劉秀嶺 楊 靖

(1.橋梁結(jié)構(gòu)健康與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 武漢 430034； 2.中鐵大橋科學(xué)研究院有限公司 武漢 430034)

塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)力學(xué)性能介于連續(xù)剛構(gòu)橋與斜拉橋之間，混凝土矮塔斜拉橋采用后支點(diǎn)掛籃懸臂澆筑施工，斜拉索的最大應(yīng)力變幅比斜拉橋小，一些研究觀點(diǎn)將矮塔斜拉橋的斜拉索視為體外預(yù)應(yīng)力束。因此，塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)特性更接近連續(xù)剛構(gòu)橋[1]。后期運(yùn)營期間，大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋在各種荷載作用下由于混凝土的收縮徐變會(huì)出現(xiàn)跨中下?lián)蠁栴}[2-3]。為抵消這種不良影響，矮塔斜拉橋可在懸臂澆筑時(shí)設(shè)置預(yù)拋高、在跨中合龍時(shí)施加合龍頂推力。塔墩梁固結(jié)體系矮塔斜拉橋根據(jù)墩底彎矩、合龍溫度等因素進(jìn)行合龍頂推力計(jì)算。

目前，關(guān)于矮塔斜拉橋方面的文獻(xiàn)相對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋較少，塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)性能與連續(xù)剛構(gòu)橋相近，其合龍頂推力的確定可參考連續(xù)剛構(gòu)橋的成熟經(jīng)驗(yàn)。文獻(xiàn)[4]介紹了塔墩梁固結(jié)體系的大跨矮塔斜拉橋的合龍頂推力確定過程，成橋后3年的梁體混凝土收縮徐變、體系升降溫及正負(fù)溫度梯度對(duì)梁體的縱向變位影響較大，計(jì)算不同頂推力時(shí)最不利荷載工況的關(guān)鍵截面應(yīng)力，由此得出應(yīng)力控制的頂推力。文獻(xiàn)[5]以西江特大橋(五跨矮塔斜拉橋)為背景，以塔頂偏位及墩頂應(yīng)力為控制目標(biāo)，確定了次中跨、中跨的合龍頂推力，隨后分析比較不同頂推力作用下成橋后結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)和位移，由此獲得最優(yōu)的合龍方案。文獻(xiàn)[6]以白水峪大橋?yàn)楸尘?，分析合龍口不同頂推力作用下?年期收縮徐變影響成橋階段主梁的水平位移，討論合龍溫度對(duì)頂推力及梁體縱向變形的影響。依據(jù)合龍施工現(xiàn)場實(shí)際溫度，利用給出的成橋后主梁水平位移與合龍溫度的關(guān)系對(duì)頂推力進(jìn)行調(diào)整。文獻(xiàn)[7]以貴州排調(diào)河一號(hào)特大橋?yàn)楣こ瘫尘?，以消除墩頂水平位移為目?biāo)計(jì)算頂推力大小，并就頂推對(duì)該橋成橋狀態(tài)受力性能的影響進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[8]以長沙市萬家麗北路撈刀河大橋?yàn)槔谙冗吙绾笾锌绾淆堩樞虻那闆r下，計(jì)算橋梁在持久狀況和施工階段荷載組合下,不同的水平推力與橋墩墩底截面彎矩、梁體主要截面應(yīng)力的關(guān)系，從而確定合適的合龍頂推力。

本文以漢江特大橋主橋?yàn)楸尘?，建立塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋有限元模型，進(jìn)行中跨合龍頂推力的合理確定，并對(duì)頂推力對(duì)梁體、墩柱的受力影響進(jìn)行計(jì)算分析；然后，以墩底截面彎矩為控制變量，考慮對(duì)中跨合龍頂推力進(jìn)行溫差修正。根據(jù)工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，提出建議。

