不对称小半径曲线连续刚构桥合龙顶推效应分析*

方美平， 陈欣韵， 王旭燚， 陈闯

(1.杭州地方铁路开发有限公司， 浙江 杭州 310009；2.重庆交通大学 土木工程学院， 重庆 400074；

合龙顶推对于改善超静定结构受力和变形具有重要意义，被广泛用于三跨和多跨连续刚构桥、V形墩连续刚构桥、不对称连续刚构桥、桁架式钢管砼拱桥及矮塔斜拉桥等。对于预应力砼连续刚构桥，主梁在中跨预应力、降温和砼收缩徐变作用下会缩短，从而迫使桥墩向中跨偏移，产生结构次内力和主梁下挠，对结构产生不利影响。工程上，为消除或降低成桥后上述因素对连续刚构桥的不利影响，往往在主梁中跨合龙前进行合龙顶推。关于直线连续刚构桥合龙顶推效应，武鑫哲分析了某三跨连续刚构桥合龙顶推力对桥墩应力的影响，结果表明墩底中跨侧压应力随顶推力的减小而增大；陈洪彬等分析了合龙顶推对连续刚构桥施工控制、长期挠度及桥墩内力的影响，认为顶推力对上部结构预拱度影响较大，对上下缘应力差不大的主梁长期挠度影响不显著，有利于减小运营期次墩弯矩；李金龙等分析了某三跨高墩连续刚构桥顶推对主梁线形的影响，结果表明合龙顶推能改善成桥后主梁线形；耿永魁分析了某六跨连续刚构桥在中跨合龙和次中跨合龙顶推过程中结构的变形，结果表明合龙顶推不仅使结构产生纵向水平位移，还使结构合龙口悬臂端产生较大挠度。但关于曲线连续刚构桥尤其是不对称曲线连续刚构桥合龙顶推效应的相关研究较少。受曲率的影响，曲线连续刚构桥在砼收缩徐变、温度及合龙顶推力作用下的力学行为复杂，有必要分析不对称曲线连续刚构桥合龙顶推效应。该文以宁波某大跨不对称小半径曲线连续刚构桥为工程背景，通过数值模拟分析砼收缩徐变和温度对桥墩受力和变形的影响，分析桥梁结构在设计合龙顶推力作用下的力学行为，为桥梁合龙顶推控制提供借鉴。

1 工程背景及数值模型简介

1.1 工程背景

宁波市轨道交通4号线上跨杭深、萧甬铁路工程的大跨不对称小半径曲线转体连续刚构桥全长301 m，桥跨布置为(68+138+95) m(见图1、图2)。桥位上行线路中心线曲率半径为350 m，主梁截面顶板宽11m，底板宽7m。该桥采用不对称布跨，两T构悬臂长度分别为50和86 m，27#墩T构(小T构)主梁高5～9 m(按1.8次抛物线变化)，对称悬臂浇筑13个节段，编号为Z0～Z12；28#墩T构(大T构)主梁高5～12 m(按1.8次抛物线变化)，对称悬臂浇筑22个节段，编号为Y0～Y21，主梁截面见图3。桥墩采用箱形截面，受多因素影响两桥墩墩高和截面均不对称。在桥墩曲线外侧张拉竖向预应力，27#墩高17.65 m，墩顶横向宽7 m、纵向长5.5 m，墩底横向宽8.6 m、纵向长5.5 m；28#墩高16.55 m，墩顶横向宽7 m、纵向长6.5 m，墩底横向宽11.4 m、纵向长6.5 m。

图1 桥梁平面布置示意图(单位：m)

图2 桥梁立面布置示意图(单位：m)

图3 主梁截面示意图(单位：mm)

1.2 有限元模型

采用有限元软件MIDAS/Civil建立该桥计算模型(见图4)，全桥共881个单元、918个节点。计算模型中输入桥墩竖向普通钢筋，并在桥墩截面刚度计算中考虑其影响。主梁、桥墩、承台、桩基之间采用弹性-刚性连接，桩底采用固结约束。桩土相互作用根据地质资料，采用m法计算各土层的土弹簧刚度，并作为边界条件直接施加在桩的节点上。梁端两侧按照实际支座情况建立约束，分别模拟纵向活动支座和双向活动支座，其中双向活动支座仅模拟竖向支撑，竖向刚度取为5×106kN/m，纵向活动支座除模拟竖向支撑外，约束径向位移。模型按照实际施工过程划分90个施工阶段，各节段悬臂施工分为挂篮就位、砼浇筑和预应力张拉3个施工阶段。曲梁自重扭矩通过节点扭矩施加。

图4 桥梁有限元模型

2 收缩徐变和温度对桥墩受力和变形的影响分析

2.1 收缩徐变和温度对桥墩变形的影响

2.1.1 收缩徐变对桥墩变形的影响

砼收缩徐变致使中跨主梁下挠缩短而迫使桥墩发生向跨中侧的变形是需进行合龙顶推的重要原因之一。运营期桥墩墩顶变形随砼收缩徐变的发展情况见图5，其中纵向位移以小桩号指向大桩号为正，横向位移以沿曲线径向指向圆心为正，扭转角以使桥墩顺时针转动为正，下同。

