刚构-连续组合桥合龙施工顶推力研究

潘　浩

(湖南路桥建设集团有限责任公司，湖南 长沙　410004)



刚构-连续组合桥合龙施工顶推力研究

潘浩

(湖南路桥建设集团有限责任公司，湖南 长沙410004)

大跨度刚构-连续组合桥悬臂施工合龙时，受诸多因素影响，需通过施加顶推力的方式对桥梁结构线型进行调整，以达到最优的成桥状态。以某(72+3×128+72)m高墩大跨刚构-连续组合桥为工程背景，基于刚构桥顶推合龙工序，建立该桥施工仿真有限元模型，考虑温度变形和收缩徐变对墩顶变形的影响，对实际桥墩刚度及约束条件下的施工顶推力进行研究。研究结果表明：高温合龙及收缩徐变均会造成梁体工后缩短并引起墩顶位移，需在合龙前进行顶推；桥墩刚度及约束条件对顶推力均存在较大影响；综合考虑合龙温度、收缩徐变及桥墩刚度等因素确定的合理顶推力有效控制了梁体纵向变形，合龙误差满足相关要求。

；刚构-连续组合桥；合龙施工；温度变形；收缩徐变；顶推力

0　引言

刚构-连续组合具有受力合理、构造简单、易于维护、造价低等特点，广泛应用于我国山区公路及跨河道路[1]。大跨度刚构-连续组合常采用悬浇法对称施工，并在各悬浇块末端进行合龙施工，以形成全桥结构体系。刚构桥合龙施工工序较为复杂，主要工序包括压重、安装合龙段劲性骨架、浇注合龙段混凝土、张拉预应力等[2-6]。而对于高墩大跨刚构-连续组合桥，其温度变形及收缩徐变效应明显，需采用顶推方式对其进行补偿。

本文以某(72+3×128+72)m高墩大跨刚构-连续组合桥为依托，综合考虑温度变形和收缩徐变对墩顶变形的影响，研究实际桥墩刚度及约束条件下的刚构-连续组合桥合龙施工顶推力。

1　工程概况

某山区高速公路预应力混凝土刚构-连续梁组合体系桥梁跨径组合为(72+3×128+72)m，桥面宽度15.5 m，采用单箱单室截面，墩顶梁高7.2 m，跨中梁高3.2 m，桥型布置图见图1。该桥位于峡谷地区，桥墩高度相差较大，且1#、2#、6#墩处设有支座，3#～5#墩与梁体固结，全桥呈非对称结构体系。下部结构采用单肢薄壁空心墩，配以承台桩基础，最大墩高达105 m。

图1　全桥桥型布置图(单位；m)

混凝土刚构-连续梁组合桥通常采用对称悬浇施工，合龙顺序为先边跨合龙(第1跨和第5跨)，再中跨合龙(第3跨)，最后合龙次中跨(第2跨和第4跨)。鉴于2#、3#墩T构施工进度较快，4#、5#墩T构施工进度落后，而该桥为全线控制性工程，需尽快完工，经设计计算、专家论证，对大桥的合龙顺序进行调整。调整后的大桥合龙方案为：先合龙第1跨和第2跨，再同时合龙第3、4、5跨，并在第3跨和第4跨处进行合龙前顶推。

2　顶推合龙工序流程

该刚构-连续梁组合桥最终采用两阶段合龙方案，而顶推施工时，第1跨和第2跨已经合龙，形成超静定体系，且各墩高相差较大，全桥呈非对称结构，合龙精度较难控制，其顶推合龙施工的流程如图2所示。

图2　顶推施工工序流程图

图2中各关键工序流程的施工要点如下：

1) 平衡压重：合龙施工前，在各个T构悬臂端进行平衡压重，将梁段线形调整至合龙线形，并在浇注混凝土的同时进行等重卸载。

2) 持续观测：在合龙前应进行持续观测，确保各个T构达到稳定状态。持续观测频率为2 h/次，时间不短于48 h，再根据现场观测数据确定合龙时间。最佳合龙时间一般在夜间，此时梁体温度较低且稳定性好，易于控制合龙误差。

