大跨度单线铁路混凝土连续梁桥施工合龙方案研究

刘会球



大跨度单线铁路混凝土连续梁桥施工合龙方案研究

刘会球

(中铁二十五局集团 第三工程有限公司，湖南 长沙 410001)

以某铁路专用线上一座(48+80+48) m连续梁桥为工程背景，研究关于悬臂浇筑施工合龙方案对主桥施工过程中应力与挠度以及成桥线形的影响。根据该桥设计特点以及施工可行性，拟定4种不同的合龙方案，并对其进行有限元仿真研究。研究结果表明：不同的合龙方案对桥梁施工过程以及成桥后的应力、挠度有较大的影响；选择在拆除挂篮后，先边跨后中跨浇筑的合龙方案可以有效地减小桥梁施工过程中主桥应力以及挠度，对成桥线形能更好地控制。在该合龙方案下，考虑温度的影响对其中跨合龙段劲性骨架进行合理设计。研究成果可为该类型连续梁合龙施工方案的选择提供参考。

连续梁桥；合龙方案；成桥线形；劲性骨架

修建铁路线，在跨越通航河流、城市公路、铁路线时，采用连续梁的方式能起到不妨碍桥下净空，减小对桥下交通影响的作用。连续梁桥结构体系刚度大，整体性好，安全度高，桥面伸缩缝少，因此被广泛运用[1]。在连续梁悬臂施工过程中，合龙施工作为一个关键环节，对施工过程、成桥后结构应力以及桥梁线型产生重要的影响。周鑫等[2]以一座公路特大桥为例，研究在中跨合龙时底板束张拉顺序对各施工阶段变形以及应力的影响，从而优化施工合龙方案；胡丰玲等[3]结合具体实例，建立有限元模型分析了温度变化对合龙段施工的影响，从而提出了针对该类桥梁的合龙方案；张隆顺[4]通过建立有限元模型，模拟并分析了合龙段顶、底板束不同张拉顺序对施工阶段、成桥后内力变形的影响，从而控制优化施工过程中以及成桥后的内力变形。渠广镇[5]通过有限元软件建立多跨长联连续梁桥讨论不同合龙顺序对成桥时结构内力的影响，从而得出仅从受力方面考虑时最优合龙方案。合龙段施工必须保持梁体线型并且满足受力要求，控制合龙段施工误差[6]。连续梁桥合龙顺序有多种如：先边跨后中跨合龙、先中跨后边跨合龙、全桥一次合龙等[7−8]。如果合龙方案能满足施工以及成桥后梁体设计内力和施工技术的要求，就认为该合龙方案是可行的[9]。不同的合龙方案对成桥时梁体初始恒载内力和体系转换过程中的内力重分布影响较大，因此可以通过优化合龙方案来改善梁体成桥时的受力状态以及桥梁线型的控制[10]。在设计时，合龙方案的选择需要考虑施工块段的应力以及成桥后主桥内力与线型[11]。而在中跨合龙过程中，劲性骨架的设计也十分重要。郑斐[12]在使用阶段考虑内置劲性骨架对合龙段的影响，结果表明其内置劲性骨架对混凝土底缘正应力影响较大；施建振等[13]对中跨合龙段劲性骨架进行分析，研究其刚度对桥梁整体结构的影响。已有研究中没有综合考虑合龙方案对施工阶段以及成桥线形的影响，同时缺乏合龙方案中温度对劲性骨架影响的研究。因此，本文以某铁路专用线上一座(48+80+48) m连续梁为工程背景施工，对其施工合龙方案对主桥施工过程中块段应力与挠度、成桥后主桥线型的影响以及劲性骨架进行设计研究。

1 工程概况

1.1 桥型布置

本桥桥址区地形起伏较小，采用有砟单线预应力混凝土连续梁桥。主桥上部结构采用(48+80+48) m预应力混凝土连续梁，桥长177.3 m，全桥分47个梁段，如图1所示。中支点处A0号梁段长11 m，采用支架现浇施工；悬浇梁段共20个，长度分别为3 m和3.5 m，采用挂篮悬臂现浇施工；边直段长度7.65 m，采用支架现浇施工；边跨合龙段长度2.0 m，跨中合龙段长度2.0 m，合龙段均为现浇 施工。

