多跨预应力混凝土连续梁桥合龙顺序研究

李剑锋,季日臣

(兰州交通大学 土木工程学院，甘肃 兰州 730070)

使用悬臂浇筑法建造预应力混凝土连续梁桥时，一般分阶段对称施工，然后依次浇筑各跨合龙段，最后经过体系转换形成多跨整联结构[1]。不同的合龙顺序会导致最终成桥状态时内力和线形不同，目前一般采用的合龙顺序主要有：边跨到中跨依次合龙、中跨到边跨依次合龙、静定小合龙和超静定大合龙、综合几跨同时合龙以及从一侧向另一侧依次合龙[2-3]。合龙顺序的确定应该遵守的原则是：技术上可行、施工操作方便、结构性能安全[4]。合理的合龙顺序能够降低施工成本、加快施工进度、保证合龙安全和合龙精度，使最终的成桥线形和内力分布满足设计要求。

本文以宁夏一座8跨连续梁桥工程为背景，采用有限元法分析不同合龙顺序对桥梁的竖向位移、支座纵向位移以及箱梁截面底板底缘、顶板顶缘的应力的影响，以确定合理的合龙方案。

1 工程实例

宁夏一座8跨预应力混凝土连续梁，桥跨布置为(50.5+6×90+50.5)m，如图1所示。按双向6车道一级公路建设，设计速度80 km/h，设计荷载等级为公路-Ⅰ级。跨中梁高2.25 m,墩顶梁高5.80 m,梁底板上下缘按二次抛物线变化，主梁采用悬臂浇筑施工，0#段采取支架施工法，单个T构1#至8#段采用挂篮悬臂浇筑，边跨合龙段2个，次边跨合龙段2个，次中跨合龙段2个，中跨合龙段2个。

图1 宁夏永宁黄河公路大桥副桥布置示意(单位：m)

2 模型分析

根据该桥结构对称性(36#墩处支座为固定支座)，提出4种可行的合龙方案。方案Ⅰ：边跨→中跨→次边跨→次中跨；方案Ⅱ：边跨→中跨→次中跨→次边跨；方案Ⅲ：中跨→次中跨→次边跨→边跨；方案Ⅳ：边跨→次边跨→次中跨→中跨。

本文基于有限元软件MIDAS Civil，采用梁单元模拟主梁，为各合龙方案独立建立模型，计算时将全桥离散为166个单元。为保证结果的可比性，在上述4种合龙方案建模中保持相同的荷载条件，即混凝土弹性模量3.45×104MPa，线膨胀系数1.0×10-6/℃，重度25.5 kN/m3;预应力钢绞线弹性模量1.95×105MPa，重度78.5 kN/m3,泊松比0.3。

3 结果分析

3.1 全桥竖向位移

多跨连续梁结构复杂，属多次超静定结构，需要多次合龙，因此需要多次体系转换。由于施工阶段多，各阶段之间相互影响，会使结构变形随之发生变化。梁体的竖向位移控制是施工控制的主要项目之一[5-7]，该桥在不同合龙顺序下成桥状态时的累积竖向位移如图2 所示(由于主梁竖向位移曲线以固定支座中心线对称分布，图中只取1/2结构)。

图2 成桥阶段梁体竖向位移(1/2结构)

从图2可以看出，在各合龙段位置出现位移极值，4种方案下梁体的最大竖向位移分别为-52.5，-44.3，-61.2，-49.1 mm。方案Ⅰ、方案Ⅱ与方案Ⅳ的累积位移在次边跨合龙段至边墩之间梁段的变化趋势基本一致，但方案Ⅰ在次边跨合龙段两侧梁体高差突变，达到51.6 mm，方案Ⅳ在中跨合龙段两侧梁体高差突变，达到51.2 mm；除方案Ⅳ外，其他3种方案在2个次中跨合龙段之间的梁段位移变化趋势基本一致。方案Ⅲ在边跨合龙段两侧梁体高差为61.2 mm，与方案Ⅱ位移变化相比，位移差可达45.0 mm。相对而言，方案Ⅱ线形变化最为理想，整体变形连续，各合龙段两侧位移最大差值仅为6.4 mm。

