曲線不對稱懸澆對連續剛構箱梁橋受力的影響及對策

吳志華，何以群，葉順漢

（1.福建船政交通職業學院 土木工程學院，福州 350007；2.福建建工集團有限責任公司，福州 350001）

0 引言

連續剛構橋具有跨越能力大、受力合理、結構整體性能好、抗震能力強、抗彎剛度和抗扭潛力大、造型簡單、維護方便、施工時無需臨時固結、便于懸臂施工的特點，能很好地滿足較大跨徑橋梁的受力要求，已成為大跨度預應力混凝土橋梁的首選橋型［1-2］.常用于一些跨越江河、山谷的公路和鐵路橋梁，一般為跨徑60～200 m 的對稱連續剛構橋.近年來，隨著掛籃懸臂澆筑施工技術的提高和應用的普及，連續剛構箱梁在橋梁工程中的應用也越來越多.但有一些大跨徑連續剛構橋，由于通航、周圍環境及地形條件等限制，需設計為不等跨（不對稱）連續剛構體系，甚至位于平曲線內，給設計及施工增加了很大難度，因此有必要對這類橋梁的設計與施工展開研究和探討.本文以龍巖石崆山Ⅱ號右線高架橋曲線不對稱懸澆剛構箱梁設計及施工為例，結合一些類似橋梁，對不對稱懸澆大跨徑連續剛構箱梁造成的墩梁結構受力影響及對策進行探討.

1 工程概況

石崆山Ⅱ號右線高架橋為山區高速公路的一座特大型橋梁，橋長749 m，橋寬13.75 m.該橋下部結構為群樁基礎、空心墩，最大墩高約80.32 m，上部結構為(65+115+155+115×3+65)m 七孔一聯變截面預應力砼箱梁連續剛構組合體系，箱梁頂寬13.75 m，底寬6.75 m，箱高8.5～3.0 m，按拋物線變化，箱梁塊件最大重量為167 t.該橋位于R=762.15 m的圓曲線及相應緩和曲線上，縱坡4%，橫坡2%～3%，橋型布置如圖1 所示.

圖1 石崆山Ⅱ號右線高架橋橋型布置圖（單位：cm）

該橋是一座集大跨徑、高橋墩、長橋、大縱坡、曲線為一體，具有典型的山嶺區特征的橋梁.工程地處深山峽谷，地勢險峻，場地狹窄，施工環境極為惡劣.橋梁上部連續剛構預應力箱梁砼設計標號為C55，數量約10 240 m3，全橋箱梁共有6 個T 構，173個懸澆節段（不包括0 號塊、合攏段和邊跨直線段），采用12 套斜拉式掛籃逐段懸臂澆筑.每個掛籃及模板總重約51.3 t.

由于受地形限制，石崆山Ⅱ號右線高架橋主孔采用了不等跨布置，其中第三跨跨徑為155 m，而第二跨和第四跨跨徑為115 m，相鄰兩跨跨徑相差40 m，造成2 號墩、3 號墩、4 號墩、6 號墩T 構兩邊箱梁長度不相等，箱梁節段劃分不對稱，2 號墩右側（大里程一側，以下類似）比左側（小里程一側，以下類似）多了B19′、B20′（2 個）箱梁節段，3 號墩左側比右側多了C19、C20（2 個）箱梁節段，4 號墩右側比左側多了D12′、D13′、D14′（3 個）箱梁節段，6 號墩右側比左側多了F15′（1 個）箱梁節段，4 個墩T 構需進行不對稱懸臂澆筑，給施工帶來很大的困難和挑戰.如圖2 為3 號墩T 構左右側箱梁節段劃分圖.

2 曲線不對稱懸澆對箱梁橋結構受力的影響

因該橋處于半徑R=762.15 m 的圓曲線及相應緩和曲線上，且橋墩高、縱坡陡、不等跨，為了準確把握平面彎曲、不對稱懸澆對橋梁各施工節段箱梁及橋墩結構受力的影響，采用平面桿系程序“橋梁博士”進行平面分析，采用有限元程序Algor 進行空間分析，箱梁受力按照空間板單元程序模擬計算［2］.如圖3 為3 號墩T 構模型圖.

2.1 平面彎曲對箱梁結構受力的影響

根據日本的公路規范，當平彎橋跨度所對應的曲線圓心角小于5°時，可按直線橋考慮；當圓心角大于5°且小于30°時，彎矩、剪力仍可按直線橋考慮，僅扭矩和反力需考慮曲線影響［3］.

