大跨径连续刚构桥中跨合龙顶推施工效应分析

李军杰

摘要 为分析刚构桥顶推施工效应，文章以（95+175+95）m预应力混凝土连续刚构桥为例，通过有限元数值法计算桥梁施工顶推力，对比分析理论非顶推施工与实际顶推施工各施工阶段的应力、纵向位移及竖向位移。研究表明，以墩顶面纵向位移值为控制指标，能有效计算施工顶推力。高、低双肢薄壁墩纵向位移对顶推力敏感程度差异较大。顶推力能改善结构受力状态，但影响程度较小。

关键词 连续刚构桥；合龙；顶推力；有限元分析；施工测量

中圖分类号 U445.4文献标识码 A文章编号 2096-8949（2024）05-0042-04

0 引言

双支薄壁墩连续刚构桥具有较强跨越能力[1]，对温度、收缩徐变及支座沉降等作用引起的桥墩位移有较好适应性，具有降低墩顶负弯矩、减小结构内力、优化整体刚度等优势。刚构桥合龙施工阶段对梁体施加水平顶推力，使墩顶产生水平位移以抵抗温差、收缩徐变及施工各阶段引起的反向位移[2]。

其中，王磊等[3]根据最小势能原理，推导刚构桥合龙顶推位移计算方法；陈金盛[4]采用有限元法，分析墩顶水平变位与顶推力之间的关系；滕树元[5]建立结构变形预测模型，分析顶推合龙对结构长期线形的影响；吴锋等[6]采用线性迭代计算的方法，分析多跨混凝土连续刚构桥最佳顶推合龙方案；郑国富等[7]对比分析顶推力对双肢及四肢薄壁墩结构的影响，并计算合理顶推力。相关文献多数集中于合理顶推力计算、顶推合龙方案及顶推对结构线形影响等研究，对刚构桥不等高双肢薄壁墩的顶推合龙施工研究较少。

因此，该文以高、低双肢薄壁墩的预应力混凝土连续刚构桥为研究对象，采用有限元数值方法计算合龙顶推力，分析连续刚构桥主梁和双肢薄壁墩位移、应力效应，评价顶推施工后高低墩连续刚构桥的稳定性及刚度。

1 工程概况

（95+175+95）m预应力混凝土连续刚构桥，采用C55聚丙烯纤维混凝土，下部为不等高、不等厚的双支薄壁墩，如图1所示。该桥主梁为单箱单室箱梁截面，箱梁根部梁高11.2 m，跨中梁高5 m；箱梁梁高按1.8次抛物线渐变，渐变段长度为81.75 m。箱梁顶宽16.31 m，厚0.3 m；悬臂翼缘长4.03 m；底板宽8.25 m，厚度由根部的1.3 m按1.8次抛物线渐变至跨中0.32 m。箱梁设三向预应力体系，纵向预应力分为顶板束、腹板束、合龙束和体外束四种：顶板束采用17φs15.2、19φs15.2和22φs15.2钢绞线；腹板束采用22φs15.2钢绞线；合龙束采用17φs15.2、19φs15.2钢绞线，顶板横向预应力采用3φs15.2、5φs15.2钢绞线，端、中横梁横向预应力采用17φs15.2钢绞线，竖向预应力采用3φs15.2钢绞线；体外束为27φs15.2、31φs15.2钢绞线。主墩编号依次为4#～7#，其中5#、6#采用双肢薄壁墩：5#墩墩高32 m，宽8.25 m，壁厚1.8 m，双肢净间距7.7 m；6#墩墩高20 m，宽8.25 m，壁厚1.5 m，双肢净间距7.7 m。大桥采用挂篮悬臂浇筑施工，其中0#块长14 m，箱梁单“T”共21段：6×3 m+6×3.5 m+9×4.5 m，边跨现浇段长6.28 m，中、边跨合龙段均为2 m。

2 有限元模型

采用Midas Civil软件建立全桥有限元模型，如图2所示。主梁、主墩、承台均采用梁单元模拟，全桥预应力采用钢绞线束施加，钢绞线弹性模量采用1.95×105 MPa。以10年期为运营阶段的收缩徐变效应终值，并考虑实际施工温度效应。根据该桥的受力特性，边界条件按照连续梁刚构桥的实际支撑形式设置。全桥共计153个单元，146个节点。根据桥梁设计图纸及实际施工阶段设置工况，如表1所示。

3 顶推力计算

由于连续刚构桥是墩、梁固结体系，当连续刚构桥中跨合龙温度高于设计合龙基准温度、成桥状态不平衡荷载及各阶段施工累积作用时，会产生主梁跨中下挠，进一步引起主墩水平偏位，同时，在收缩徐变效应下会再次放大主梁跨中下挠。

因此，在中跨合龙施工中，对梁体施加水平顶推力，使墩顶产生各因素引起的水平位移值相等的反向位移，以消除墩顶因各因素引起的水平位移及结构附加的温度应力。根据理论模型各施工工况，由式（1）计算各墩顶的水平位移累计值控制顶推力。

Δx=?（Δx1+Δx2+Δx3） （1）

式中，Δx——总顶推位移；Δx1——成桥状态边、中跨不平衡荷载及各阶段施工累积作用引起的墩顶顺桥向位移量；Δx2——主梁合龙温差引起的墩顶顺桥向位移量；Δx3——运营10年后混凝土主梁收缩徐变效应引起的墩顶顺桥向位移量。

