高墩多跨連續剛構橋合龍技術探討

鐘志權, 李 霖, 張贊鵬, 王國宇

(1.招商局重慶公路工程檢測中心有限公司, 重慶 400067; 2.重慶市云陽縣城市管理局, 重慶 400074)

連續性剛構橋屬于多次超靜定結構,前期施工及合龍溫差導致梁體發生位移,引起主墩偏位[1];運營階段后期由于收縮徐變也可能使得梁體發生豎向撓度和水平位移,造成主墩偏位,產生二次應力。為了消除墩頂偏位,目前通常在連續剛構橋合龍時對梁體施加頂推力,從而使墩頂發生預偏,以調節結構的內力,使其在成橋狀態下更為合理[2-4]。

在頂推力的計算與優化研究方面,殷燦彬等[5]提出了消除墩頂水平位移法和消除主梁拉力法2種關于頂推力的計算方法,并通過數值分析發現,兩者的計算結果基本一致,但主梁拉力法更為簡捷;李勝等[6]通過有限元計算對比分析、科學測試和實橋應用等技術,提出了高墩連續剛構橋可采用不頂推合龍,并給出了判斷指標;胡平等[7]分析了大噸位頂推力對鐵路橋梁結構力學性能的影響,結果表明施加頂推力后主梁下撓、橋墩順橋向水平偏位得到有效控制;梁乾敏等[8]根據工程要求確定目標函數及約束方程,建立多目標、多約束的線性規劃模型,結合模糊數學法得到最優頂推力,提出一種適用于多跨連續剛構橋的合龍頂推力的求解方法;黃杜康等[9]基于敏感性分析方法構造了合龍頂推位移殘差目標函數,借助Matlab優化工具對構造的約束優化問題求解得到最優修正參數,通過對模型迭代修正得到最優頂推力。

山區連續剛構橋可利用高墩的柔度來適應由預應力混凝土收縮徐變和溫度效應所引起的位移,減小次內力的產生[10]。目前,針對橋梁不頂推合龍技術,既能滿足受力要求,又能降低施工難度的研究較少?；诖?本文以三圣特大橋為例,建立有限元數值模型,分析推導了橋梁頂推力的計算公式,利用該計算公式進一步分析頂推力對橋梁結構不同階段變形和受力的影響,并將有無頂推力作用下結構的位移變形和受力性能作為橋梁能否不頂推合龍的判斷依據,供同類型的橋梁設計施工參考。

1 工程概況

三圣特大橋位于重慶三環高速公路合川至長壽段,其主橋為5跨預應力混凝土連續剛構橋,跨徑布置為80 m+3×150 m+80 m,縱坡2%。上部結構為單箱單室變截面箱梁,箱梁根部梁高9.3 m,跨中梁高3.3 m,梁底變化曲線為1.7次拋物線;頂板與底板分別寬12 m與6.5 m,頂板懸臂長度2.75 m,全橋立面構造如圖1所示。主梁采用C55高性能混凝土,縱向預應力由Φs15.2 mm的低松弛高強度鋼絞線提供。

主橋橋墩采用雙肢薄壁墩,雙肢間距5 m,單肢截面尺寸3.5 m×8.5 m,P20、P21、P22、P23的墩高分別為84.5 m、110 m、118 m、87 m,墩身采用C40混凝土,兩邊跨端部采用盆式橡膠支座(GPZ(Ⅱ)7DX/SX)。橋墩采用節段澆筑施工,主梁采用懸臂澆筑施工,該橋采用掛籃合龍方式,首先完成合龍邊跨,其次合龍次中跨,最后合龍中跨。

單位:cm

2 有限元建模

為分析該橋的受力和變形情況,本文采用有限元軟件Midas/Civil建立全橋模型。全橋采用空間梁單元模擬,共計263個節點,248個梁單元(主梁206個,橋墩42個),有限元模型如圖2所示。圖2中,數字代表節點號,豎向位移以上撓為正、下撓為負,水平位移以合川至長壽方向為正。