國內的不少學者，如祝文瀾等［4］、黃晟［5］、姜濤［6］先后對平面曲線參數對箱梁結構受力的影響做了較深入的研究，得出一致的結論：（1）曲率的變化對彎矩和剪力的影響較小，對扭矩的影響較大；（2）在橋梁跨度半徑一定時，所處平曲線半徑越大，曲率對彎矩、剪力及扭矩的影響將越??；當平曲線半徑達到足夠大（即曲線圓心角足夠?。r，曲率對彎矩、剪力及扭矩的影響趨于0.

2.1.1 平面彎曲對主梁彎矩、剪力影響

石崆山Ⅱ號右線高架橋第三跨（最大跨度155 m）所對應的曲線圓心角為11.65°，按照恒載進行結構受力分析，分別采用空間板單元程序和平面桿系程序（直梁）計算，得出兩者的彎矩相差只有1%，而剪力幾乎相同［2，7］，因此可以確定該橋平面彎曲對主梁彎矩、剪力影響很小，可以按直橋計算.

2.1.2 平面彎曲產生的扭矩影響

石崆山Ⅱ號右線高架橋采用空間計算時，發現箱梁中存在一定的扭矩，按一次落架計算，最大扭矩約為支點最大彎矩的8%，這一扭矩對本橋箱梁受力影響是很小的［2-3］.而且實際施工時箱梁采用懸臂澆注，箱梁扭矩與合攏后施加的二次恒載扭矩方向相反，互相抵消后，成橋時的扭矩比按一次落架計算值更小.因此閉合箱形截面的箱梁抗扭能力完全能抵抗彎扭耦合產生的扭矩.

2.2 不對稱懸澆對箱梁及橋墩結構受力的影響

因石崆山Ⅱ號右線高架橋第三跨（155 m）比第二、四跨（115 m）長了40 m，導致2 號墩T 構右側比左側、3 號墩T 構左側比右側均多了2 個箱梁節段，每個箱梁節段長4 m，砼體積39.1m3，重量103 t；4 號墩右側比左側多了3 個箱梁節段，6 號墩右側比左側多了1 個箱梁節段，每個箱梁節段長4 m，混凝土體積36.48 m3，重量96 t.由于2 號、3 號、4 號、6 號墩T 構兩側箱梁節段數量不相等，一側多出的箱梁節段，施工時需進行單側不對稱懸臂澆筑，出現懸臂偏載，導致橋墩兩側受力不平衡，產生不平衡彎矩，需在橋墩另一側進行平衡壓重.若不進行壓重處理，隨著不對稱懸臂段不斷增長，所產生的不平衡力矩就會越來越大，促使整個T 構發生轉動，不僅會影響合攏段的合攏精度，還會增大墩梁固結處的拉應力，嚴重時甚至會導致橋梁整體失穩［8］.

同時由于主橋橋墩墩身高，且設計為柔性墩，箱梁不對稱懸臂澆筑時，在不對稱荷載作用下，T構兩側懸臂端的撓度相差較大，且與懸臂長度成正比.通過有限元程序Algor 模擬計算分析表明，2、3號墩不對稱澆筑B19′、C19 節段時懸臂端產生的最大撓度為23.6 cm，6 號墩澆筑F14′節段時懸臂端產生的最大撓度為29.6 cm，而對稱澆筑時懸臂端的最大變形只有3 cm，且單個T 構懸臂端的不對稱加載撓度是兩個T 構相連后的4 倍［2］.如此大的變形差給箱梁懸澆施工的撓度預計帶來了很大的困難.因此，單懸臂澆筑不對稱的箱梁節段時，必須采取平衡壓重加載來控制結構受力和標高.

3 橋墩兩側受力不平衡的設計及施工對策

3.1 國內外其他類似橋梁不對稱施工

箱梁不對稱懸澆施工，在國內其他一些連續剛構或箱梁橋中也出現過，基本上是采用壓重的應對方式，但不同的橋梁所采取的應對方案有所不同，比較典型的有湖南永順大橋［4］、泉州安海灣特大橋［9］、新福廈鐵路泉州灣跨海大橋［10］、成綿樂鐵路客運專線涪江3 號特大橋［11］等.