主梁采用C50混凝土。梁体各控制截面梁高分别为：端支座处及边跨直线段和跨中处为3.2 m，中支点处梁高6.0 m；箱梁顶宽7.0 m，箱梁底宽4.2 m，在中支座处局部加宽到5.4 m。梁体为单箱单室、直腹板变高度连续箱梁结构。

1.2 预应力体系

主梁采用双向预应力体系，纵向预应力体系采用低松弛高强度钢绞线，抗拉强度标准值为1 860 MPa，公称直径15.2 mm，弹性模量1.95×105MPa；管道采用金属波纹管成孔，用自锚式拉丝体系锚固，采用夹片式锚具。纵向束采用9-7Ф5和12-7Ф5预应力钢绞线，顶板束和腹板束的锚下设计张拉控制应力为1 283.4 MPa和1 190.4 MPa，底板束的锚下设计张拉控制应力为1 246.2 MPa。

竖向预应力采用Φ25 mm预应力混凝土用螺纹钢筋，螺纹钢筋抗拉强度为830 MPa，锚下张拉控制应力为650 MPa。

1.3 设计合龙方案

在边跨直线段混凝土浇筑完成，预应力束张拉结束后拆除施工挂篮。合龙顺序为先边跨、后中跨：安装边跨合龙段吊架，支撑，对称施加悬臂端、边跨合龙段压重；安装边跨合龙段模板、浇筑混凝土、拆除边跨压重、直线段预应力束张拉以及拆除吊架；安装中跨合龙段吊架、支撑以及模板、浇筑混凝土；张拉中跨合龙段预应力束以及拆除中跨吊架及压重，进行桥面铺装，中跨合拢段砼强度达到设计50%时，解除活动支座的多余水平约束，强度达到95%和弹模100%后张拉中跨合拢段预应力索，临时预应力索补充张拉至100%控制应力。

2 合龙方案及优化

利用有限元软件建立全桥模型，模拟不同合龙方案下桥梁施工过程。模型按照设计图纸悬臂施工阶段建立，考虑了混凝土自重、预应力效应、收缩徐变、温度等因素。通过模型计算对其内力、变形进行比较选择，给出较优的合龙顺序。

2.1 合龙方案拟定

根据该桥设计特点和施工可行性，本文拟定了4种合龙方案见表1。表1中施工阶段1~33号的施工内容一致，在34号施工阶段后合龙顺序后出现差别。

2.2 合龙方案仿真计算与分析

通过有限元计算模型计算分析对比不同合龙方案下主梁的竖向位移及应力，从而找出最优合龙方案以及不同合龙方案对主桥施工时和成桥后挠度及应力的影响规律。

单位：cm

表1 合龙方案施工概况表

2.2.1 主桥最大压应力

通过有限元仿真计算，得到4种方案下不同施工阶段下各施工块段产生最大压应力绘成图2。图2中最大压应力的含义为每个施工阶段中各块段产生压应力的最大值。由于在第33施工阶段后4种合龙方案合龙顺序出现差异，因此图2主要绘出在33号施工阶段后每个阶段中产生的最大压应力。

通过分析比较上述4种方案在主桥合龙时各施工阶段最大压应力可以得出以下结论：

1) 方案1与方案3在不同施工阶段下块段最大压应力趋势相同，方案2与方案4在不同施工阶段下块段最大压应力趋势相同。

2) 合龙方案1~4各施工阶段下各块段最大压应力分别为：11.9，15.2，11.7和15.3 MPa，分别出现在张拉中跨钢筋、边跨合龙、张拉中跨钢筋以及张拉中跨钢筋施工阶段。方案3与方案1最大压应力相差1.7%。仅从最大压应力处分析比较，合龙方案优化排序为：方案3＞方案1＞方案2＞方案4。

