对连续刚构体系和刚构的探讨——连续梁组合体系基于合龙顶推改善墩底受力的对比

严宇濛 张 浩 江雄飞

（重庆交通大学，重庆 400074）

随着现代桥梁跨度的越来越大，刚构-连续梁组合体系的桥梁的广泛应用，合龙前在悬臂端进行适当的顶推，是改善长期作用效应和温差效应的一种较为理想的施工措施。由于连续刚构桥在温度变化下影响主梁变形。在桥梁结构设计规范中，对均匀温度作用有明确的规定，过大的温差会显著增大主梁和桥墩的附加内力，尤其是桥墩底部，附加内力更大。对于有些四跨、三个主墩的刚构-连续梁组合体系的桥型来说，由于中间主墩的连续梁一侧的跨中不需要在合龙前顶推，而只需在连续刚构一侧进行顶推，而中间主墩本身由于收缩徐变和实际合龙温度与设计合龙温度不一致而导致的顿顶位移比较小，而再对连续刚构一侧的顶推后会导致中间墩的位移不合理，从而影响中间墩墩底的受力。本文以万源市仙龙潭大桥为例，对刚构-连续梁组合体系和连续刚构体系基于顶推改善墩底受力进行比较，对于四跨、三个主墩的桥型的选择进行讨论。

1 工程概况

仙龙潭大桥在设计初期共拟三个方案，对大桥的跨径做了不同的设计，在考虑到对铁路的影响和工程造价后，最终采用了左线3×30+60+110+110+60+5×40+5×30+4×30 米，右线 3×30+60+110+110+60+5×40+5×30+3×30米的跨径组合，主桥均采用60+110+110+60米的刚构-连续梁组合体系。本桥平面位于半径 R＝1020m，Ls＝130m、R＝1800m，Ls＝200m 和Ls=140m的反向S型平曲线上，桥梁跨径按路线设计线布置，桥墩台径向布设。

主桥箱梁采用单箱单室断面，箱梁顶宽12.25m，底宽6.5m，箱梁根部梁高6.5m，跨中及边跨合拢段梁高为2.8m，箱梁底板下缘按1.8次抛物线变化。箱梁底板厚度0#块为120cm，其余各梁段底板厚从墩顶根部至悬浇段结束处由80～30cm，其间按1.8次抛物线变化，跨中合拢段及边跨现浇段为30cm；箱梁顶板厚度0#块为50cm，其余梁段为28cm。箱梁悬臂长度为2.875m，翼缘外侧厚18cm，根部为65cm，采用直线变化。边跨现浇段外设置宽度为2.0m的端横梁。箱梁横桥向底板保持水平，顶板横坡由腹板高度的变化形成。主桥箱梁采用三向预应力体系：纵向预应力分为顶板束、腹板束、边跨底板束、中跨底板束、边、中跨合拢钢束四种，分别采用性能符合 GB/T5224-2003 规 定 的 17φs15.2mm、19φs15.2mm、17φs15.2mm、18φs15.2mm、17φs15.2mm270级低松弛钢绞线,其抗拉强度标准值fpk＝1860MPa，钢束锚下张拉控制应力为1395Mpa。横桥向预应力采用性能符合 GB/T5224-2003规定的 3φs15.2mm低松弛钢绞线，标准强度1860MPa，张拉锚下控制应力为1395Mpa；为提高扁束施工质量，要求采用整体张拉工艺。竖向预应力及各0#块预应力采用JL32的高强精轧螺纹粗钢筋，抗拉强度标准值（材料屈服点σ0.2）为785MPa，张拉控制应力为706.5Mpa，其张拉控制力为56.8T。

图1 仙龙潭大桥主桥示意图

该桥合拢段混凝土浇注选择载夜间温度变化值较小(温度控制在16～18℃左右)时进行，但实际工期中，两幅合龙时间分别处于9月底和10月底。温度大概在22~25℃左右。

2 有限元模型的建立和计算

2.1 模型的建立

对墩梁固结的连续刚构体系或者是有墩梁固结的刚构-连续梁组合体系，特别是变截面箱梁，由合龙温差和砼的收缩徐变等因素引起结构的次内力，从而产生结构内力重分布和结构变位的非线性，因此依靠手算很难得到精确解。本文采用专业桥梁计算软件midas，按照施工顺序建立有限元计算模型。