國外箱梁不對稱懸澆施工的代表性橋梁是挪威1998 年11 月建成的Stolma 橋.該橋是一座特大跨徑混凝土連續剛構橋，跨徑布置為94 m+301 m+72 m，首次將混凝土梁式橋的跨徑突破300 m，當時居世界首位.由于地質條件所決定，Stolma 橋邊跨很小，邊、主跨之比僅為0.239 和0.312，為解決邊主跨重力的不平衡，在94 m 邊跨的37 m 和72 m 邊跨的53 m 范圍內，箱梁腹部填以礫卵石.

3.2 石崆山Ⅱ號右線高架橋的應對措施

經對比多種設計及施工方案，決定采取以下措施解決不對稱懸澆施工箱梁及成橋后的橋墩受力平衡問題.

3.2.1 調整箱梁截面高度及厚度

（1）由于石崆山Ⅱ號右線高架橋橋墩設計為超高柔性墩，抵抗不平衡彎矩的能力較差，因此2 號墩和3 號墩墩頂0 號塊箱梁根部高度設計為8.5 m，比1 號墩和4 號墩根部（6.5 m）高了2 m，以增加不等跨連續梁根部剛度.

（2）為了減少第二、四跨和第三跨不等跨的不平衡荷載重量，在滿足結構受力要求的前提下，減小第三跨（155 m 跨）跨中箱梁高度，增加相鄰的第二、四跨（115 m 跨）的底板和腹板厚度.具體設計方案為：①第三跨跨中取與第二、四跨跨中相等的3 m高度，支點處底板厚為80 cm，跨中為36 cm，減小了第三跨自重及跨中受力；②與第三跨相鄰的第二、四跨支點處底板厚為70 cm，跨中底板厚加大為36 cm（其他115 m 跨及邊跨跨中底板厚為25 cm），第二跨跨中B16、B17、B18 箱梁節段和第四跨跨中C16′、C17′、C18′、合攏段D、D11、D10 箱梁節段底板增厚至60 cm，增加第二、四跨跨中箱梁自重；③第三跨和第二、四跨靠支點區段腹板厚分別為80 cm 和65 cm，跨中區段均設計為40 cm，以減小兩邊箱梁的自重差.

3.2.2 跨中加壓永久混凝土塊

為了減少第二、四跨和第三跨、第四跨和第五跨的不平衡荷載重量，在第二跨跨中B16、B17、B18箱梁節段和第四跨跨中C16′、C17′、C18′、合攏段D、D11、D10 箱梁節段底板設計后澆C25 永久壓重素混凝土塊，以增加第二、四跨跨中箱梁的壓重，減小2 號墩、3 號墩和4 號墩兩邊箱梁的不平衡彎矩.第二跨C25 永久壓重素混凝土塊長12 m，寬6 m，厚0.80 m，體積57.6 m3，重約137.09 t，第四跨C25 永久壓重素混凝土塊長22 m，寬6 m，厚0.80 m，體積105.6 m3，重約251.33 t，如圖4（a）、圖4（b）、圖4（c）所示.第二跨永久壓重砼在第三跨B19′節段、第二跨合攏段B、第一跨合攏段A 施工后進行澆筑；第四跨永久壓重混凝土在第三跨C19 節段、第四跨合攏段施工后進行現澆施工.

3.2.3 施工臨時壓重

（1）單懸臂澆筑B19′、C19 節段箱梁時壓重

根據設計及施工組織安排，在拆除3、6 號掛籃，分別推4 號掛籃至B19′節段，5 號掛籃至C19 節段，單懸臂澆筑B19′、C19 節段箱梁前，需分別在2 號墩左側第二跨跨中B18 節段、3 號墩右側第四跨跨中C18′節段箱梁頂板上方臨時壓重，以保持2、3 號墩T 構兩側的受力平衡.施工臨時壓重可通過計算確定，以3 號墩T 構為例.

C19 節段箱梁重量為103 t，一套掛籃重量為51.30 t，C19 節段箱梁與5 號掛籃到3 號墩支點中心距離為70.5 m；第四跨跨中C16′、C17′、C18′箱梁節段底板增厚至60cm增加的混凝土數量為：（0.6-0.36）×6.75×4×3=19.44m3，重量為：19.44×2.4=46.656t，C16′、C17′、C18′箱梁節段到3號墩支點中心距離為62.5 m；故3 號墩兩側的不平衡彎矩為

C18′節段箱梁到3 號墩中心距離為66.5 m，故所需臨時壓重為

因此，單懸臂澆筑B19′、C19節段箱梁時，需分別在B18節段、C18′節段箱梁頂板上方臨時壓重120 t.