計算荷載主要包括結構自重、二期荷載(按照50 kN/m計)、濕重、掛籃重量90 t等。主橋和橋墩的連接采用彈性連接的剛性連接模擬,確保墩梁變形同步;支座分為雙向與單向支座用一般連接模擬,支座與主梁的連接采用彈性連接的剛性連接模擬,確保過渡墩支座的水平約束;墩底采用全自由度約束,模擬橋墩實際受力情況。模型按實際施工階段劃分為93個,各節段懸臂施工分為掛籃就位、混凝土濕重、混凝土澆筑和預應力張拉4個施工階段。

3 合龍頂推力計算

本文通過理論計算得到的頂推位移量推導頂推力計算公式,再采用有限元模型確定其頂推力。

3.1 頂推位移量確定

在各合龍段對梁體施加水平頂推力,使墩頂產生與下列因素引起的水平位移值相等的反向位移。

圖2 全橋有限元模型

1) 從頂推施工到成橋時間不長,頂推時考慮完全預頂抵消成橋階段累計的墩頂位移量δ1、合龍溫差引起的墩頂位移量δ2[11-12]。

2) 考慮到若預先頂推100%的30年收縮徐變后引起的墩頂位移量δ3,勢必造成橋梁在成橋后長時間出現過大的反向位移,這不利于橋梁受力,故根據工程經驗,一般只需頂推實際收縮徐變量的60%[13]。因此,總頂推位移量δ為:

δ=δ1+δ2+δ3×0.6

(1)

式中:δ為總頂推位移量;δ1為成橋階段累計的墩頂位移量;δ2為合龍溫差引起的墩頂位移量;δ3為30年收縮徐變后引起的墩頂位移量。

各因素作用下產生的墩頂位移量如表1所示。由表1可知,P20、P23墩的水平位移較大且較接近,P21、P22墩的水平位移較小且較接近,因此,主要以控制P20和P23墩的水平位移為主。

3.2 頂推力確定

1) 頂推力施加

頂推力的施加方式如圖3所示。該橋在次中跨頂推力f1、f3作用下,會產生對P20、P23墩墩頂有利的水平位移,對P21、P22墩墩頂不利的水平位移;而在中跨頂推力f2作用下,會產生對P20～P23墩墩頂有利的水平位移。

表1 各因素作用下墩頂水平位移量 mm

為得到各墩頂水平位移受次中跨頂推力和中跨頂推力的影響程度,在有限元模型中,取中跨頂推力f2=0 kN,次中跨頂推力f1、f3每級按200 kN從0 kN遞增到2 200 kN;同理,假定次中跨頂推力f1、f3分別為0 kN,中跨頂推力f2每級按200 kN從0 kN遞增到2 200 kN,以此得到頂推力與墩頂水平位移關系,如圖4所示。由圖4可知,當中跨頂推力不變時,墩頂水平位移隨著次中跨頂推力的增大呈線性增大[14];同理,當次中跨頂推力不變時,墩頂水平位移隨著中跨頂推力的增大亦呈線性增大,這反映了橋墩在頂推力作用下仍處于彈性階段[15]。

圖3 頂推力施加示意

(b) 中跨

2) 頂推力與墩頂水平位移的關系

由圖4可知,對P20～P23墩墩頂水平位移與頂推力進行擬合,其關系式如式(2)～式(5)所示。

P20墩:δP20=0.04f1+0.02f2

(2)

P21墩:δP21=-0.053f1+0.02f2

(3)

P22墩:δP22=-0.066f3+0.022f2

(4)

P23墩:δP23=0.043f3+0.022f2

(5)

式中:δP20、δP21、δP22、δP23分別為P20、P21、P22、P23墩墩頂總位移量絕對值,可由式(1)得到。

將表1中總頂推位移量的絕對值分別代入式(2)、式(3),得到頂推力f1=569 kN、f2=2 301 kN;同理,分別代入式(4)、式(5),得到頂推力f3=529 kN、f2=2 162 kN。

