边跨非常规合龙对连续刚构桥主梁线形的影响分析

黄鹏宇

（1.重庆交通大学土木建筑学院，重庆400074；2.广西翔路建设有限公司，广西 南宁530000）

0 引言

高墩大跨预应力混凝土连续刚构箱梁桥以其结构轻盈、造价低廉、技术成熟、适应性强等优点，受到广大桥梁建设者的青睐，特别是在山区高等级公路建设中应用更广，该桥型普遍采用悬臂浇筑施工工艺[1]。

合龙段施工时线形控制不好，便会造成桥梁合龙后线形不平顺，更会造成合龙段受力不均衡。合龙段的静定系数以及梁段的徐变收缩进程都随着合龙的改变而改变，将会引起与施工关系较密切的内力及次内力重分布，影响成桥结构的内力和线形状态[2-5]。因此，悬臂浇筑施工的一个重要环节就是确定合适的合龙方案。

钟正强等人结合湘江南大桥的施工控制建立有限元模型，对比了一次落架和分段合龙两种边跨合龙方案对成桥累积位移和成桥内部的影响，得到的结论是：支架的整体刚度对一次落架的合龙方案没有影响，但是对分段施工有影响，刚度越小，影响越大[6]。周军生等人经过研究分析，指出当连续体系梁桥边主跨比在0.54～0.56 之间或者稍大时，可以取消落地支架，采用导梁支撑于边墩上后施工边跨合龙段[7]。张铭等人通过研究分析发现，刚构-连续组合体系梁桥边跨合龙采用吊架施工与支架施工相比，在边跨的预抛值有所增大，在次边跨的预抛值减小[8]。宋胜录等人在《连续-刚构组合体系梁桥合龙方案》中研究了边跨合龙段和中跨合龙段预应力钢束不同的张拉顺序对主梁线形的影响，发现分批张拉能够降低主梁合龙过程中的挠度值，并能保证施工过程和使用过程的安全性[9]。

文献表明，现阶段关于连续刚构桥边跨合龙方式对成桥线形的影响的研究还很分散，可参考的资料较少。

某高速公路上一座主桥为5跨的预应力连续刚构桥，施工过程中1#墩托架预埋件的实际预埋位置比设计位置高，这会导致立模浇筑之后混凝土标高不符合设计要求，且1#墩地面坡度很陡，6#墩处边跨现浇段距离地面较高（支架最低处为45m），采用支架施工较困难，原设计方案已不能满足实际要求。根据现场情况，变更边跨现浇段的施工方案为在浇筑完T构边跨悬臂端最后一节段后，空挂篮前移，一端支承于箱梁T构端部，另一端支承于过渡墩（1#、6#墩）上，劲性骨架连接，立模浇筑混凝土，进行边跨合龙，即同时浇筑2m现浇段和原设计方案的2m合龙段[9-10]。本文中称变更后的边跨合龙方式为边跨非常规合龙方式。

为评估该边跨非常规合龙方式对主梁线形的影响，本文依托该5跨连续刚构桥，建立边跨非常规合龙方式和边跨常规合龙方式（先完成边跨现浇段浇筑成型、最后进行边跨合龙段浇筑成型）的有限元模型，对主梁线形、墩顶位移进行了对比分析。分析表明，边跨采用非常规合龙方式，进行及时有效的施工控制、采用合理的预抛值、并在次边跨合龙时采取合理的施工措施，可以得到比较良好的主梁线形和比较协调的墩顶位移，也能保证施工过程和使用过程的安全性。

本文丰富了关于边跨合龙方式对T型连续刚构桥的影响的研究，研究结论可为类似多跨连续刚构桥合龙施工方案决策提供一定的参考和理论依据。

1 工程概况

该大桥位于某高速公路上，主桥为5跨预应力连续刚构桥，跨径为（45+3×80+45）m。其立面示意图如图1所示。

图1 大桥立面示意图（单位：m）

该桥的主梁采用三向预应力单箱单室的混凝土箱梁，箱梁根部高度为4.7m，跨中梁高2.2m，其间梁高按2.0 次抛物线变化。箱梁顶板宽12.775m，底板宽7m，顶板厚0.30m，底板厚由跨中0.32m 按2.0 次抛物线变化至根部0.8m，腹板厚度分别为0.5m、0.7m，桥墩顶部范围内箱梁顶板厚0.4m，底板厚1.1m，腹板厚0.7m。主桥2#、3#、4#、5#桥墩采用双肢实心墩，横桥向宽7m，顺桥向厚1.8m。墩基础采用桩基础。