1 模型建立

漢江特大橋中跨采用220 m預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋，主橋總體布置見圖1，主梁全寬為26.5 m，跨徑布置為125 m+220 m+125 m，主橋全長470 m。主橋主梁采用預(yù)應(yīng)力混凝土單箱三室斜腹板截面，按整體式截面設(shè)計(jì)。在斜拉索錨固點(diǎn)，設(shè)置橫橋向貫通的橫梁；主塔與主梁、橋墩均為固結(jié)，主塔由2個(gè)塔柱組成，塔柱采用實(shí)體截面，斜拉索為雙索面，雙排布置在中央分隔帶上，索塔下塔柱采用雙薄壁實(shí)體墩，整體式承臺(tái)，基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁基礎(chǔ)。

圖1 漢江特大橋主橋總體布置圖(單位：cm)

墩頂0號(hào)塊采用托架施工，邊跨現(xiàn)澆直線段采用支架施工，其余梁段采用后支點(diǎn)掛籃懸臂澆筑施工，邊中跨合龍采用吊架施工。合龍順序?yàn)橄群淆堖吙纾俸淆堉锌?，中跨合龍施加頂推力。?shí)際施工時(shí)使用2臺(tái)千斤頂上下游平衡、同步施加頂推力，施加位置為箱梁橫截面形心線，頂推力對(duì)箱梁橫截面不會(huì)產(chǎn)生額外的彎矩作用，中跨合龍頂推力施加位置示意見圖2。

圖2 中跨合龍頂推力施加位置示意圖

全橋采用有限元軟件midas Civil對(duì)全橋施工過程進(jìn)行模擬計(jì)算，根據(jù)實(shí)際施工過程劃分施工階段。全橋模型共333個(gè)節(jié)點(diǎn)，276個(gè)單元，承臺(tái)與樁的連接以固結(jié)模擬，全橋有限元模型略。

2 合龍頂推力的計(jì)算分析

邊跨合龍后，中跨合龍口在形心位置處施加頂推力作用時(shí)，19號(hào)、20號(hào)墩側(cè)結(jié)構(gòu)類似，以19號(hào)墩為例。EF、FG桿兩端可近似認(rèn)為是無相對(duì)位移，雙肢薄壁墩可視為剪力靜定桿，因此對(duì)塔墩梁固結(jié)的矮塔斜拉橋可采用無剪力分配法進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析，其計(jì)算簡圖及彎矩圖見圖3。

圖3 合龍頂推力的計(jì)算簡圖及彎矩圖

由圖3可見，墩柱反彎點(diǎn)位于1/2的墩高處，此時(shí)危險(xiǎn)截面主要是邊跨側(cè)梁根部、墩頂、墩底截面。而實(shí)際結(jié)構(gòu)中，F(xiàn)G桿兩端并不完全無相對(duì)位移，即FG桿的F端也存在彎矩，根據(jù)剛節(jié)點(diǎn)處彎矩平衡的條件可知墩頂F截面的實(shí)際彎矩值比理論值小，因此反彎點(diǎn)應(yīng)更靠近墩頂截面。施加頂推力的過程中，實(shí)際結(jié)構(gòu)的墩底截面及邊跨側(cè)梁根部截面為最危險(xiǎn)截面。

2.1 合理頂推力的確定過程

通過上述理論分析可知，19號(hào)墩1、2及3號(hào)截面及20號(hào)墩1、2及3號(hào)截面為控制截面(具體位置見圖1)。取10年的收縮徐變[9]和恒荷載進(jìn)行計(jì)算分析?？疾炜刂平孛嬖诓煌斖屏ψ饔孟碌慕Y(jié)構(gòu)組合應(yīng)力，根據(jù)圖3中結(jié)構(gòu)模型的模擬計(jì)算分析，控制截面的結(jié)構(gòu)應(yīng)力見表1、2。