计算得出在桥梁合龙温度为15 ℃时，水平顶推力为3 750 kN。

4 效应分析

4.1 纵向位移分析

实际桥梁中跨合龙施工中，对中跨合龙口施加3 750 kN水平顶推力，按照30%、50%、80%、100%阶段分级加载顶推力。测量合龙段截面顶板、底板及5#高墩、6#低墩顶面的实际纵向位移，如表 2、图 3及图 4所示。

由表 2、图 3及图 4可知，采用同步对称顶推施工，顶推力加载至100%时，主梁合龙段梁截面顶板与底板的顶推力与变形规律相似，纵向位移量基本一致，偏差为11.7%。相反，由于两侧为不等高、不等厚双肢薄壁墩，侧向刚度差异较大，导致高、低墩顶面位移差距大，5#高墩顶面位移为3.6 cm，6#低墩顶面位移为1.2 cm。同时，由于力在混凝土中传递滞后，分级施加顶推力的位移量初始值较小，且梁墩位移差值较大。

4.2 竖向位移分析

沿连续刚构桥主梁顺桥向分别于边跨1/2、墩顶两侧、中跨1/2、中跨1/4及中跨3/4等9处控制截面布置观测点，测量实际顶推合龙后控制截面的竖向位移，如图 5所示。根据实测顶推施工与理论非顶推施工，对比分析合龙后实测与理论控制截面竖向位移，如表 3和图 6所示。

由表 3和图 6可知，相较于理论非顶推施工，顶推合龙后产生了一定的竖向位移，其中跨1/2截面增加了6.9 mm，左右边跨1/2截面分别增加了3.3 mm、2.6 mm。施加顶推力使桥墩在成桥阶段提前向顺桥边跨方向产生水平位移，从而使主梁合龙后产生预拱度进行补偿，有利于减小墩顶水平位移引起的主梁竖向变形。同时，合龙预应力钢束作用引起主梁与薄壁墩产生向两墩内侧方向的位移，进一步改善合龙顶推施工其叠加效应。

4.3 应力分析

沿连续刚构桥主梁顺桥向设置9处控制截面（图 5），每处截面于顶板、底板、腹板布置3组应力测点，取每组应力测点平均值为该处代表值，如图 7所示。同时，测量高、低双肢薄壁墩（跨中为内侧）在中跨合龙前，顶推施工，中跨合龙后时的应力值。主梁控制截面和墩顶截面应力值，如圖 8、图 9所示。

由图 8及图 9可知，各阶段施工中，高、低墩顶截面内外规律相似，顶推施工后，墩顶截面应力幅值增加，随着中跨合龙后应力释放后，其幅值随之降低。其中，相较于外侧墩，由于内侧墩结构变形较大，其应力值也变化较大，6#低墩内侧在顶推后其应力增加88%，随后减少26%。

在主梁控制截面应力中，施加顶推力对刚构桥上部结构受力有一定改善，但幅值变化较小，未改变截面应力变化趋势。

5 结论

以（95+175+95）m预应力混凝土连续刚构桥为依托，分析刚构桥顶推施工效应，通过有限元数值法计算桥梁施工顶推力，对比分析理论非顶推施工与实际顶推施工各施工阶段的应力、纵向位移及竖向位移，得到以下结论：

（1）考虑刚构桥施工各阶段，采用有限元模型以墩顶面纵向位移值为控制，能有效计算施工顶推力。

（2）高、低双肢薄壁墩侧向刚度相差较大，对顶推力敏感程度差异较大，而主梁顶底板变形值基本一致。顶推施工对跨中下挠有一定改善，但影响程度较小。

（3）双肢薄壁内侧墩顶推施工的应力值相对较大，随着合龙应力释放后幅值随之降低。预应力连续刚构桥采用顶推施工后，能有效改善结构受力状态，增加结构稳定性。

参考文献

[1]罗金标， 张桓靖， 钟长裕. 薄壁墩桥梁临时支护体系的施工监测及安全性分析——以高增大桥为例[J]. 科学技术与工程， 2022（34）： 15284-15290.

[2]胡平， 杜钊， 陈家龙， 等. 铁路连续刚构桥合龙顶推力分析[J]. 世界桥梁， 2020（2）： 61-65.

[3]王磊， 杨国俊， 刘晓健， 等. 基于能量法的刚构桥合龙顶推位移计算方法[J]. 合肥工业大学学报（自然科学版）， 2022（10）： 1354-1359.

[4]陈金盛. 多跨连续刚构桥合龙顶推力计算及分析控制[J]. 公路， 2019（2）： 121-124.

[5]滕树元. 滇南山区高墩大跨连续刚构桥施工线形控制[J]. 铁道建筑， 2018（4）： 37-40.

[6]吴锋， 王斌， 宋旭明， 等. 基于线性规划的连续刚构桥合龙段顶推力研究[J]. 长安大学学报（自然科学版）， 2017（5）： 65-72.

[7]郑国富， 彭巍. 大跨度小曲线半径矮墩连续刚构桥设计研究[J]. 桥梁建设， 2020（S2）： 94-98.