3) 合龙方案1~4在成桥收缩徐变1 500 d后主桥压应力分别为：9.29，12.9，9.16和11 MPa。方案1与3成桥后压应力相差不大，仅为1.4%，仅从成桥后主桥应力比较，合龙方案优化排序为：方案3＞方案1＞方案4＞方案2。

图2 施工阶段最大压应力图

2.2.2 主桥最大竖向挠度

通过有限元仿真计算，得出4种方案下不同施工阶段各施工块段产生的最大竖向挠度见图3，图3中最大竖向挠度的含义为每个施工阶段中各块段所产生竖向挠度的最大值。主要绘出在33号施工阶段后各块段产生的最大竖向挠度。

图3 施工阶段最大竖向挠度图

通过分析比较上述4种方案在主桥合龙时各施工阶段最大竖向挠度可以得出以下结论：

1) 方案1与方案3在不同施工阶段下块段最大竖向挠度趋势相同，方案2与方案4在不同施工阶段下块段最大竖向挠度趋势相同。

2) 合龙方案1~4各施工阶段下各块段最大竖向挠度分别为：−27.4，−97，−34.1和−103 mm，分别出现在11号墩B10号块，11号墩A10号块，12号墩B10号块，11号墩A10号块。方案3与方案1最大竖向挠度相差19.6%。仅从最大竖向挠度处分析比较，合龙方案优化排序为：方案1＞方案3＞方案2＞方案4。

3) 合龙方案1~4在成桥收缩徐变1 500 d后主桥最大竖向挠度分别为：9.56，−94.1，11.1和−95.1 mm。仅从成桥后主桥最大竖向挠度比较，合龙方案优化排序为：方案1＞方案3＞方案2＞方案4。

2.2.3 合龙方案对主桥成桥后线型影响

为了进一步比较分析合龙方案对主桥成桥后线型的影响，这里绘出不同方案下主桥成桥后由结构自重、永久荷载、收缩、徐变和预应力效应等作用下的线型图，见图4。在上述各种作用下桥梁线型与主桥设计线型越接近，即越便于调整控制成桥后线型，则说明该种方案更优。

图4 成桥恒载竖向挠度图

从图4可知：

1) 成桥后方案1与方案3的竖向挠度趋势相同，方案2与方案4的竖向挠度趋势相同。且方案1和3比方案2和4成桥后竖向挠度值明显偏小。

2) 方案1~4成桥后恒载下最大竖向挠度分别为：9.56，97.6，11.1和−95.1 mm。方案1比方案3减小13.9%，因此从成桥后的最大竖向挠度来看，方案1比方案3更利于控制主桥线型。

因此综合考虑最大压应力、最大竖向挠度以及成桥形型因素，在该连续梁悬臂浇筑施工中建议采用方案1的模式进行合龙浇筑。

3 合龙段劲性骨架合理设计

合龙时，为了防止合龙段新浇筑的混凝土由于收缩作用导致悬臂梁端头和合龙段分离；以及当温度变化时，悬臂梁段的伸长或缩短使得合龙段参与体系承受拉、压作用导致合龙段混凝土强度受到影响。可以采取一定技术措施，即对合龙段采用劲性骨架进行临时约束锁定。本节在选取方案1作为施工合龙方案的前提下，考虑温度的影响，就该(48+80+48) m连续梁桥中跨合龙所采用的劲性骨架进行合理设计。

3.1 劲性骨架设计

图5所示为劲性骨架构造立面图，劲性骨架设置采用普通工字钢组拼而成，分别位于箱梁顶、底板与腹板的交点处，临时张拉4根预应力束，张拉力为625 kN。

单位：cm

3.2 劲性骨架优化计算

研究表明，当合龙口处劲性骨架锁定后，需立即释放墩梁临时固结约束，以免由于温差引起的轴向力使得劲性骨架屈曲[14]。因此在合龙口一端墩梁临时固结约束取消后，考虑整体升降温以及非线性温差的影响对劲性骨架进行设计。