3) 頂推力確定

為保證橋梁受力平衡,需假定f1=f3,因此取兩者平均值作為合龍段次中跨頂推力;同理,中跨頂推力f2也采用這2種方式計算得到頂推力的平均值。通過建立方程組求解得到f1=f3=549 kN,f2=2 231.5 kN。結合施工綜合考慮,該橋次中跨頂推力為550 kN,中跨頂推力為2 200 kN。

4 不同合龍方式對橋梁受力性能和經濟效益分析

為進一步分析該橋在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下的受力性能,采用有限元軟件Midas/Civil分別建立大橋頂推合龍與不頂推合龍施工成橋全過程的有限元模型,如圖5所示。

4.1 橋墩墩頂水平位移量

為對比有無頂推力對墩頂位移量的影響,計算得到各橋墩墩頂水平位移量,如圖6所示。不頂推合龍時,成橋階段墩頂水平位移量較小,但30年收縮徐變后在P20、P23墩分別產生了81.74 mm、84.25 mm的較大偏位,表明若不頂推合龍,則成橋后收縮徐變將對墩頂產生較大的不利變形。頂推合龍在成橋階段P20、P23墩分別產生了43.29 mm、52.22 mm的較大反向偏位,但30年收縮徐變后墩頂水平位移量較小,這表明通過墩頂水平位移量擬合得到的頂推力計算公式準確,理論頂推力合理,且頂推合龍產生的反向偏位將能較好地抵消未來30年收縮徐變產生的位移變形。

(a) 頂推合龍

(b) 不頂推合龍

圖6 各橋墩墩頂水平位移量

4.2 橋墩受力

1) 通過數值模擬得到合龍過程中各墩墩底的最不利彎矩和應力,如圖7所示。從圖7可知,P20～P23墩墩底在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下均不存在拉應力,頂推合龍的各墩墩底最小壓應力小于不頂推合龍的最小壓應力,頂推合龍的各墩墩底最大壓應力大于不頂推合龍的最大壓應力。

2) 通過數值分析得到成橋及30年收縮徐變后橋墩受力變化情況,如圖8所示。隨使用時間的延長,頂推合龍的壓應力呈減小趨勢,不頂推合龍的壓應力呈增加趨勢,主因是收縮徐變造成橋墩向跨中偏位;在成橋階段,頂推合龍的最大壓應力較不頂推合龍的最大壓應力大0.45 MPa,30年收縮徐變后,頂推合龍的最大壓應力較不頂推合龍的最大壓應力小1.03 MPa。P20～P23墩在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下均不存在拉應力故不會產生裂縫,且壓應力小于《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG 3362—2018)[16](簡稱《規范》)規定的混凝土允許壓應力值fcd=18.4 MPa,橋墩處于安全狀態。

圖7 合龍過程中墩底受力

圖8 墩身應力分布

4.3 主梁變形

成橋及30年收縮徐變后主梁跨中下撓值如圖9所示。由圖9可知,不頂推合龍的邊跨撓度值較頂推合龍的邊跨撓度值小,差值最大為5.07 mm;不頂推合龍的次中跨及中跨撓度值較頂推合龍的次中跨及中跨撓度值大,差值最大為17.32 mm,表明施加頂推力有利于消除后期收縮徐變等因素引起的主梁下撓,主因是在施加頂推力的過程中,導致P20與P21墩、P21與P22墩、P22與P23墩之間的主梁向上拱。在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下,30年收縮徐變對主梁變形的影響為:相較成橋,邊跨產生的撓度變形與成橋方向相同,變形呈增大趨勢;次中跨及中跨產生的撓度變形與成橋方向相反,呈現出與成橋相反方向的變形。

圖9 主梁撓度

4.4 主梁受力

成橋及30年收縮徐變后主梁上緣和下緣應力如圖10和表2所示。由圖10可知,在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下,主梁上緣和下緣應力全部為壓應力,且相較成橋的主梁應力,30年收縮徐變后的主梁上、下緣應力均產生顯著變化,整體處于增大趨勢。由表2可知,頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下,主梁0號塊受到的最大壓應力為10.8 MPa,主梁跨中受到的最大壓應力為7.88 MPa,均小于規范[16]規定的混凝土允許壓應力值fcd=18.4 MPa,主梁受力滿足規范要求。頂推合龍的上緣壓應力與不頂推合龍的上緣壓應力最大相差為0.58 MPa,頂推合龍的下緣壓應力與不頂推合龍的下緣壓應力最大相差為0.62 MPa。因此,頂推力的施加對主梁受力影響較小。