2 大桥边跨合龙方案

2.1 原边跨合龙设计方案

原边跨合龙设计方案为：边跨现浇段长3.75m，1#墩处现浇段利用墩顶，采用动态平衡配重施工；6#墩处现浇段利用支架现浇。在浇筑倒数第二块节段混凝土的同时，在1#墩处安装承托式桁架浇筑现浇段；6#墩处搭设支架浇筑现浇段，为减小支架荷载，分两层浇筑。浇筑完T 构边跨悬臂端最后一节段后拆模，模板及施工机具撤离，安装吊架，合龙段立模，吊架一端支承于T 构端部，另一端支承于托架上。安装悬臂端水箱，水箱荷载作用在箱梁上。浇筑合龙段混凝土，边浇筑混凝土边减小水箱重量，混凝土浇筑完的同时，水箱重量应卸载完毕。本文称大桥边跨合龙原设计方案为常规边跨合龙方案，如图2所示。

图2 常规边跨合龙原设计方案施工图

2.2 边跨合龙变更方案

根据现场条件并考虑实际影响，拟定变更方案。

变更方案为：浇筑倒数第二块节段混凝土的同时，在过渡墩（1#、6#墩）上立模浇筑1.75m现浇段；浇筑完T 构悬臂端最后一节段后张拉拆模，空挂篮前移，一端支承于箱梁T构端部，另一端支承于过渡墩（1#、6#墩）上，劲性骨架连接，立模浇筑混凝土，进行边跨合龙，即同时浇筑剩下的2m现浇段和原设计方案的2m合龙段。浇筑混凝土的同时在T构的另一悬臂端加平衡重，混凝土从开始浇筑到浇筑完成，平衡重应逐渐增加，使T构所受偏心弯矩较小。

此变更方案由于现浇段的非常规浇筑施工导致边跨非常规合龙，也称为非常规边跨合龙方案，如图3所示。

3 有限元模型的建立

图3 非常规边跨合拢变更方案施工图

本文采用有限元软件Midas-Civil 进行建模。参照大桥的实际情况并根据研究需要分别建立常规边跨合龙模型（设计方案）和非常规边跨合龙模型。

两模型的相同参数：都采用空间梁单元，模型整体坐标中，X轴表示顺桥向，Y轴表示横桥向，Z轴表示竖向。采用悬臂浇筑法施工，每个梁段作为1 个施工阶段，每个施工阶段为12d，单元初次加载龄期5d，考虑张拉预应力钢束、挂篮安装就位、立模与调整标高和混凝土浇筑4 个施工过程；预应力钢束松弛系数ξ=0.3，预应力钢束与管道壁的摩阻系数μ=0.2，局部偏差系数k=0.0015，钢束锚固时弹性回缩变形为6mm；截面从跨中到墩顶采用2.0次抛物线变化，采用变截面梁单元模拟；荷载主要考虑自重、预应力荷载、挂篮荷载、混凝土湿重和二期铺装荷载；边界条件为墩底固结，2#、3#、4#、5#桥墩为墩梁固结，1#、6#桥墩为墩梁铰接。有限元模型如图4所示。

图4 有限元模型

常规边跨合龙模型，全桥主梁共划分208个单元，217个节点。边跨现浇段3.75m，划分为4个单元，合龙段2m，划分为2 个单元；各个施工阶段按原设计边跨合龙方案模拟。

非常规边跨合龙模型，全桥主梁共划分214个单元，223个节点。边跨现浇段1.75m，划分为3个单元，合龙段4m，划分为6个单元。倒数第2个施工阶段和最后1 个施工阶段按变更边跨合龙方案模拟。

4 两边跨合龙方案模型的计算结果对比分析

对非常规边跨合龙的边跨合龙、次边跨合龙、中跨合龙、成桥和只考虑恒载作用下的成桥10年这5个阶段的主梁应力进行分析比较。

（1）边跨合龙阶段主梁线形比较

悬臂施工中，常规边跨合龙方案和非常规边跨合龙方案合龙边跨后，边跨及其悬臂端累计竖向位移如图5所示。

图5 边跨合龙后主梁累计竖向变形

第1 跨悬臂结构与第5 跨悬臂结构对称，在此只分析第1跨悬臂结构的累计竖向位移。

由图5可知，2#墩大桩号方向主梁：常规合龙和非常规合龙各施工节段竖向变形量相差不大，且都呈现上挠趋势，悬臂端变形量最大，常规合龙上挠达到29.2mm，非常规合龙上挠达到23.2mm。

2#墩小桩号方向主梁：边跨常规合龙方式下，边跨各节段的竖向变形量与2#墩大桩号方向主梁常规合龙的竖向变形呈对称趋势；边跨非常规合龙方式下，边跨各节段竖向变形都呈下挠趋势，最大下挠处与边跨常规合龙竖向变形量相差达到30.5mm。