3.2.1 整体升降温的影响

解除墩梁临时固结约束后，若温度引起的梁体内力大于支座提供的水平约束力时，此时合龙段劲性骨架的轴向力为梁体摩擦力以及预张拉所提供的压力。

当温升Δ时，合龙口劲性骨架所受压力为：1=+。当温降Δ时，合龙口劲性骨架所受压力为：1=−，为支座摩阻系数，盆式橡胶支座取0.06；为压力临时张拉束提供的预压力。由于整体升降温所产生的劲性骨架的受力由升温控制，因此根据设计文件，当升温20 ℃，计算可得1=3 815.3 kN。

3.2.2 非线性温差的影响

图6 非线性温差引起的弯矩

由非线性升、降温2种情况可以知道：劲性骨架的受力由升温控制，其压力值为2=3 737.5 kN。在综合考虑整体升降温以及非线性温差的最不利情况下，劲性骨架顶板所受轴向力为7 552.8 kN，底板所受轴向力为7 052.8 kN。顶板选用Q345钢40c热轧普通工字钢，则顶板则所需型钢数为3.7根(取4根)，底板选用Q345钢36c热轧普通工字钢，则底板所需型钢数为3.89根(取4根)。

4 结论

1) 不同的合龙顺序会导致结构在施工阶段、受混凝土收缩徐变所产生的应力与挠度各不相同。从本文的4种方案来看，不同合龙顺序下结构的应力与位移相差有明显区别。在其他情况相同的情况下，采用先边跨合龙、后中跨合龙的合龙顺序可以更好的控制主桥应力与最大竖向挠度。

2) 结合主桥在施工阶段、成桥后的最大压应力、竖向挠度以及主桥整体线型分析，方案1与方案3相比可知：在施工阶段最大压应力略大1.7%，成桥后主桥最大压应力略大1.4%的情况下，成桥后恒载作用下最大竖向挠度减少13.9%，主桥整体线型更便于控制，因此在该类连续梁悬臂浇筑施工中建议采用方案1即原设计合龙方案模式进行合龙浇筑。

3) 利用方案1合龙方案进行合龙时，在考虑整体温差以及非线性温差对中跨合龙处劲性骨架影响下对其进行合理设计可得：顶板选用4根Q345钢40c热轧普通工字钢，底板选用4根Q345钢36c热轧普通工字钢时可满足要求。

[1] 李十思. 悬臂浇筑连续梁合龙方式对线形及内力的影响分析[J]. 建筑设计, 2014, 43(5): 69−73. LI Shisi. The analysis of the closure method to alignment and the internal force on continuous beam poured by cantilever[J]. Architectural Design, 2014, 43(5): 69−73.

[2] 周鑫,张雪松,向中富. 悬臂施工连续梁桥合龙方案的讨论[J]. 公路交通技术, 2006, 8(4): 96−99. ZHOU Xin, ZHANG Xuesong, XIANG Zhongfu. Discussion on cantilever construction continuous beam bridge final butting plan[J]. Technology of Highway and Transport, 2006, 8(4): 96−99

[3] 胡丰玲,丁汉山. 连续梁桥中跨合龙方案设计[J]. 淮海工学院学报(自然科版), 2004, 13(1): 66−70. HU Fengling. DING Hanshan. A design of joining the middle span of continuous pre-stressed bridges[J]. Journal of Huaihai Institute of Technology, 2004, 13(1): 66−70.

[4] 张隆顺. 大跨长联连续梁桥合龙方案研究[D]. 长沙: 中南大学, 2012. ZHANG Longshun. Researches on closure scheme of the long-span and long continuous gider bridge[D]. Changsha: Central South University, 2012.

[5] 渠广镇. 多跨长联连续梁桥施工控制关键问题研究[D].西安: 长安大学, 2010. QU Guangzhen. Research on the key technology in construction control of long multi-span PC continuous beam bride[D]. Xi’an: Chang’an University, 2010.

