四跨连续刚构桥合龙顶推力计算与效应分析

周 伟 胡铁山 赖敏芝

（1.湖北交投科技发展有限公司 武汉 430030； 2.湖北省交通规划设计院 武汉 430051）

由于连续刚构桥线形流畅、轻巧美观、结构刚度大、变形缓和、养护简便、设计理论和施工技术成熟等显著优点，在桥梁建设中被广泛应用。但是由于该桥式是超静定的结构形式，混凝土的收缩徐变使主梁有竖向、纵向位移，造成主墩的偏位，影响了桥梁的美观和行车的舒适性，同时对主墩的受力产生了不利影响［1］。在合龙段施工过程中，合龙时的实际温度可能与设计温度有偏差，此温度差会使梁体产生位移，引起主墩偏位，产生二次应力［2］。合龙束预应力张拉同样会使主梁和桥墩有向跨中的水平位移，对主墩造成不利影响［3］。

为了消除这种影响，在连续刚构桥合龙时对梁体施加一个水平推力，给主墩施加一个反向位移，来抵消收缩徐变、合龙温度差、合龙段的预应力等的影响［4］。

1 工程背景

康家河大桥主桥上部结构为65 m＋120 m＋120 m＋65 m 4跨预应力混凝土连续刚构箱梁。箱梁根部高度为7.0 m，跨中高度为2.5 m，箱梁根部底板厚100 c m，跨中底板厚32 c m，箱梁高度，以及箱梁底板厚度按2.0次抛物线变化；箱梁腹板根部厚70 c m，跨中厚50 c m，在5号和6号梁段腹板厚度从70 c m直线变化到50 c m。上部结构均采用C50混凝土和三向预应力。纵向及横向预应力钢束采用GB／T5224－2003标准270级钢绞线，弹性模量1.95×105MPa，标准强度为1 860 MPa，锚下控制张拉应力为0.75fpk＝1 395 MPa［5］。竖向预应力采用精轧螺纹钢筋，弹性模量2.0×105MPa，标准强度为930 MPa，锚下控制张拉应力为0.85fpk＝790.5 MPa［5］。

右线主桥桥墩墩身采用双肢变截面矩形空心墩，其墩身高度分别为93，90，75 m。墩身采用C40混凝土。

箱梁浇筑分段长度有：12 m长的0号块、3 m长的1～7号阶段、4 m长的8～15号阶段、合龙段都为2 m长，边跨现浇段长3.9 m。采用悬臂浇筑施工，合龙顺序为：先边跨合龙，后中跨对称合龙。设计合龙温度为15℃。

采用通用有限元软件 Midas／Civil建立模型。全桥共划分232个单元，347个节点。其中上部结构单元122个，桥墩单元110个。

2 顶推位移量和顶推力的计算

2.1 顶推位移量的确定原则

顶推位移量主要考虑3部分的影响，分别是收缩徐变、合龙温度和合龙束预应力张拉。在计算当中是由成桥阶段累积纵向位移量δ1、合龙温差引起的墩顶纵向位移量δ2及运营阶段收缩徐变效应引起的墩顶纵向位移量δ33部分组成。

成桥阶段累积纵向位移量δ1认为主要是由合龙束预应力张拉和顶推到成桥阶段的收缩徐变引起的；合龙温差引起的墩顶纵向位移量δ2是指合龙时的整体温度与设计温度的差值对墩顶纵向位移的影响；运营阶段收缩徐变效应引起的墩顶位移量δ3加上成桥阶段累积纵向位移量δ1中的收缩徐变部分共同构成了收缩徐变的影响。

在最终确定实际顶推位移量时，还要考虑模型和实际差别及最佳状态的时间保持2个因素［6］：

（1）有限元模型中边墩支座模拟为没有纵向约束的连杆，而实际边墩支座是有一定的摩阻力。故运营阶段由于收缩徐变引起的桥墩纵向位移量只有理论计算的70%。

（2）成桥后到收缩徐变完成将有很长一段时间，若是预顶100%的运营阶段收缩徐变效应引起的墩顶位移量δ3，那么桥梁将从顶推阶段到收缩徐变完成这段很长的时间内有反向过大位移。故只需预顶实际收缩徐变量的60%。

因此顶推位移量表达式为

2.2 顶推位移量的计算

以康家河大桥为计算例子，分别计算出成桥时墩顶的位移纵向位移量、10年收缩徐变墩顶的纵向位移量、整体温度升高1℃墩顶的纵向位移量，见表1。

表1 各墩墩顶分别在成桥、长期收缩徐变及温度荷载下的纵向位移量 mm

根据式（1），计算出不同合龙温度下的各墩顶需要的预顶位移量，见表2。

表2 不同合龙温度下各墩顶需要顶开的纵向位移量 mm

由表2可见，温度对墩顶需要的预顶位移量影响很大，合龙温度越高，需要的预顶位移量越大。合龙温度高于设计温度时，需要降温到设计温度，此过程中主梁冷缩，主梁上各点向跨中移动，与成桥纵向位移、10年收缩徐变的纵向位移梁方向相同，加剧了顶推位移量。