图2 midas分析的计算模型图

2.2 不同体系下墩顶水平位移的确定

为了对比该桥连续刚构和刚构-连续梁组合体系在合龙前的顶推力，分别对两种体系分别确定3个主墩在正常合龙情况下由结构体系转换、合龙温差以及收缩徐变引起的相对变位按照施工工序建立有限元模型，收缩徐变终止时间设定为 3000d（约10年）根据合龙时的气温情况，设定合龙温度和设计合龙温度差值为 3℃.。计算出该桥在连续刚构体系下合龙时不施加顶推力的情况下梁墩墩顶在上述因素影响下的位移.。4#墩箱梁墩顶截面(18#截面)形心位移为△AX=4.1cm，5#墩箱梁墩顶截面（49#截面）形心位移为△BX=1.6cm，6#墩箱梁墩顶截面（80#截面）形心位移为△CX=-1.3cm（以安康到达州方向为正）。计算出该桥在刚构-连续梁组合体系下合龙时不施加顶推力的情况下梁墩墩顶在上述因素影响下的位移.。4#墩箱梁墩顶截面形心位移为△DX=4.3cm，5#墩箱梁墩顶截面形心位移为△EX=1.0cm，6#墩箱梁墩顶截面形心位移为△FX=-2.3cm（以安康到达州方向为正）。

2.3 不同体系下顶推力的确定

下面将确定在不同体系下的顶推力，在有限元计算中，需在最大悬臂工况下(即中跨合龙前)对悬臂端施加纵向的水平推力 ，来消除结构中各墩顶产生的水平偏位。

在连续刚构体系下在各顶推位置分别施加 0kN，100kN，200kN，300kN 的顶推力，各主墩顿顶处的水平位移如下表1。

表1 不同顶推力作用下主墩墩顶截面水平位移 mm

在刚构-连续梁组合体系下先合龙连续梁一侧，只需顶推4,5#墩之间中跨。在各顶推位置分别施加 0kN，100kN，200kN，300kN的顶推力，各主墩顿顶处的水平位移如下表2。

表2 不同顶推力作用下主墩墩顶截面水平位移 mm

理想的顶推力是消除2.2中所述的水平位移，使其位移量为零，而实际上是难以实现的，也是不必要的。难以实现的原因在于合龙后结构为超静定结构，不必要的原因是若将上述水平位移量完全顶推到位，势必造成成桥阶段反向水平位移过大，这对桥梁受力是不利的。因此，顶推后的各节点位移一般取顶推前各节点位移的30%左右，具体的百分比要根据不同的桥梁结构而定。仙龙潭特大桥顶推后各节点位移取顶推前各节点水平位移的15%。

在连续刚构体系下，由表1可知，18节点在单位水平顶推力(1kN)的作用下的水平偏位是0．0136mm，80节点在单位水平顶推力(1kN)的作用下的水平偏位是0.0036mm，而49号节点的位移由于同时施加顶推力的作用，水平偏位基本不变。在刚构-连续梁组合体系下，由表2可知，18节点在单位水平顶推力(1kN)的作用下的水平偏位是0．0136mm，49节点在单位水平顶推力(1kN)的作用下的水平偏位是0.0037mm，在顶推力的作用下，各节点的水平位移量可按式(1)计算：

式中：δx为各节点顶推后的水平位移为单位顶推力作用下各节点水平位移；PX为顶推力；δx不顶推为未施加顶推力时各节点的水平位移。通过上文确定的墩顶位移及表1和，可计算出连续刚构体系下的顶推力：

中跨合龙前对两悬臂端顶推时，由于长期收缩徐变及合龙温差等因素使得中间墩即5#墩墩顶的位移很小，所以在顶推时可以保证5#墩墩顶的水平位移相对稳定，即两个中跨合龙段的顶推力应保持相等，因此顶推力P1=P2=2561kN

