陳大柱 ，邱建軍 ，董書鳴

（1.寧波鄞州區(qū)交通運輸局，浙江寧波 315200；2.寧波鄞州區(qū)交通質監(jiān)站，浙江寧波 315200；3.合樂中國有限公司，上海市 200051）

1 工程概況

奉化江南翔橋是寧波市機場路南沿工程中跨越奉化江的特大橋梁，為雙幅三跨連續(xù) V 墩混凝土剛構橋，跨徑組合為 80 m+130 m+80 m=290 m，單幅橋面寬 23.5 m，其總體布置立面見圖1。

主梁采用預應力混凝土連續(xù)剛構，C50 混凝土，單箱雙室直腹板斷面。箱梁梁高變化采用二次拋物線，H 跟/L=1/21.7，H中/L=1/43.3。梁段腹板厚度 40～85 cm 直線變化；底板厚度變化采用 2 次拋物線，由箱梁根部 80 cm 漸變到跨中 30 cm；頂板厚均采用 28 cm。箱梁橫坡由腹板高度調整，底板保持水平，頂板橫向設置 2%的橫坡。箱梁采用三向預應力體系，即縱向、橫向、豎向均設置預應力鋼束（筋）。

V 墩斜腿截面采用單箱雙室預應力鋼筋混凝土箱形結構，高度 2.0～2.4 m，箱體頂、底板厚度均為 50 cm，腹板厚度分別為 80～120 cm。兩斜腿內中間設隔板，V 撐斜腿頂、底部各設一定長度的實體過渡段，以連接箱梁和 V 撐臺座。為了提高 V 墩的耐久性和改善應力狀態(tài)，沿 V 墩兩斜肢截面頂?shù)装逯行牟贾妙A應力鋼束，錨固端埋入承臺頂以下 3.5 m，在墩梁結合位置單端張拉。

該橋 V 腿及其頂部 0#塊采用支架施工，主梁采用掛籃懸臂現(xiàn)澆施工，邊跨現(xiàn)澆段采用支架施工。在每副主橋中跨設有一合龍段，其縱向長度為3.0 m，重約 125 t，采用早強微膨脹 C50 混凝土。由于中跨合龍段位于奉化江中間，故采用吊架結構施工，即利用合龍段一端箱梁 13#塊掛籃，行走到另一端 13#塊，形成合龍段吊架；兩側吊架均采用Φ32 精軋螺紋鋼錨固在箱梁 13#塊上。由于該合龍段距離河岸線很遠，無法采用汽車泵搖臂車澆筑，故采用固定泵停在棧橋上，泵管接到合龍段位置，澆筑合龍段混凝土。

該橋中跨跨度大，中跨合龍段縱向長度長，施工難度大。為保證合龍段施工質量及橋梁安全，指導合龍段施工的順利進行，本文對該橋中跨合龍的主要影響因素進行了定量分析，可為同類型橋梁施工作有價值的參考。

2 分析模型

采用橋梁專業(yè)分析軟件 Midas 建立了本橋的有限元分析模型，對橋梁 V 型墩及上部箱梁結構采用變截面梁單元，以準確模擬箱梁截面形狀的變化。每個截面均按設計實際截面進行?？傮w有限元模型共有 147 個節(jié)點及 140 個梁單元。預應力鋼束完全根據(jù)實際位置輸入。該橋的整體有限元模型見圖2，箱梁典型截面見圖3。

在本橋的結構分析中，對橋梁的詳細施工過程及階段進行了細致的模擬，正確分析橋梁的整個施工過程的施工荷載和混凝土收縮徐變對橋梁受力的影響。

3 影響因素及分析

在該橋中跨合龍施工過程中，合龍段兩端的預加頂推力、撓度差及橋體溫度變化引起的漲縮均可對合龍段的施工產生影響。

3.1 頂推力

圖1 南翔橋連續(xù) V 墩剛構總體布置立面圖（單位：mm）

圖2 V 型墩連續(xù)剛構橋整體有限元模型圖

圖3 典型箱梁截面示意圖

為改善成橋的受力狀態(tài)，在中跨合龍前，需要對合龍段兩端的箱梁懸臂端頭施加一定的水平向頂推措施[1][2]。合理的頂推力是在合龍成橋之后，考慮收縮、徐變的時間效應后橋梁在各種作用組合下處于最優(yōu)的應力狀態(tài)。