2.3 有限元法计算顶推力

在有限元模型中的合龙顶推处施加一定量顶推力，本文取100 k N。所需顶推力的计算公式为［7］

康家河大桥右幅在100 k N的顶推力作用下，各墩顶的纵向位移量见表3。

表3 100 k N的顶推力作用下各墩顶的纵向位移量 mm

不同温度下使得各墩顶预偏量完成表3时的顶推力见表4。

表4 不同合龙温度下各墩顶完成预偏量所需的顶推力 k N

康家河大桥的合龙顺序为先合龙边跨且不顶推，然后是同时合龙2个中跨，在中跨合龙前需要顶推。为了保证4号桥墩受力平衡，故2中跨的顶推力需要相等，顶推力的大小取3号墩和5号墩所需顶推力的均值，见表5。

表5 不同合龙温度下顶推力 k N

表5中的数据以公式表达如下：

式中：P为顶推力，k N；t为合龙温度，℃。

3 合龙顶推的影响分析

为了解合龙顶推对施工预拱度和对结构性能的影响，故将施加顶推力和不施加顶推力的2种模型进行对比。

（1）计算模型I。边跨合龙，在2中跨同时合龙前在合龙口向外施加948.6 k N的顶推力，2中跨同时合龙。

（2）计算模型II。边跨合龙，2中跨同时合龙。

3.1 合龙顶推对施工控制的影响

施加顶推力与不施加顶推力的预拱度差值见图1。

图1 主梁上各点施加顶推力与不施加顶推力的预拱度差值

由图1可见，顶推力对桥梁的预拱度有一定的影响。3号墩边跨侧的预拱度增加了，最大值出现在跨中位置，其值为7.0 mm；3号墩中跨侧的预拱度降低了，最大值出现在最大悬臂端，其值为19.4 mm；4号墩的预拱度影响不大；5号墩中跨侧的预拱度降低了，最大值出现在最大悬臂端，其值为14.7 mm，5号墩边跨侧的预拱度增加了，最大值出现在跨中位置，其值为1.2 mm。施加顶推对外侧的主墩（3号墩和5号墩）的预拱度有一定的影响，在施工监控中需考虑顶推力对上部结构的预拱度的影响。

3.2 合龙顶推连续刚构结构性能的影响

3.2.1 合龙顶推对连续刚构桥主梁长期挠度的影响

施加顶推力与不施加顶推力的长期挠度值见图2。

图2 主梁上各点施加顶推力与不施加顶推力的长期挠度

由图2可见，顶推对桥梁的长期挠度的影响很小，最大值才0.6 mm。长期挠度是由箱梁上下缘的应力差产生的徐变差造成的，可见顶推对主梁的弯矩影响较小。

3.2.2 合龙顶推对连续刚构桥桥墩的影响

施加顶推力与不施加顶推力2种模型在成桥10年后的墩顶、墩底的截面弯矩对比见图3。

图3 施加顶推力与不施加顶推力的成桥10年后的墩顶、墩底截面弯矩

由图3可见，3号墩和5号墩的截面弯矩较大，4号墩的截面弯矩较小；顶推对3号墩和5号墩的截面弯矩有很大的改善。

施加顶推力与不施加顶推力2种模型的5号桥墩前肢墩底弯矩在运营阶段的时间变化见图4。

图4 施加顶推力与不施加顶推力的5号桥墩前肢墩底运营阶段弯矩对比

由图4可见，顶推给了墩底一个与原有截面弯矩反方向的弯矩；在10年的运营阶段，不顶推时弯矩由－4 598 k N·m变化到－10 664 k N·m，顶推时弯矩由4 918 k N·m变化到－4 177 k N·m；使得墩底的最大弯矩减小为原来的46%。

4 结语

合龙顶推位移量有成桥阶段墩顶纵向位移量、运营阶段收缩徐变效应的墩顶纵向位移量及合龙温度与设计温度差引起的桥墩纵向位移量3部分组成，其中运营阶段收缩徐变效应的墩顶纵向位移量只取42%。康家河大桥右幅顶推力大小为：P＝31.26×t＋479.7 k N。合龙温度越高，所需的顶推力越大。

施加顶推力对外侧主墩（3号墩和5号墩）的预拱度有一定的影响，其最大差值为19.4 mm。

施加顶推力对桥梁运营阶段的挠度影响很小。

施加顶推力对桥梁外侧主墩（3号墩和5号墩）的弯矩有很大的改善，对中间的主墩（4号墩）的弯矩影响很小，4号墩的弯矩本来就不大。以5号墩桥墩前肢墩底为例，顶推力的施加给一个与原来弯矩反方向的弯矩，使得最大弯矩减小为原来的46%。

［1］ 张刚刚，吴重男.连续刚构桥合龙段顶推力设计探讨［J］.中外公路，2011，31（4）：119-123.

［2］ 周光伟，陈得良.连续刚构桥合龙温度的合理确定及高温合龙对策［J］.长沙交通学院学报，2006（3）：15-19.

［3］ 吴 彪.矮墩连续刚构合龙段的顶推施工［J］.公路，2004（7）：165-167.

［4］ 陈洪彬，陈 群，王 裴，等.大跨度连续刚构桥合龙顶推效应分析及方案设计［J］.公路，2009（7）：209-211.

［5］ 中交第二公路勘察设计研究院有限公司，铁道第三勘察设计院集团有限公司.恩施至来凤高速公路工程第TJ－2标段两阶段施工图设计［Z］.武汉：中交第二公路勘察设计研究院有限公司，2005.

［6］ 胡清和.多跨连续刚构桥构造分析及合龙技术研究［D］.重庆：重庆交通大学，2009.

［7］ 邹毅松，单荣相.连续刚构桥合龙顶推力的确定［J］.重庆交通学院学报，2004（2）：11-13.