通过上文确定的墩顶位移及表2，可计算出刚构-连续梁组合体系下的顶推力：

在刚构-连续梁组合体系下，由于先合龙了连续梁一侧，而只需确定4,5#墩之间中跨的顶推力P1=2687kN

3 合龙段顶推施工的实现

仙龙潭大桥在实际中为刚构-连续梁组合体系，合龙顺序上应先合龙连续梁一侧，既5,6#墩之间的中跨，合龙顶推只需顶推4,5#墩之间中跨，连续梁向的中跨无需顶推。根据中跨合龙段计算分析，由于左幅中跨合龙段施工期处于秋季，气温与合龙温度要求温度基本一致，按合龙平均温度20℃计算，比设计合龙温度要高3℃左右，这导致两主墩向中跨相对变位-0.4cm，再根据有限元计算，收缩徐变引起的位移为5.7cm。因此，建议中跨合龙段顶推时，相对位移控制在4.5cm，中跨合龙段的顶推力控制在2700KN左右。右幅中跨合龙段施工期处于秋季，气温较低，按合龙平均温度16℃计算，比设计合龙温度基本一致，因此，建议中跨合龙段顶推时，相对位移控制在4.8cm，中跨合龙段的顶推力控制在2900KN左右。在顶推过程中需要注意的是：由于5#墩墩高为70m，4#墩墩高为46m，即使5,6#墩之间中跨已合龙，在顶推过程中，5#墩还是较4#墩好推动，因此，中跨合龙顶推过程，应进行位移和顶推力双控，以控制墩顶水平位移为主，应适时观测顶推时两边的位移。顶推原则为：以位移作控制，以吨位作校核。顶推过程中必须按照同步、逐级加载的原则，加载吨位以每台千斤顶计，依次为500kN、1000kN、1250kN、1500kN。加载时，测量4,5#墩墩顶和中边跨悬臂端部梁体位移和高程变化，同时量测千斤顶活塞行程，以便与位移观测值相校核。在顶推的同时，注意观察墩梁结合部，防止出现异常情况。当两台千斤顶均加载至1500kN时，两墩墩顶相对位移已经达到有限元计算控制位移值，经施工，设计和监控三方人员确认后，停止加载，顶推完成。

4 结果分析

4.1 不同结构体系下的顶推位移值结果分析

在实际施工中，若是刚构-连续梁组合体系合龙顶推只需顶推4,5#墩之间中跨，而连续刚构体系则对4,5#墩之间和5,6#墩之间同时进行顶推。两种体系下的3个主墩在正常合龙情况下由结构体系转换、合龙温差以及收缩徐变引起的相对位移和前面所确定的控制位移以及相应的顶推力如下表3和表4。

表3 刚构-连续梁组合体系

表4 连续刚构体系

4.2 不同结构体系下的结构附加次内力比较

进行合龙顶推的目的就是为了消除由于合龙温差和砼后期收缩徐变等因素对结构产生的附加次内力和主墩水平位移，优化结构受力状况。现将两种体系下不施加顶推力时结构的附加次内力和施加顶推力后剩余结构次内力作一比较，见表5和表6。

表5 刚构-连续梁组合体系

表6 连续刚构体系

结语

大跨径砼连续刚构桥在中跨合龙时施加顶推力使桥墩产生一个预偏位来抵抗结构长期的收缩徐变、合龙温差等因素对桥墩的偏位影响，在实际工程实践中逐渐推广应用。而对于刚构-连续梁组合体系，由于只需在刚构一侧进行顶推，而无需在连续梁一侧顶推，则连续刚构一侧主墩的受力和墩顶位移会得不到很好的改善，与连续刚构体系的对比，总结为以下几点：

（1）在有三个主墩的刚构-连续梁组合体系下，由于不顶推连续梁一侧，而只需顶推连续刚构一侧，而中间的主墩无法改善其受力，因此需要优化连续刚构一侧的顶推力。

（2）由表5、表6可知，通过合龙时施加适当的顶推力减小了砼连续刚构桥由合龙温差、砼后期收缩徐变等产生的附加次内力，平衡了主墩水平偏位，对桥梁结构后期受力有利，增加了结构安全度。

（3）对于有三个主墩的连续刚构体系比相同情况下的刚构-连续梁组合体系在顶推合龙改善主墩的受力上更具有合理性，尤其是对改善中间墩的受力更具有合理性。

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