假設頂推力分別為 4 500 kN、6 000 kN 及設計頂推力 7 500 kN 等三種不同頂推力作用下，分析橋梁成橋前后的受力狀態(tài)變化。表1、表2為邊跨側 V 腿底截面外緣與內緣在不同頂推力作用下的應力比較。表中，應力單位為 MPa，P1 表示頂推力 F2=6 000 kN 與 F1=4 500 kN 的應力差值百分比，P2 為頂推力 F3=7 500 kN 與 F1=4 500 kN 時的應力差值百分比。

分析結果表明，頂推力的增大，總體上對該橋V 墩底截面應力影響較小。其中，V 墩底截面外緣壓應力有所增加，以頂推力 4 500 kN 為基準，頂推力增加 1 500 kN，在施加頂推力時增幅為 7%，成橋恒載下增幅為 10%，短期組合的最小壓應力增幅為 35%，而最大壓應力增幅僅為 6%。截面內緣壓應力有所減小，因其數(shù)值較小，因此降幅略顯增大，每增加 1 500 kN 頂推力，在施加頂推力時降幅為 18%，在成橋恒載下降幅為 6%，短期組合下的最小壓應力的降幅為 11%，最大壓應力降幅僅為5%。

表1 不同頂推力下 V 腿底截面外緣應力比較

表2 不同頂推力下 V 腿底截面內緣應力比較

中跨合龍段自身在合龍后的上緣及下緣壓應力隨不同頂推力也略有不同，上緣應力隨頂推力的增加而稍有減小，下緣應力則稍有增大，但數(shù)值微小，對合龍段本身的應力影響可以忽略[4]。

中跨合龍段懸臂梁端在頂推力作用下會產生一定的水平和豎向位移。表3列出了不同頂推力下箱梁懸臂端及 V 墩頂?shù)目v向位移。懸臂梁端的縱向位移，在 F1=4 500 kN 時為 13.0 mm，在F2=6 000 kN 時為 17.3 mm，在 F3=7 500 kN 時為21.7 mm。V 墩頂箱梁的縱向位移稍小于懸臂梁端。

表3 不同頂推力下的橋梁位移（

從表3中還可以看出，頂推力對懸臂梁端的豎向位移 DV 產生較大影響，而對 V 墩頂箱梁的縱向位移 DL影響較小。

綜合以上分析結果，頂推力的大小對該橋結構受力總體影響較小，對合龍段混凝土自身應力影響可以忽略，但懸臂梁端的縱向及豎向位移較大。因此，施工單位在合龍段施工過程中應根據(jù)現(xiàn)場頂推裝置的安裝條件要求、應力/位移變化及橋梁線型等實際要求確定合理的頂推力并進行適當調整。

3.2 懸臂梁段的高差

在中跨合龍前，合龍段兩側懸臂端高程高差是合龍施工的一個控制因素。據(jù)現(xiàn)場施工要求，合龍段兩端的施工高程誤差需控制在 10 mm 以內，軸線位置偏差在 10 mm 以內，如高差大于 10 mm，需采用掛籃提吊或者單端壓重等措施[3]來平衡兩端的標高誤差；并進一步提出其最理想的施工狀態(tài)是：在合龍段施工前預應力張拉壓漿完成，一側掛籃底盤（重 35 t，全部掛籃重量按 71 t 計）拆除后，兩側懸臂端頭高程的高差控制在 10 mm 以內。

按上所述，一側掛籃底盤拆除后，兩側梁端豎向受力差值為 350 kN。計算結果表明，此時兩側懸臂梁端高程高差約為 12 mm，已經超過高程高差控制在 10 mm 以內的要求。

據(jù)現(xiàn)場施工方案設計，在兩側箱梁施工完畢后，一側掛籃底盤拆除，另一側掛籃前移并將前吊帶吊著底模平臺走進對面箱梁翼板預留槽中，前后吊帶下部固定在兩端箱梁底板上，施加頂推力，綁扎鋼筋后澆筑中跨合龍段混凝土。