3) 误差调整：根据观测数据确定合龙前压重确需调整的，可对悬臂端压重进行适当调整，但幅度不宜过大，防止不对称荷载超限。

4) 施加顶推力：顶推施工压缩已浇梁段并产生墩顶纵桥向变形，对桥梁结构温度变形及收缩徐变变形具有一定的抵消作用，使全桥成桥后受力更为合理。

5) 锁定劲性骨架：在达到顶推力及顶推变形后，立即锁定各个合龙段的劲性骨架。

6) 浇注混凝土：劲性骨架焊接锁定后，宜尽快浇注合龙段混凝土，避免太阳照射引起桥梁温度变化对合龙精度造成影响。混凝土浇注的同时应等重卸除压重，确保合龙段混凝土的受力与设计情况相同。

7) 张拉合龙段钢束：合龙段混凝土强度、龄期均达到标准后，按照设计要求张拉合龙段预应力束，张拉顺序先近腹板束后远腹板束、先长束后短束。

8) 体系转换：解除支座处临时固结将释放墩顶弯矩，引发相邻跨的受力、变形重分布，为确保结构安全，在上部结构合龙段钢束张拉完毕后，方可解除墩顶临时固结。

3　顶推合龙控制分析

基于MIDAS/Civil平台建立全桥施工仿真有限元模型，刚构-连续梁组合桥模型包括主梁及2#～5#墩，均采用梁单元进行模拟，全桥共计356个单元，其中主梁单元184个，桥墩单元172个。2#墩为临时固结，体系转换后为纵向滑动支座，其余墩均为墩梁固结。墩底约束为固结，假设桩基刚度无穷大，顶推力则采用集中力进行模拟。本文主要研究悬臂浇注完成后顶推合龙各个工序的桥梁结构受力及变形规律。

3.1温度变形特性

在某一特定地区，环境温度在设计温度附近变化，当合龙时温度比设计温度高时，会导致成桥后结构升温空间小于降温空间。当结构温度下降时，梁体变短、墩顶产生水平位移，甚至可能引发墩身开裂等病害。计算桥梁结构在系统降温条件下的墩顶顺桥向位移与温度变幅的关系，并将结果绘于图3。

图3　温度变化对应的墩顶位移

图3中数据曲线表明，温度变化引起的墩顶顺桥向位移与温度变幅呈线性关系。温度变化越大，各墩顶位移值越大，需顶推抵消的位移量也就越大，当降温温差达15 ℃时，6#墩墩顶位移量达43.9 mm。根据刚度分配原则，各个墩顶处的纵向位移量各不相同，且方向均指向中跨跨中位置。

3.2收缩徐变变形特性

桥梁结构成桥后，收缩徐变作用下，梁体纵向长度缩短引起墩顶纵向变位。桥墩处于压弯受力状态，弯矩作用下一侧受拉，另一侧受压，当弯矩足够大时，拉应力水平甚至可以超过轴压作用，致使桥墩单侧承受拉应力而出现墩身开裂等病害。基于有限元仿真模型，计算收缩徐变条件下桥梁墩顶顺桥向位移，并将结果绘于图4。

图4　收缩徐变对应的墩顶位移

图4曲线数据表明，收缩徐变作用下，全桥结构的变形随时间推移呈非线性变化趋势，并逐步趋于稳定。在6#墩墩顶，10 a收缩徐变引起的最大位移可达60.9 mm。根据刚度分配原则，各墩墩顶均产生不同幅度指向中跨跨中的变位。参照国内外多座类似桥梁经验及专家意见，确定顶推施工时变形抵消5 a收缩徐变引起的墩顶位移。

3.3顶推变形特性

根据调整后的施工方案，仅在第2合龙阶段进行顶推，而第1合龙阶段结束后第1跨和第2跨已合龙形成Π构超静定体系，4#、5#墩处仍为T构静定结构体系。顶推力需要结构变形产生的抗力来平衡，Π构的在顶推力作用下，由桥墩变形和支座摩阻力共同提供抗力；4#、5#墩T构的顶推力抗力均由桥墩变形提供。计算不同顶推力作用下，各个Π构和T构的墩顶变形规律，其顶推变形特性如图5所示。

图5　顶推力对应的墩顶位移

图5中数据表明，Π构为超静定体系，有多点提供顶推抗力，其顶推刚度最大；4#墩T构的墩高最大，在顶推力作用下变形最显著；5#墩T构变形曲线界于前述二者之间。根据各个Π构和T构的墩顶变形规律可知，为达到相同的顶推位移，其顶推力大小与墩身刚度成正比，与墩高成反比，且超静定Π构的顶推难度比静定T构大。

