高墩大跨连续刚构桥合龙顶推分析

2022-05-16胡宝林张若钢杨小旺

黑龙江交通科技 2022年3期

刘华，胡宝林，张若钢，杨小旺

(1.吉安市路桥工程局，江西吉安 3435002；2.中南安全环境技术研究院股份有限公司，湖北武汉 430071)

1 桥梁概况

本桥为一座三跨变截面预应力混凝土连续刚构桥，桥梁跨径布置为(82+150+82)m，平面位于直线上，纵断面位于R=21 500 m的竖曲线上。箱梁梁段划分为0#～21#梁段，其中0#块长13 m，1#块长2.5 m，2#～6#块长3 m，7#～14#块长4 m，15#～18#块长4.5 m，边、中跨合龙段即19#、20#块长2 m，边跨现浇段即21#块长5.84 m。箱梁为单箱单室直腹板断面，顶板宽12.5 m，底板宽6.5 m，悬臂长度3 m。箱梁中跨合龙段、边跨合龙段、边跨现浇段梁高为3.5 m，其余节段的梁高按1.75次抛物线变化。主墩采用双肢薄壁空心墩，其中2#墩高为66.015 m，3#墩高为51.346 m。

2 有限元模型建立

采用桥梁专用有限元软件midas Civil进行计算分析。建模时，主梁、主墩、承台均采用梁单元模拟，不考虑桩基础和过渡墩，预应力荷载只输入纵向预应力钢束，不考虑竖向及横向预应力[2]。悬浇挂篮、合龙吊架、合龙配重等临时荷载采用节点荷载进行模拟，主梁横隔板及预应力齿块重量按梁单元荷载等效代替。二期恒载(主要包括桥面水泥混凝土调平层、沥青混凝土铺装层、防撞护栏等)换算成线荷载进行加载。温度荷载、基础沉降、汽车活载按相应模式进行加载。承台底的边界条件采用固结约束处理，双肢薄壁墩底与承台的连接以及墩梁固结均采用弹性连接中的刚性连接来进行模拟。墩顶0#块托架和边跨现浇段支架的边界条件采用节点弹性支撑中的仅受压约束形式进行模拟。边跨现浇段支座根据活动方向采用一般支撑模拟。施工过程模拟通过激活相应节段结构组、荷载组、边界组来实现[3]。全桥共离散为173个单元。其中1～99为主梁单元，其他为墩柱和承台单元。有限元模型如图1所示。

图1 大桥midas Civil有限元计算模型

2.1 永久作用

(1)结构自重：水泥混凝土容重取26 kN/m3。主梁节段重量见表1。

表1 主梁节段重量表

(2)收缩及徐变作用：采用《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2015)加载模式，计算结构运营十年期的收缩徐变量。

(3)二期恒载：沥青混凝土容重取24 kN/m3，按顺桥向均布作用计，取67.1 kN/m。

(4)纵向预应力：按设计张拉力和张拉顺序模拟，并考虑管道摩擦引起的预应力损失。

(5)基础沉降：2#、3#主墩沉降2 cm。

2.2 可变作用

(1)汽车荷载：公路—I级，按三车道计算，考虑箱梁偏载系数1.15，纵向折减系数0.97，车道数取值为3×1.15×0.78×0.97=2.61。

(2)汽车制动力：按规范取值为2.73 kN/m。

(3)汽车冲击力：冲击系数按规范计算为0.05。

(4)温度作用：体系整体升温19 ℃，整体降温20 ℃；主梁截面正温差与反温差按规范规定取值。主梁截面温差如图2所示。

图2 主梁截面温差图

(5)施工荷载：挂篮及模板重量按880 kN计，合龙吊架及模板重量按390 kN计，合龙段平衡配重为312 kN。

2.3 材料参数

(1)混凝土

主梁采用C55混凝土，主墩采用C50混凝土，承台采用C40混凝土。材料计算参数表见表2。

表2 混凝土力学性能指标

(2)纵向预应力钢束

结构纵向预应力钢束计算参数表见表3。

表3 纵向预应力钢束计算参数表

3 中跨合龙顶推力计算

大跨度高墩连续刚构桥在运营后期由于混凝土的收缩徐变效应，主梁跨中会出现较大下挠，主墩会向跨中方向偏移，导致主梁线形不顺畅和墩身竖直度不满足规范要求，局部混凝土可能出现受拉状态，影响结构受力安全。在中跨合龙前进行顶推作业，可以有效消除由于合龙温差和混凝土收缩徐变引起的墩顶纵桥向水平位移，改善主梁和桥墩受力性能[4]。因此，合龙顶推力主要根据合龙温差和混凝土收缩徐变引起的墩顶水平位移量确定。

3.1 合龙温差引起的墩顶位移变化

现场实际合龙温度与设计合龙温度可能会存在差异，温差效应将导致梁体产生一定的纵向位移，引起墩顶偏位。按照施工顺序建立有限元模型，计算该桥在不同合龙温差下各墩顶的水平位移(合龙温差=实际合龙温度-设计合龙温度)，计算结果如图3所示。由图3可知：各墩顶水平位移受合龙温差影响较大，且水平位移变化量与合龙温差成线性变化关系，其中2#墩变化速率为-0.81 mm/℃、3#墩变化速率为+0.65 mm/℃(-表示向小里程方向偏移，+表示向大里程方向偏移)。