表1 19號(hào)墩不同頂推力下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力

表2 20號(hào)墩不同頂推力的結(jié)構(gòu)應(yīng)力

由表1、2可見，頂推力對(duì)梁體的應(yīng)力影響不大，頂推力從0 kN升高到10 000 kN的過程中，19號(hào)墩和20號(hào)墩的邊跨梁根部截面應(yīng)力幾乎不變。薄壁墩柱底對(duì)頂推力的作用比較敏感，不施加頂推力或施加的頂推力過小時(shí)，邊跨側(cè)薄壁墩柱底截面會(huì)出現(xiàn)拉應(yīng)力，隨頂推力加大，邊中跨薄壁墩柱底截面全部處于受壓狀態(tài)，這說明中跨合龍合理施加頂推力可改善薄壁墩柱的長期受力狀態(tài)。20號(hào)墩邊跨側(cè)墩柱底截面的應(yīng)力狀態(tài)對(duì)頂推力大小起控制作用，以20號(hào)墩2號(hào)截面邊跨側(cè)和中跨側(cè)的墩底截面應(yīng)力為應(yīng)變量，以頂推力為自變量，可繪制2條函數(shù)曲線，曲線交點(diǎn)即為最優(yōu)合龍頂推力，其值為8 640 kN。

中跨合龍頂推力的確定不應(yīng)只考慮長期效應(yīng)，還應(yīng)考慮短期效應(yīng)，合龍頂推力的施工過程中關(guān)鍵截面的應(yīng)力狀態(tài)即為短期效應(yīng)。當(dāng)合龍頂推力為8 640 kN時(shí)，19號(hào)墩2號(hào)斷面中跨側(cè)出現(xiàn)拉應(yīng)力2.51 MPa，20號(hào)墩2號(hào)斷面中跨側(cè)拉應(yīng)力更大為3.79 MPa。合龍頂推力應(yīng)該使關(guān)鍵截面的短期效應(yīng)的拉應(yīng)力不太大，同時(shí)應(yīng)使關(guān)鍵截面在長期效應(yīng)下處于受壓狀態(tài)。綜合考慮長短期的效應(yīng)，將合龍頂推力確定為5 000 kN。當(dāng)合龍頂推力為5 000 kN時(shí)，短期效應(yīng)為：19號(hào)墩2號(hào)斷面中跨側(cè)的應(yīng)力為壓應(yīng)力-0.4 MPa，20號(hào)墩2號(hào)斷面中跨側(cè)應(yīng)力為拉應(yīng)力0.3 MPa，長期效應(yīng)下控制斷面均處于受壓狀態(tài)。

2.2 頂推力的作用效應(yīng)分析

對(duì)全橋模型施加5 000 kN合龍頂推力，觀察不施加頂推力和施加頂推力的作用效應(yīng)，對(duì)比分析頂推力的作用效果。取10年的收縮徐變[9]和恒荷載進(jìn)行計(jì)算分析。觀察截面A～E、T1、T2的位置(見圖1)，其中T1、T2分別為19號(hào)墩、20號(hào)墩塔頂，A、E截面為邊跨跨中截面，B、C、D截面分別為中跨1/4、1/2及3/4截面。

墩頂塔偏的作用效果見表3，方向以19號(hào)墩至20號(hào)墩的方向?yàn)檎粗疄樨?fù)。

表3 頂推力對(duì)塔偏的作用效果

由表3可見，施加頂推力的塔偏位移比不施加頂推力降低30%左右。中跨合龍施加合理的頂推力可減小塔偏變位，其實(shí)也是改善了塔的受力情況。

梁體豎向位移情況見表4，方向以豎直向上為正。

表4 頂推力對(duì)梁體豎向位移的作用效果 mm

通過觀察表4數(shù)據(jù)可看出，施加頂推力的中跨豎向位移變化不大，邊跨的豎向位移反而增大。中跨合龍施加頂推力對(duì)梁體的豎向位移改善不明顯，其實(shí)也是對(duì)梁體的應(yīng)力情況改善不明顯。恒載及收縮徐變對(duì)梁體豎向位移的不利影響可通過設(shè)置立模預(yù)拋高解決。