[6] 郑青松. 跨廊良路连续梁合龙段施工与体系转换[J]. 国防交通工程与技术, 2008, 6(5): 70−72. ZHENG Qingsong. Construction and system transformation of closure joint section on the continuous beam[J]. National Traffic Engineering and Technology for National Defense, 2008, 6(5): 70−72.

[7] 章铁军. 南水北调丹江口汉江大桥主桥合龙顺序设计研究[C]// 第17届全国结构工程学术会议, 2008. ZHANG Tiejun. Design of Danjiankou-Hanjiang bridge in the south-to-north water diversion project with different girder closure sequence[C]// The 17th National Academic Conference on Structural Engineering, 2008.

[8] 段斌. 多跨长联连续梁桥合龙施工探讨[J]. 黑龙江交通科技, 2015(7): 152. DUAN Bin. The discussion of girder closure on long construction of multi span continuous beam bridge[J]. Communication Science and Technology Heilongjiang, 2017(7): 152.

[9] 肖啸. 基于不同施工进度下多跨连续梁桥合龙顺序的研究[D]. 长沙: 中南大学, 2014. XIAO Xiao. Optimization of multi-span continuous beam closure sequences under the different construction progress[D]. Changsha: Central South University, 2014.

[10] 何军. 大跨连续刚构桥施工控制及合龙方案研究[D].西安: 长安大学, 2011. HE Jun. The study of closure technics and construction control technology for long span continuous rigid-frame bridge[D]. Xi’an: Chang’an University, 2011.

[11] 宋培浩. 连续梁合龙顺序分析优化[J]. 工程技术, 2015(8): 54−57. SONG Peihao. The analysis and optimization of closure sequences on continuous beam[J]. Engineering Technology, 2015(8): 54−57.

[12] 郑斐. 劲性骨架对悬臂施工桥梁合龙段影响分析[D].西安: 长安大学, 2008. ZHENG Fei. The influence analysis of stiff skeleton on the closure section of the bridge by cantilever construction method[D]. Xi’an: Chang’an University, 2008.

[13] 施建振, 虞建成, 施为民. 连续箱梁桥中跨合龙段劲性骨架优化设计[J]. 施工技术, 2004, 9(9): 3−6. SHI Jianzhen, YU Jiancheng, SHI Weimin. Optimial design of the stiff skeleton at the locking section of the middle span of a continuous box beam brifge[J]. Construction Technology, 2004, 9(9): 3−6.

[14] 尚晋, 李东, 李博强. 悬浇梁合龙段劲性骨架结构分析[J]. 沈阳大学学报(自然科学版), 2013, 8(4): 326−332. SHANG Jin, LI Dong, LI Boqiang. Analysis of the stiff skeleton at the closure section of the bridge by cantilever construction method[J]. Journal of Shenyang University (Natural Science), 2013, 8(4): 326−332.

Study on closure scheme for long span concrete continuous beam bridge with single track railway

LIU Huiqiu

(China Railway 25 Bureau Group 3rd Engineering Co., Ltd, Changsha 410001, China)

Taking a (48+80+48) m continuous beam bridge in a railway special line as the engineering background, the influence of the closure scheme on the stress and the deflection in the cantilever construction process and at the finished bridge state is discussed. According to the design features and construction feasibility of the bridge, four different closure schemes have been studied out. The results of finite element simulation analysis of the four different closure schemes show that: Different schemes have great influences on the stress and deflection in bridge construction process and at finished bridge state. After removing the hanging basket, the closure scheme that pouring between two sides firstly and middle secondly can effectively reduce the stress in bridge construction process, and it can also accurately control the deflection better at finished bridge state. The stiff skeleton of the middle closure section is designed for this superior closure scheme. The research of this paper provides a reference for the selection of the construction scheme of this type of continuous beam bridge.

continuous beam bridge; closure scheme; deflection at finished bridge state; stiff skeleton

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.03.019

U24

A

1672 − 7029(2019)03 − 0706 − 06

2018−09−26

刘会球(1973−)，男，湖南祁东人，高级工程师，从事轨道交通建设与管理工作；E−mail：993614781@qq.com

(编辑 蒋学东)