图3 不同的合龙温差下各墩顶纵向位移的变化量

3.2 混凝土收缩徐变引起的墩顶位移变化

为了确定各主墩在理想合龙条件下(实际合龙温度=设计合龙温度)由于混凝土收缩徐变效应引起的偏移量，按施工工序进行有限元模拟计算，计算出不同运营时间下各墩顶的水平位移，计算结果见图4。由图4可知，各墩顶水平位移受混凝土收缩徐变影响较大，运营10年时，2#墩偏移量为+37.41 mm，3#墩偏移量为-31.91 mm(-表示向小里程方向偏移，+表示向大里程方向偏移)。

图4 收缩徐变引起的各墩顶纵向位移的变化量

3.3 顶推力的确定

为了确定各主墩在理想合龙条件下(实际合龙温度=设计合龙温度)的顶推力，需要分析中跨合龙顶推时各墩顶纵桥向位移与顶推力之间的关系[5]。在模型中跨合龙前单独建立一个顶推施工工序，分别在中跨合龙口两端施加五组水平顶推力，计算各墩顶不同顶推力下对应的水平位移量，计算结果见图5。由图5可知，各墩顶水平位移变化量与顶推力大小成线性变化关系，其中2#墩顶水平位移与纵桥向顶推力的比值为-2.26 mm/100 kN、3#墩顶水平位移与纵桥向顶推力的比值为+1.50 mm/100 kN(-表示向小里程方向偏移，+表示向大里程方向偏移)。

图5 顶推时各墩顶位移与顶推力的关系

合理顶推力的确定，需综合考虑大桥合龙温度及混凝土收缩徐变效应。本桥顶推力计算时，结合大桥运营十年的墩顶水平位移量计算结果及顶推力与位移的关系，确定在设计合龙温度条件下中跨的顶推力为2 000 kN，顶推完成后2#墩的水平偏移量为-39.94 mm、3#墩的水平偏移量为+30.33 mm(-表示向小里程方向偏移，+表示向大里程方向偏移)，基本可抵消运营十年由于收缩徐变效应产生的墩顶偏位。

4 顶推对结构受力的影响分析

为了分析顶推力施加前后对施工控制的影响(施工预拱度)，以及对结构受力性能(主梁弯矩)的改善效果。采用2种模式进行对比计算，模式1为中跨合龙前施加2 000 kN顶推力，模式2为不施加顶推力。

4.1 顶推对施工预拱度的影响

对于连续刚构桥施工控制而言，施工预拱度是控制成桥后主梁线形的关键数据，施工预拱度的计算结果是否精确直接关系到主梁能否顺利合龙及成桥后主梁的线形是否平顺，因此顶推施工对于施工预拱度的影响必须考虑。中跨合龙前顶推及不顶推两种计算模式下施工预拱度的对比情况如图6所示。

图6 两种计算模式下施工预拱度对比图

由图6可知，顶推与不顶推状态下的施工预拱度存在较大差别。经过计算，顶推前边跨侧最大施工预拱度为38.2 mm，中跨侧最大施工预拱度为57.0 mm；顶推后边跨侧最大施工预拱度为41.5 mm，中跨侧最大施工预拱度为39.2 mm；顶推与不顶推的差值分别为：边跨侧增加3.3 mm，中跨侧减少17.8 mm。顶推对施工预拱度影响较大，特别是中跨侧尤为明显，因此在施工预拱度计算时，必须考虑中跨合龙顶推力的影响。

4.2 顶推对收缩徐变效应的影响

混凝土的收缩徐变效应是造成连续刚构桥跨中长期持续下挠的一个重要因素，为了分析顶推能否改善刚构桥因混凝土收缩徐变而引起的下挠，分别计算顶推及不顶推两种计算模式下，混凝土收缩徐变效应引起的竖向位移，其对比情况如图7所示。

由图7可知，运营10年收缩徐变位移，顶推前边跨侧最大竖向位移为-8.4 mm，顶推后边跨侧最大竖向位移为-9.3 mm，增加0.9 mm，边跨侧变化不明显；顶推前中跨侧最大竖向位移为-15.6 mm，顶推后中跨侧最大竖向位移为-12.2 mm，减小3.4 mm，变化明显。因此，通过顶推可以改善连续刚构桥运营后期因混凝土收缩徐变引起的下挠状况。

图7 两种计算模式下运营10年收缩徐变位移对比图

4.3 顶推对结构内力的影响

为了分析顶推对结构内力的影响，分别计算顶推及不顶推两种模式下主梁弯矩，其对比情况如图8所示。由图8可知，顶推后主梁弯矩中跨侧变化不明显，边跨侧变化较为明显。顶推后边跨侧正弯矩增大，但墩顶位置处的主梁负弯矩明显减小，其中2#墩墩顶位置处顶推前最大负弯矩为-43 379.4 kN·m，顶推后最大负弯矩为-24 953.1 kN·m，负弯矩降低18 426.4 kN·m；3#墩墩顶位置处顶推前最大负弯矩为47 431.2 kN·m，顶推后最大负弯矩为24 732.8 kN·m，负弯矩降低22 698.5 kN·m。因此，通过顶推可以显著降低连续刚构桥墩顶位置处主梁负弯矩，改善主梁的受力性能。