大跨度连续刚构桥中跨合龙顶推位移与顶推力浅析

管东银，杨文志，袁小林，徐 容

(1.广西壮族自治区交通规划勘察设计研究院，广西 南宁 530029；2.天津济润石油海运服务有限公司，天津 300171)

大跨度连续刚构桥中跨合龙顶推位移与顶推力浅析

管东银1，杨文志1，袁小林2，徐 容1

(1.广西壮族自治区交通规划勘察设计研究院，广西 南宁 530029；2.天津济润石油海运服务有限公司，天津 300171)

大跨度连续刚构桥中跨合龙顶推，可以减小由混凝土收缩、徐变和整体升温降温所引起主墩中的次内力。文章以武宣县黔江大桥为例，介绍中跨合龙顶推位移与顶推力的计算与分析方法，为连续刚构桥中跨合龙顶推位移与顶推力的确定提供参考。

连续刚构桥；中跨合龙；顶推位移；顶推力

0 引言

连续刚构桥综合了T型刚构桥在悬臂法施工中保持体系平衡的特点，又吸取了连续梁桥在整体受力上能承受正、负弯矩的优点[1]，施工技术成熟、方便，所以在工程实践中得到广泛应用。连续刚构桥一般应用于大跨度桥梁。由于整个结构连接成一个整体，属于多次超静定结构，因而由预应力、混凝土收缩、徐变和温度变化所引起的结构纵向位移将在结构中产生较大的次内力[1]。中跨合龙前，对主梁施加一个顶推力，使主墩产生预偏，可以有效地减小上述的次内力。本文以武宣县黔江大桥为例，介绍中跨合龙顶推位移与顶推力的计算与分析方法。根据实际合龙温度，修改计算低温合龙时的顶推位移与顶推力。最后介绍了实施的顶推位移与顶推力，以期为连续刚构桥中跨合龙顶推位移与顶推力的确定提供参考。

1 工程方案简介

黔江大桥位于广西来宾市武宣县，为跨越黔江而设。主桥为(106+200+106)m

三跨一联的预应力混凝土连续刚构。主墩为双薄壁柔性墩，基础为承台接群桩基础[3]。

桥宽17.9 m，上部结构箱梁采用单箱单室截面，三向预应力结构。箱宽9.5 m，翼板悬臂4.2 m，全宽为17.9 m。箱梁高度采用1.7次抛物线方式从箱梁根部高13.2 m变化至端部及跨中高3.6 m；箱梁底板厚度采用1.6次抛物线方式从箱梁根部厚1.3 m变化至端部及跨中厚0.35 m[3]。

主墩墩身为钢筋混凝土双薄壁墩，墩宽9.5 m，另上下游增加75 cm的圆端分水尖，全宽11 m。薄壁厚度为2 m，采用C40混凝土。主墩周围河心侧及上下游各设置一排防撞柱。桥型布置如图1所示。

图1 黔江大桥主桥桥型布置立面图(单位：cm)

2 合龙方案

箱梁合龙，即体系转换，是控制全桥受力状态和线形的关键工序。因此合龙顺序和工艺都必须严格控制。本桥分二个合龙阶段，第一阶段合龙边跨，第二阶段合龙中跨[3]。

为了减少混凝土收缩、徐变和温度变化所引起的结构纵向位移在结构中产生的次内力。中跨合龙段劲性骨架锁定封焊前，实施顶推操作。顶推操作以顶推位移值为控制，以顶推力为核对。合龙段施工过程中应特别注意以下两条：尽量减小箱梁悬臂日照温差，注意保温和保湿养护，以免混凝土开裂；合龙温度宜控制在15 ℃～20 ℃之间，否则应根据合龙温度调整顶推位移值[3]。

3 理论计算顶推力与顶推位移

设计合龙温度假定在15 ℃～20 ℃之间，与武宣当地的年平均气温接近。所以在计算中跨合龙顶推位移量时，只考虑成桥后，混凝土收缩、徐变引起的主墩墩顶纵向位移量。

本桥顶推的计算主要采用有限元软件Midas/Civil。黔江大桥模型共有402个节点，365个梁单元。桥墩与上部结构、主墩承台与墩身、主墩承台与群桩顶、群桩底与地基之间均采用刚性连接。

图2 黔江大桥主桥有限元模型图

收缩、徐变终止时间设定为成桥后10年。计算出主墩墩顶受混凝土收缩、徐变影响而产生的纵向位移量详见表1(均以3号墩往4号墩方向为正)。

表1 成桥后10年混凝土收缩、徐变产生的墩顶纵向位移量表(单位：mm)