3.4施工顶推力

基于温度及收缩徐变变形分析可知，施工顶推力的取值与合龙温度值及考虑的收缩徐变时长有关。据现场持续观测结果，确定合龙温度为22 ℃，较设计合龙温度高8 ℃；根据相关资料确定考虑收缩徐变时长5 a，计算得到各个墩顶位置所需的顶推补偿位移值见表1。

表1 墩顶顺桥向位移补偿量位置位移量/mm温度效应收缩徐变效应补偿量合计1#墩墩顶21.642.764.32#墩墩顶15.731.447.13#墩墩顶4.89.714.54#墩墩顶-6.8-14.2-21.05#墩墩顶-17.7-36.2-53.96#墩墩顶-23.4-48.2-71.6

由于顶推力只能对称施加，其作用于Π构和T构上的顶推力如图6所示，Π构受到顶推力值为F1，4#墩T构受到的顶推力为(F1-F2)，5#墩T构受到的顶推力为F2。

图6　顶推力示意图

基于表1中的变形补偿量及图6的受力图示，计算顶推力大小，受顶推力形式限制，最佳顶推力为尽可能接近各顶位移值要求的近似解。求解得到F1=1 490 kN，F2=1 210 kN，此时Π构的位移量为-42.9 mm，4#墩T构墩顶位移为24.8 mm，5#墩T构墩顶位移为58.7 mm，各墩顶处的位移量均与目标位移值相差在5 mm以内。此顶推力组合可补偿由于温度变形及收缩徐变引起的梁体变形及桥墩偏转问题。

3.5顶推控制参数

求解施工顶推力后，将顶推力荷载输入施工仿真模型中，求解线形控制的关键参数，第3跨顶推力对应的相对位移为67.7 mm，而第4跨处的相对位移量为33.9 mm。顶推工序将合龙段两侧梁段向外顶出一定的位移，使合龙段的长度增大一定长度，有效补偿了合龙温度偏高及成桥后收缩徐变引起的梁段缩短效应。顶推力在引起墩顶水平位移的同时会导致Π构和T构的转角，从而在悬臂端出现竖向位移。顶推力作用下各跨合龙段左右侧的挠度值如表2所示。

表2 顶推力作用下悬臂端挠度变形位置悬臂端挠度/mm第3跨小里程侧40.1大里程侧26.5第4跨小里程侧-24.4大里程侧76.8第5跨小里程侧-75.7

表2中数据表明，顶推施工会造成各个悬臂端发生较大的竖向位移，其中第4跨合龙段大里程侧上挠达76.8 mm，而小里程侧则下挠24.4 mm，该合龙段两侧竖向相对变形过大，造成合龙控制困难。因此，在各个T构对称悬浇时应提前调整梁段标高，减小合龙段两侧标高误差，确保大桥顺利合龙。

4　结论

以某(72+3×128+72)m刚构-连续组合桥为工程背景，考虑结构温度效应及收缩徐变效应对结构变形的影响，分析实际施工步骤及桥墩刚度条件下的合龙顶推力，并得到以下结论：

1) 该刚构-连续组合桥的顶推合龙施工包括平衡压重、持续观测、误差调整、施加顶推力、锁定劲性骨架、浇注混凝土、张拉合龙段钢束以及体系转换等多项关键工序，施工过程应严格满足各工序操作要求，确保结构合龙误差在允许范围内。

2) 基于结构温度效应及收缩徐变效应分析，确定合龙温度越高，对应的温度效应补偿顶推力越大；成桥后结构的收缩徐变效应随时间推移呈非线性趋势，并逐渐减弱，确定合龙顶推力计入5 a的收缩徐变效应。顶推力的大小应综合考虑温度效应及收缩徐变效应的影响。

3) 基于顶推力作用下墩顶位移分析可知，为达到相同的顶推补偿位移，所需的顶推力大小与墩身刚度成正比，与墩高成反比，且超静定Π构的顶推难度比静定T构大。

4) 顶推施工在产生结构纵向位移的同时，会引起结构转角，导致悬臂端产生竖向位移，且静定T构悬臂端的挠度尤为显著，在悬臂浇注各个梁段过程中应通过设置预拱度方式予以消除，否则会导致合龙困难。

[1]马保林.高墩大跨连续刚构桥[M].北京：人民交通出版社，2001.

[2]马显红，余毅.高墩大跨连续刚构桥施工控制参数敏感性分析[J].桥梁建设，2012，42(3)：57-62.

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2015-12-08

潘浩(1978-)，男，工程师，从事施工技术和管理工作。

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