（2）單懸臂澆筑D12′節段箱梁臨時壓重

D12′節段箱梁重量為96 t，一套掛籃重量為51.3 t，D12′節段箱梁與7 號掛籃到4 號墩支點中心距離為46.5 m；第四跨跨中D11、D10 箱梁節段底板增厚至60cm 增加的混凝土數量為（0.6-0.36）×6.75×4×2=12.96 m3，重量為：12.96×2.4=31.104 t，到4 號墩支點中心距離為40.5m；故3 號墩兩側的不平衡彎矩為

D11 節段箱梁到4 號墩支點中心距離為42.5 m，故所需臨時壓重為

因此，單懸臂澆筑D12′節段箱梁時，需在D11節段箱梁頂板上方臨時壓重131.5 t.

（3）單懸臂澆筑F15′節段箱梁臨時壓重

F15′節段箱梁重量為96 t，一套掛籃重量為51.3 t，F15′節段箱梁與12 號掛籃到6 號墩支點中心距離為58.5 m；故6 號墩兩側的不平衡彎矩為：

F14 節段箱梁到6 號墩支點中心距離為54.5 m，故所需臨時壓重為：

因此，單懸臂澆筑F15′節段箱梁時，需在F14節段箱梁頂板上方臨時壓重158 t.

（4）澆筑B20′、C20、D13′、D14′節段箱梁壓重

根據設計單位結構受力計算及施工組織安排，D13′節段箱梁在第四跨合攏后，澆筑第四跨C25 永久壓重素混凝土，并卸除C18′節段箱梁、D12′節段箱梁上臨時壓重后進行澆筑施工；B20′節段箱梁在第一、二跨合攏后，澆筑第二跨C25 永久壓重素混凝土，并去除第二跨B18 節段箱梁上臨時壓重后進行澆筑施工；C20、D14′節段箱梁澆筑前需在第四跨跨中臨時壓重90 t.

施工臨時壓重根據施工現場的物資配備情況，從經濟適用角度考慮，采用砂袋、袋裝水泥或鋼材等，并根據施工進程、施工時箱梁的變形情況進行逐步加載和適當調整.

4 不對稱懸澆梁段施工及不平衡荷載壓重的實施

4.1 不對稱懸澆梁段施工及不平衡荷載壓重的實施流程安排

根據設計及施工組織設計，各個橋墩T 構不對稱懸澆梁段的施工及不平衡荷載壓重的實施流程安排如下：

（1）在1-12 號掛籃上對稱懸臂澆筑1-6 號墩T構左、右兩側重量平衡的箱梁節段.

（2）拆除1、2、3、6、7、10、11 號掛籃，分別推4 號掛籃至B19′節段，5 號掛籃至C19 節段，8 號掛籃至D12′節段，在2 號墩左側、3 號墩右側、4 號墩左側跨中各臨時偏載壓重120 t、120 t、131.5 t，單懸臂澆筑B19′、C19 和D12′節段箱梁；同時安裝第六跨跨中吊籃，澆注第六跨合攏段F 混凝土，并在張拉合攏段F 預應力鋼束，拆除合攏段模板后，拆除5、6 號墩臨時固結.

（3）安裝第二、四跨跨中吊籃，施工第二跨合攏段B、第四跨合攏段D，拆除9 號掛籃；同時在6 號墩左側跨中臨時偏載壓重158 t，單懸臂澆筑F15′節段箱梁.

（4）安裝第一跨邊跨直線段A 施工膺架，進行邊跨直線段A 箱梁現澆施工；同時澆筑第四跨跨中永久壓重C25 混凝土（后澆混凝土），并卸除第四跨跨中C18′節段箱梁、D12′節段箱梁上臨時壓重.

（5）拆除12 號掛籃，進行第七跨邊跨直線段B箱梁施工，同時進行第一跨合攏段A 箱梁施工；推8號掛籃至D13′節段，單懸臂澆筑D13′節段箱梁；澆筑第二跨跨中永久壓重C25 混凝土（后澆混凝土），并卸除第二跨跨中B18 節段箱梁上臨時壓重.