頂推力對(duì)梁體應(yīng)力的作用效果見表5。綜合表3、表4及表5數(shù)據(jù)可看出，施加頂推力對(duì)梁體的應(yīng)力情況無太大影響，相應(yīng)的位移影響也不明顯。

表5 頂推力對(duì)梁體應(yīng)力的作用效果

3 合龍頂推力的溫差修正

本橋設(shè)計(jì)合龍溫度為15～20 ℃，中跨合龍頂推力為5 000 kN，在這種情況下進(jìn)行全橋合龍，橋梁結(jié)構(gòu)在后期運(yùn)營期間可處于較合理的受力狀態(tài)。當(dāng)合龍溫度低于設(shè)計(jì)合龍溫度時(shí)，后期運(yùn)營期間溫度從低溫升至設(shè)計(jì)合龍溫度時(shí)，對(duì)塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋整體產(chǎn)生溫升作用效應(yīng)，等效于加大了合龍頂推力，這對(duì)墩柱的應(yīng)力狀態(tài)不利，因此消除這部分溫升作用效應(yīng)才能產(chǎn)生與設(shè)計(jì)合龍狀態(tài)相同的效果。當(dāng)合龍溫度高于設(shè)計(jì)合龍溫度時(shí)，對(duì)塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋整體產(chǎn)生溫降作用效應(yīng)，等效于降低了合龍頂推力。通過上文分析，當(dāng)現(xiàn)場實(shí)際合龍溫度與設(shè)計(jì)合龍溫度不同時(shí)，可通過修正合龍頂推力實(shí)現(xiàn)與設(shè)計(jì)合龍狀態(tài)的等效轉(zhuǎn)換。

通過實(shí)橋有限元模型計(jì)算得知，墩底的彎矩與合龍溫差成線性關(guān)系[10]，具體計(jì)算可以墩底彎矩為控制值，以式(1)進(jìn)行修正計(jì)算。

(1)

將計(jì)算參數(shù)代入式(1)可得單位升、降溫需加、減250 kN的頂推力。本橋?qū)嶋H合龍溫度低于設(shè)計(jì)合龍溫度，合龍頂推力與實(shí)際合龍溫度的關(guān)系見表6。

表6 合龍頂推力、合龍溫度及相應(yīng)位移關(guān)系

頂推力的具體施工應(yīng)以頂推力控制為主，以位移變化控制為輔。

合龍頂推力施工以“頂推力控制為主，以位移變化控制為輔”主要是因?yàn)楸緲虻亩罩叨刃?，常?guī)情況下理論計(jì)算的位移值比實(shí)際值偏小，應(yīng)主要控制頂推力的數(shù)值。

以實(shí)際頂推力為控制標(biāo)準(zhǔn)，位移控制為輔，頂推力到位之后，即持荷鎖定勁性骨架。實(shí)際合龍是以10 ℃，3 800 kN的頂推力進(jìn)行施工，現(xiàn)場測量了4根縱橋向勁性骨架的變位，均值1.9 cm，理論值3.5 cm?，F(xiàn)場采集各方面的數(shù)據(jù)及實(shí)際施工情況均顯示中跨合龍頂推效果良好。

4 結(jié)論

1) 中跨合龍頂推力的確定應(yīng)考慮長期效應(yīng)和短期效應(yīng)，盡量使墩柱在大部分時(shí)間內(nèi)處于受壓狀態(tài)。

2) 中跨合龍頂推力對(duì)墩柱的受力影響較大，對(duì)梁體受力影響較小，相應(yīng)地對(duì)梁體豎向位移影響也不大。

3) 實(shí)際合龍溫度與設(shè)計(jì)合龍溫度不同時(shí)，應(yīng)考慮對(duì)合龍頂推力進(jìn)行溫差修正，以使合龍后橋梁狀態(tài)與設(shè)計(jì)合龍狀態(tài)等效。