（2）次边跨合龙阶段主梁线形比较

两方案合龙边跨后，在浇筑次边跨合龙梁段混凝土之前，边跨及其悬臂端累计竖向变形如图6所示。

图6 浇筑次边跨合龙段混凝土前边跨及其悬臂端累计竖向变形

由图6可知，2#墩大桩号方向主梁：边跨非常规合龙方式下，由于边跨进行的不平衡长度整体悬浇，边跨预应力张拉后，各节段上挠变形量都比常规合龙大，在悬臂端最大上挠处达到27.9mm；边跨常规合龙方式下，主梁与边跨合龙段浇后比，略有下降趋势，但不明显，右悬臂端最大上挠达到18.1mm。

2#墩小桩号方向主梁：边跨非常规合龙方式和边跨常规合龙方式各节段与边跨浇后比，变化不大。由此可得，边跨非常规合龙同边跨常规合龙相比，在2#墩大桩号方向主梁最大悬臂端处上挠相差达到10mm，影响次边跨正常合龙。

在边跨非常规方案模型的次边跨悬臂端加强制力，使次边跨悬臂端位移值与常规相同。经反复试加，次边跨悬臂端加330kN的力时，边跨非常规与边跨常规的次边跨悬臂端位移值达到一致。边跨非常规方案模型加强制力后，边跨及其悬臂端累计竖向变形如图7所示。

图7 加强制力后边跨及其悬臂端累计竖向变形

两方案强制合龙次边跨后，主梁累计竖向变形如图8所示。

图8 次边跨合龙后主梁累计竖向变形

由于左边次边跨悬臂结构和右边次边跨悬臂结构对称，在此只分析左边边跨和次边跨悬臂结构的累计竖向变形。

由图8可知，3#墩大桩号方向和小桩号方向主梁在边跨非常规合龙方式和常规合龙方式下各节段竖向变形量几乎一致。两种方案在次边跨合龙段最大上挠达到50mm，比边跨合龙时明显增大。

（3）中跨合龙阶段主梁线形比较

两方案合龙中跨后主梁累计竖向变形如图9所示。

图9 中跨合龙后主梁累计竖向变形

由图9可知，在边跨非常规合龙方式和常规边跨合龙方式下，3#墩、4#墩在大桩号方向和小桩号方向各节段竖向变形量变化几乎一致。对比图9和图8可看出，2#墩和5#墩大、小桩号方向的主梁各节段竖向变形量没有变化。

（4）成桥阶段主梁线形比较

两方案合龙成桥后的主梁累计竖向变形如图10所示。

图10 成桥主梁累计竖向变形

由图10 可知，中跨合龙段大桩号、小桩号方向主梁在边跨非常规合龙方式和常规合龙方式下，各节段竖向变形量变化趋势相同，变形量相差不大。对比图10 和图9 可以看出，边跨非常规合龙方式和常规合龙方式在次边跨和中跨合龙段竖向上挠变形量有所减小，其他主梁各节段竖向变形量未发生较大变化。

（5）成桥10年主梁线形比较

两方案在恒载和混凝土收缩徐变作用下，随着时间的发展，成桥10 年后主梁累计竖向变形如图11所示。

图11 成桥10年主梁累计竖向变形

对比图10和图11可以看出，成桥10年后主梁各节段由于材龄的增长，边跨非常规合龙和常规合龙的主梁各节段下挠变形量有所增长。3#墩位移下降量最大，2#墩次之，4#墩和5#墩位移下降量基本一致。随着时间的发展，在混凝土收缩徐变的作用下，主梁挠度变化量逐渐增大。

5 墩顶水平位移比较

桥梁在合龙时由于受施加的预应力及墩高差异的影响，不同合龙方案引起的墩顶顺桥向水平位移不同。2#～5#刚接墩墩顶水平位移分布见表1。由表1可以得到看出：

表1 墩顶水平位移值（单位：mm）

表1（续）

（1）边跨合龙阶段，边跨常规合龙方式下，2#、5#墩墩顶水平位移变形量绝对值比边跨非常规合龙方式下小；

（2）边跨非常规合龙在次边跨合龙阶段、中跨合龙阶段、成桥阶段和只考虑恒载作用下成桥10 年的情况下，所有墩顶水平位移绝对值比边跨常规合龙方案都小。

6 结论

（1）边跨非常规合龙增加了5跨连续刚构桥次边跨正常合龙的难度，引起2#墩的大桩号方向梁段和5#墩的小桩号方向梁段竖向位移增大，即下挠梁段的下挠度减小，上挠梁段的上挠度增大。在施工中需要考虑在次边跨合龙前加强制力消除边跨非常规合龙对次边跨合龙的影响。

（2）边跨非常规合龙对边跨的线形改变比较明显，引起边跨梁段整体下挠，且随时间的推移下挠度逐渐增大，最大挠度差达到30.5mm，增加了边跨的施工控制难度，在施工中需要予以充分考虑。

（3）从减小墩顶位移变形量和使变形更为协调的角度考虑，边跨非常规合龙更加合理。

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