通过试算，采用顶推力为2 900 kN时，3号墩墩顶纵向位移为-22.29 mm，4号墩墩顶纵向位移为20.98 mm，与墩顶受混凝土收缩、徐变影响而产生的纵向位移量接近。所以设计提供的顶推力与顶推墩顶相对位移量分别为2 900 kN与43.27 mm。

4 施工中采用的顶推力与顶推位移

本桥实际的中跨合龙时间在12月，晚上12点顶推。根据合龙前几天的气温统计及天气预报，初定的合龙温度为10 ℃。属于低温合龙，低于设计合龙温度。低温合龙能使结构产生有利变形，所以在计算顶推位移时，应该将升温效应对结构产生的有利变形计算在内。考虑整体升温10 ℃对主墩墩顶纵向位移量的影响。计算结果见表2。

表2 墩顶顶推纵向位移量表(单位：mm)

通过试算，采用顶推力为1 500 kN时，3号墩墩顶纵向位移为-11.58 mm，4号墩墩顶纵向位移为10.93 mm，与表2中墩顶纵向位移量接近。所以根据合龙温度调整后的顶推力与顶推墩顶相对位移量分别为1 500 kN与24.70 mm。为了保证顶推过程中，以及成桥后与混凝土收缩、徐变完成前整体升温工况下主墩墩底的安全，最大顶推力应控制在3 600 kN。

施工过程中，顶推加载分成10级，每级360 kN。在边跨端部及中跨合龙段上下游各设置一个百分表。按照同步、逐级加载的原则。每级顶推时，记录百分表读数并同时换算出边跨端部位移及中跨合龙段的相对位移。21时开始第一级顶推，在24时加载至第九级，顶推力为3 240 kN。2号墩主梁端部位移为12.645 mm，5号墩主梁端部位移为12.158 mm。根据中跨合龙段百分表度数换算出的中跨合龙段相对位移为30.095 mm。由简单受力分析可知，边跨端部位移量之和与主墩墩顶相对位移较接近。中跨合龙段相对位移为主墩墩顶相对位移与顶推力引起的中跨部分箱梁混凝土压缩量之和。所以在顶推力加载到3 240 kN时，主墩墩顶相对位移为24.803 mm，达到设计值24.70 mm。停止增加顶推力，保持3 240 kN顶推力两小时后，进行中跨合龙段劲性骨架锁定封焊。

5 合龙顶推对桥梁长期使用中主墩内力的影响

中跨合龙顶推，能够减小混凝土收缩、徐变和温度变化所引起的结构纵向位移在结构中产生的次内力[1]。通过施加中跨合龙顶推力与不施加中跨合龙顶推力两种情况的对比计算，成桥10年时，墩身最大弯矩结果见表3。

表3 墩身弯矩表(单位：kN·m)

由表3可见，施加中跨合龙顶推力较不施加中跨合龙顶推力，成桥10年时，主墩墩顶受到的最大弯矩减小53.8%，墩底受到的最大弯矩减小47.1%。达到预期的目的。

6 结语

中跨合龙顶推力的施加，有效地减小了由混凝土收缩、徐变和温度变化所引起的结构纵向位移在主墩中产生的次内力[1]，改善了结构的受力状况，保证了大跨度连续刚构桥梁运营期间主墩的安全。

为了达到理论计算的顶推位移，实际所用的顶推力是理论计算值的2.16倍。通过分析，原因主要为主桥边跨支座的摩阻力，主墩墩身实际刚度较理论计算值大。

[1]刘效尧，徐 岳.梁桥(第二版)[M].北京：人民交通出版社，2011.

[2]JTG D62-2004，公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

[3]广西壮族自治区交通规划勘察设计研究院.桂平至来宾高速公路两阶段施工图设计[R].2010.

Discussions on Midspan Closure Jacking Displacement and Jacking Force of Large-span Continuous Rigid Frame Bridge

GUAN Dong-yin1，YANG Wen-zhi1，YUAN Xiao-lin2，XU Rong1

(1.Guangxi Communications Planning Surveying and Designing Institute，Nanning，Guangxi，530029；2.Tianjin Jirun Oil Marine Service Co.，Tianjin，300171)

The midspan closure jacking of large-span continuous rigid frame bridge can reduce the secondary internal force in the main pier caused by the concrete shrinkage，creep，and overall warming and cooling.Taking Qianjiang Bridge in Wuxuan County as an example，this article introduced the calculation and analysis methods of midspan closure jacking displacement and jacking force，thereby providing the reference for de-termining the midspan closure jacking displacement and jacking force of continuous rigid frame bridge.

Continuous rigid frame bridge；Midspan closure；Jacking displacement；Jacking force

U

A

10.13282/j.cnki.wccst.2015.04.018

1673-4874(2015)04-0063-03

2015-03-06

管东银，工程师，主要从事公路桥梁勘察设计工作。