（6）卸除第六跨跨中F14 節段箱梁上臨時壓重；在第四跨跨中箱梁上臨時壓重90 t，然后分別推4 號掛籃至B20′節段，5 號掛籃至C20 節段，單懸臂澆筑B20′、C20 節段箱梁.

（7）拆除4、5 號掛籃，安裝第三跨跨中吊籃，施工第三跨合攏段C；推8 號掛籃至D14′節段，單懸臂澆筑D14′節段箱梁.

（8）拆除8 號掛籃，安裝第五跨跨中吊籃，施工第五跨合攏段E.

（9）拆除全橋施工荷載，進行橋面系施工.

不對稱懸澆梁段施工及不平衡荷載壓重的實施流程圖如圖5 所示.

圖5 不對稱懸澆梁段施工及不平衡荷載壓重流程示意圖

4.2 采用應對措施后的橋梁施工階段受力計算

為了確保不對稱懸澆梁段的施工安全，在制定施工方案及施工流程后，采用空間板單元程序，按施工工序進行橋梁主梁受力的全過程模擬計算，獲得計算結果，并繪制出施工階段主梁應力包絡圖，如圖6（a）、6（b）所示.

圖6（a） 施工階段主梁壓應力包絡圖（單位：MPa）

從圖6 中可以看出，在采用不平衡荷載壓重等應對措施后，不對稱懸澆梁段及全橋主梁施工階段受力基本均衡，且均在設計受力允許范圍之內.

4.3 不對稱懸澆梁段施工要求

（1）由于石崆山Ⅱ號右線高架橋位于平曲線位置，橫坡超高，受彎扭耦合效應的影響，同時因該橋為高墩、不等跨，現澆混凝土施工時箱梁懸臂不對稱，將導致橋墩兩側受力不平衡，產生不平衡彎矩，因此對曲線不對稱懸澆箱梁及全橋箱梁施工過程，采用自適應控制法進行施工監控，以便隨時掌握箱梁及橋墩的結構受力變化情況，然后與模型計算結果對比，及時調整施工臨時壓重，對箱梁及橋墩的內力進行調整和控制，使結構在建成時達到合理的內力狀態，確保施工質量及安全［12-13］.

（2）因全橋箱梁不對稱懸澆施工工期較長，橋墩兩側受力不平衡的持續時間也較長，因此箱梁不對稱懸澆施工或合攏塊施工時，須預報平衡壓重重量，嚴格按照預定的模型計算條件安排懸澆箱梁施工流程及工期，確保箱梁及橋墩的內力和變形在預計控制范圍內［14］.

4.4 懸澆箱梁施工結果評價

（1）在不對稱懸澆梁段及全橋主梁施工前，對橋梁不平衡受力采取有效的應對措施，制定合理的施工方案，并通過施工監控，大大減少施工操作的盲目性，施工工藝更趨科學化、合理化，真正使大跨徑不對稱懸澆箱梁安全順利施工成為現實.

（2）通過施工監控，隨時掌握箱梁懸澆施工過程，尤其是不對稱懸澆施工過程中橋墩及箱梁的線形及結構受力變化情況，及時調整施工臨時壓重，確保施工質量及安全.成橋后各跨梁底曲線與設計誤差均控制在5 cm 以內，軸線偏差控制在±1 cm 以內，各合攏點合攏時的高差均在2 cm 以內，全橋外觀線型平滑、順暢.

5 結語

通過對石崆山Ⅱ號右線高架橋不對稱懸澆連續剛構箱梁結構受力進行分析，采取不平衡壓重加載等對策，合理地控制了不對稱懸澆各節段箱梁和橋墩的內力，按期、保質、安全地完成全橋的施工任務，并順利通過了橋梁靜動載試驗驗證和工程竣工驗收，質量優良.由此可得到如下結論：

（1）本橋最大跨度155 m 所對應的曲線圓心角只有11.65°，平面彎曲對箱梁內力影響很小，彎矩、剪力可以按直橋計算，閉合箱形截面的抗扭能力完全能抵抗彎扭耦合產生的扭矩［7］.

（2）不等跨連續剛構箱梁產生的箱梁不對稱懸澆施工及橋墩兩側受力不平衡問題，可以通過調整箱梁設計截面高度及厚度、加壓永久混凝土塊和施工臨時壓重，并嚴格按照預定流程進行施工，得到較好的解決，橋梁內力也可以得到良好的控制，能有效保障工程施工質量、安全及工期.