綜上分析,不頂推合龍30年收縮徐變后墩頂將產生較大的不利變形,頂推合龍在成橋階段墩頂產生較大的反向偏位,但能較好地抵消未來30年收縮徐變產生的位移變形。不頂推合龍的主梁撓度值較頂推合龍的主梁撓度值,邊跨最大撓度差值為5.07 mm,中跨最大撓度差值為17.32 mm,表明施加頂推力有利于消除后期收縮徐變引起的墩頂變形和主梁下撓。

隨使用時間的延長,30年收縮徐變后橋墩頂推合龍的最大壓應力較不頂推合龍的最大壓應力小1.03 MPa,橋墩在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下均不存在拉應力,且壓應力小于規范[16]規定的混凝土允許壓應力值fcd=18.4 MPa。在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下,主梁上緣和下緣應力全部為壓應力,且主梁受到的最大壓應力值為10.8 MPa,小于規范[16]規定的混凝土允許壓應力值fcd=18.4 MPa;無頂推合龍的上緣壓應力較頂推合龍的上緣壓應力最大相差為0.58 MPa,下緣壓應力較頂推合龍的下緣壓應力最大相差為0.62 MPa,表明頂推力的施加對橋墩和主梁受力影響較小。

(a) 上緣應力分布

(b) 下緣應力分布

表2 控制截面位置的梁體應力

4.5 經濟效益

1) 施工工藝

連續剛構橋由于獨特的結構形式和受力情況,導致其合龍工序也較為復雜。合龍段的施工工期安排如表3所示。

表3 合龍段施工步驟及時間安排

2) 人員配置

合龍施工擬投入的人員包括起重工、焊工、鋼筋工、混凝土工、電工、機械工共計36人,另外還需專門配備指揮1人,技術員、測量、試驗人員各3人。設備包括吊架3套、塔吊4臺、施工升降機4臺、智能張拉壓漿設備3套、千斤頂、鋼筋、試驗儀器等。單個合龍口經濟成本如表4所示。

橋梁合龍段沿邊跨到中跨的合龍順序依次合龍,2個次中跨合龍口可平行施工。若選擇合龍頂推施工時,則根據表3的工期安排,頂推合龍的施工工期較不頂推合龍的施工工期多1 d;結合表4的經濟成本,頂推合龍的施工成本較不頂推合龍的施工成本多2.9萬元。因此,選擇頂推合龍技術時將增加施工步驟,延長工期,降低工程效益,進一步增加了施工中的不穩定因素。

表4 單個合龍口經濟成本

5 結論

本文依托三圣特大橋對其合龍頂推力的計算方法進行了分析,并對比分析了有無頂推力對橋梁的受力性能和經濟效益的影響,得到以下結論:

1) 合龍頂推力與橋墩墩頂的水平位移量呈線性相關,橋墩墩頂的水平位移量主要由施工、合龍溫差、混凝土收縮徐變等因素控制。

2) 施加頂推力雖然會導致成橋時橋墩墩頂的反向偏位過大,但也能有效改善橋梁30年收縮徐變后的墩頂變形和主梁下撓。

3) 施加頂推力能夠改善橋墩的受力,當連續剛構橋橋墩較高時,墩身在頂推合龍與不頂推合龍2種施工工藝下整體均處于受壓狀態,不具備裂縫產生條件,且墩身的壓應力未超過《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG 3362—2018)規定的混凝土允許壓應力值,橋墩處于安全狀態。

4) 數值模擬結果表明,三圣特大橋梁受力均滿足要求,但相較頂推合龍,不頂推合龍工藝降低了施工難度,縮短了工期,提高了工程效益,推薦采用不頂推合龍技術。