3.2 支座纵向位移

由于收缩徐变、预应力张拉以及温度荷载的影响，桥梁活动支座会产生纵向水平位移，从而在梁体内产生附加内力，该内力对梁体造成不利的影响。为了补偿混凝土收缩徐变以及由于实际施工中连续梁的合龙温度与设计合龙温度不同而产生的变形，降低次内力的影响，在实际的施工过程中，应在活动支座处设置预偏量[8-9]，在考虑长期收缩徐变影响时支座应设置较大预偏量。本文得到的该桥成桥阶段和成桥10年后的支座纵向位移如图3所示。

图3 支座纵向位移

从图3可看出，支座纵向位移在固定支座两侧大小对称分布，随与固定支座距离的增大而增大。在成桥阶段，4种合龙方案下支座纵向位移都较小，各方案间支座位移最大差值为23.3 mm；成桥10年后，4种方案下支座的纵向位移都增大，并且变形趋于一致，最大差值为24.1 mm。

3.3 主梁应力

应力控制是连续梁施工控制主要任务之一，在预应力连续梁中需要保证主梁的任意横截面不出现拉应力并有一定的压应力储备，避免混凝土受拉开裂。同时，应确保全桥的应力趋于均匀分布，避免应力大幅度变化[10]。多跨连续梁多次体系转换将导致连续梁内力重新分布，在施工过程中加强应力监测意义重大。不同合龙方案下该桥在成桥阶段的主梁顶板上缘和底板下缘应力如图4所示。

图4 主梁顶底板应力(1/2结构)

从图4(a)可看出，4种方案下顶板上缘的应力变化规律一致，且均为压应力。在墩顶和合龙段出现压应力极小值，最小值在墩顶位置，顶板上缘的压应力极大值都出现在0#块端部。各方案下箱梁顶板上缘压应力的极值点位置完全相同。

从图4(b)可以看出,4种方案下主梁底板下缘应力亦为压应力，且变化规律一致。在各墩顶位置出现压应力极小值，压应力极大值出现在各跨合龙段和0#块端部位置，箱梁底板下缘压应力最大值出现在合龙段位置。各方案下箱梁底板下缘压应力的极值点位置亦完全相同。

近年来大跨度桥竣工通车后由于各种复杂原因经常出现跨中下挠的现象。相关分析研究认为，徐变是造成这一现象的原因之一[11-13]。由于梁截面顶部和根部应力水平相差较大，应力作用下的徐变效应也有所不同，在支座附近截面，箱梁底部的应力水平要明显高于顶部，产生的徐变效应亦大于顶部，从而导致箱梁产生下挠。综合对比，方案Ⅱ顶板上缘应力较大，底板下缘应力较小，箱梁截面应力差(下缘-上缘)为4种方案中最小。

4 结论

1)多跨连续梁在施工中要经历许多施工阶段，多次体系转换，梁体各截面的应力在不断变化，施工时需要在控制截面(如墩顶，0#块端部，L/4，2L/4，3L/4截面等)监测上、下缘应力，并加以有效的控制，确保桥梁在施工过程中的安全；需要注意的是除将各截面的应力控制在合理的范围之内外，减小恒载作用下箱梁的应力水平差也是设计工作的重要内容。

2)成桥后主梁应力大小和分布规律受合龙顺序的影响较小，合龙顺序对成桥线形的影响较大。

3)方案Ⅳ一般不建议采用。因为在全桥合龙之前，为克服支座摩擦力，使已合龙的边跨、次边跨梁体能够在温度变化影响下自由伸缩，中跨合龙段的劲性骨架将承担巨大的轴力，这对于施工而言非常不利。

4)合龙方案Ⅱ梁体竖向位移平稳连续，合龙时悬臂端的挠度小，变化最合理。箱梁上下缘的应力水平差最小，支座位移也符合规范要求。方案Ⅱ便于施工组织，各T构相互影响小，在4种方案中最优。按方案Ⅱ完成全桥施工，测试数据显示：应力分布均匀，合龙误差小，支座纵向位移满足规范要求。

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