨、邊跨合龍施工可同時進行，工期相對較短；同時考慮到邊墩為該橋設計難點，應盡量減小邊墩變形。綜合考慮各因素，發(fā)現(xiàn)邊跨→中跨→次邊跨和中跨→邊跨→次邊跨的合龍順序為較優(yōu)施工方案。工程現(xiàn)場監(jiān)測結果驗證了邊跨→中跨→次邊跨這一合龍順序的合理性。