由图5可知：随着成桥后主梁砼的收缩和徐变，两桥墩墩顶发生向跨中侧和曲线内侧的位移，27#、28#墩分别出现顺时针和逆时针扭转。其中27#墩墩顶纵向位移和扭转角分别由成桥状态的5.81 mm、0.54×10-4rad增长为成桥10年的16.95 mm、2.29×10-4rad，横向位移由成桥状态的-0.07 mm变为成桥10年的4.43 mm；28#墩墩顶纵向位移和扭转角分别由成桥状态的-4.15mm、-0.74×10-4rad增长为成桥10年的-12.32 mm、-2.49×10-4rad，横向位移由成桥状态的-0.98 mm变为成桥10年的1.24 mm。这3种变形均呈缓慢增加趋势，且两墩变形存在明显的不对称。

图5 收缩徐变对桥墩墩顶变形的影响

2.1.2 温度对桥墩变形的影响

当桥梁未在设计合龙温度合龙，特别是实际合龙温度高于设计合龙温度时，成桥后主梁会因降温发生缩短，迫使桥墩发生变形，这是需进行合龙顶推的另一重要原因。桥墩墩顶变形随桥梁实际合龙温度高于设计合龙温度的温差的变化见图6。

图6 降温对桥墩墩顶变形的影响

由图6可知：温度会迫使桥墩产生纵向位移、横向位移及扭转角，降温迫使两桥墩墩顶发生向跨中侧和曲线内侧的位移，并迫使27#墩发生顺时针扭转、28#墩出现逆时针扭转，这一变化规律与砼收缩徐变作用效应基本一致。温度对桥墩各项变形的影响呈明显的线性变化，27#墩墩顶纵向位移随温度的变化率约为0.57 mm/℃，横向位移随温度的变化率约为0.21 mm/℃，扭转角随温度的变化率约为6.8×10-6rad/℃；28#墩墩顶纵向位移随温度的变化率约为-0.43 mm/℃，横向位移随温度的变化率约为0.13 mm/℃，扭转角随温度的变化率约为-7×10-6rad/℃。可见，温度对两桥墩变形的影响同样存在明显的不对称。

2.2 收缩徐变和温度对桥墩受力的影响

2.2.1 收缩徐变对桥墩受力的影响

桥梁在运营期桥墩墩底的正应力随砼收缩徐变的变化见图7，其中正应力以受拉为正、受压为负，下同。

图7 收缩徐变对桥墩墩底正应力的影响

由图7可知：在砼收缩徐变作用下，曲线连续刚构桥桥墩墩底正应力随运营期砼收缩徐变的发展而不断变化，变化速率随时间逐渐降低，且中跨侧压应力逐渐增大，边跨侧压应力储备逐渐减小，27#墩边跨侧甚至于成桥后不到3年出现拉应力。此外，曲线外侧的正应力改变速率快于曲线内侧，原因在于砼收缩徐变不仅使桥墩承受纵向弯矩，还使其承受横向弯矩。

2.2.2 温度对桥墩受力的影响

曲线连续刚构桥桥墩墩底的正应力随降温的变化见图8。

图8 降温对桥墩墩底正应力的影响

由图8可知：曲线连续刚构桥桥墩墩底正应力随温度的降低呈线性变化，且边跨侧压应力储备逐渐减小，甚至出现拉应力，中跨侧压应力逐渐增大。温度对桥墩墩底正应力的影响与砼收缩徐变的作用效应的一致性表现在曲线外侧的正应力改变速率快于曲线内侧。

3 合龙顶推对桥墩受力和变形的影响分析

实际工程桥梁设计顶推力为4 000 kN，通过有限元分析，得顶推过程中前后桥墩受力变化见表1，桥墩和主梁关键截面变形变化见表2，成桥状态下桥墩受力和变形改变情况分别见表3、表4，其中墩底截面应力点编号同图7和图8。

表1 顶推前后桥墩墩底正应力

表2 顶推前后桥墩和主梁关键截面的变形

表3 顶推力对成桥状态下桥墩墩底受力的影响

由表1可知：合龙顶推使最大单悬臂状态墩底边跨侧(1#和2#)压应力增大、中跨侧(3#和4#)压应力减小，且曲线外侧(1#)压应力增大比曲线内侧(2#)大。结合表2可看出：合龙顶推使桥墩产生向边跨侧和曲线外侧的弯曲变形，该变形与砼收缩徐变和降温作用效应相反。此外，受曲率的影响，主梁产生纵向和竖向变形、横向变形和扭转变形，且受桥墩不对称和布跨不对称的影响，两侧桥墩和合龙口两侧位移均呈现明显的不对称，合龙口两侧的位移对合龙顶推的敏感性高于桥墩墩顶，实际合龙顶推控制可结合合龙口两侧位移进行。

由表3、表4可知：合龙顶推会增大桥墩边跨侧压应力储备，使成桥状态下桥墩墩底压应力更均匀。在4 000 kN合龙顶推力作用下，成桥状态下桥墩墩顶纵向位移接近零，使桥墩在纵向处于竖直状态，且横向位移和扭转变形较小。

表4 顶推力对成桥状态下墩顶位移的影响

4 结论

(1) 曲线连续刚构桥在砼收缩徐变及降温作用下，桥墩墩顶会产生向跨中侧的纵向位移和向曲线内侧的横向位移及扭转变形，桥墩中跨侧压应力逐渐增大，边跨侧压应力储备逐渐减小，且受曲率的影响，曲线外侧的墩底正应力变化速率快于曲线内侧。

(2) 桥墩不对称、主梁布跨不对称均会使桥墩和主梁在砼收缩徐变、温度和顶推力作用下产生不对称的变形和受力。

(3) 合龙顶推使桥墩产生与砼收缩徐变、降温作用效应相反的纵、横向弯曲变形和扭转变形，能改善成桥状态下桥墩变形和受力。

(4) 合龙顶推控制可在桥墩变形控制的基础上辅以合龙口两侧位移控制。