假設施工期間的施工荷載和合龍現(xiàn)澆混凝土均由兩側懸臂底板均勻承受。表4的計算結果按下述四種假設進行：（1）在懸臂梁澆筑完畢后，一側掛籃前移，另一側掛籃完全拆除；（2）在懸臂梁澆筑完畢后，一側掛籃前移，另一側掛籃底盤拆除后沿橋縱向后移一個箱梁節(jié)段；（3）在懸臂梁澆筑完畢后，一側掛籃前移，另一側掛籃底盤拆除，但橋面掛籃骨架不后移；（4）在懸臂梁澆筑完畢后，一側掛籃底盤拆除后沿橋縱向后移一個箱梁節(jié)段，另一側掛籃前移并采取措施使得其底盤重量由合龍段兩端端頭均勻承擔。

表4 各種假設施工方案下的合龍段兩端高差

從表4可以看出，方案 1、2、3 下的合龍段兩端的高程高差均超過了 10 mm，特別是方案 1，更是達到了 24 mm；而方案 4 的高差則大大減小。這是因為前 3 方案合龍段兩端的豎向力相差過大，而在方案 4 中，由于拆除底盤一側的掛籃沒有移走，僅后移一個箱梁階段，且采取措施使得前移掛籃底盤的重量由懸臂兩端共同承擔，這一措施大大減小了兩端懸臂梁端承擔的豎向力差值，因此其高程高差也就大大減小。

因此，合龍段兩端端頭的高差控制與其兩端所承受的豎向力差值密切相關?？刂坪淆埗蝺啥硕祟^高差，就必須減小兩端所承擔的豎向力差值。按施工要求，合龍段兩端承擔的豎向力差值小于292 kN 時，其兩端高程高差滿足小于 10 mm 的要求。目前所采取的拆除一側掛籃的施工方案不可取，可參考方案 4，并采取必要措施使施工荷載及合龍段混凝土重量能夠均勻分配到兩側箱梁上。

3.3 溫度影響

現(xiàn)場溫度變化也對合龍段施工產生一定影響，因為溫度變化會引起合龍段兩側懸臂梁端產生縱向及豎向移動，從而對合龍段頂推裝置及混凝土澆筑產生影響。因此，在中跨合龍段鎖定前，應對懸臂斷面進行一晝夜分時段連續(xù)觀測，掌握氣溫與懸臂端的標高變化、氣溫與梁體溫度的關系等，為選擇合龍鎖定方式作力學驗算，并為合龍鎖定時間提供依據(jù)。

表5給出了該橋在合龍前整體溫差± 10℃的條件下合龍段懸臂端頭的縱向/豎向位移值?？梢?，溫差變化± 10℃的情況下，中跨合龍段兩端端頭的縱向位移約為 6.2 mm，左右兩端位移相等，方向相反。

表5 合龍前梁端的溫差位移（單位：mm）

因此，在中跨合龍段施工時要認真考慮溫度變化對橋梁合龍的影響，盡量選擇氣溫較低，變化幅度最小的時區(qū)進行合龍段混凝土澆注，建議可安排在溫度變化較小的夜間時段進行澆注，有利于減小箱梁合龍?zhí)帒冶鄱祟^的縱向位移對合龍段新澆混凝土的影響。在澆注完畢后應加強混凝土養(yǎng)生，采用 C50 早強微膨脹混凝土，通過試驗摻入適量的微膨脹劑，微膨脹劑必須滿足《混凝土外加劑應用技術規(guī)范》(GB50119-2003)要求，并嚴格控制用水量，以減少混凝土的收縮影響。

4 結論及建議

本文對奉化江南翔 V 型墩預應力混凝土連續(xù)剛構橋中跨合龍段施工的影響因素進行了細致的分析，并對該橋合龍段施工給出了相應的建議。

分析結果表明，頂推力的大小對該橋的受力總體影響很小，無論是 V 墩斜腿還是合龍段自身，但主梁產生的縱向及豎向位移較大。應根據(jù)主梁位移及施工條件合理確定及調整預加頂推力。

合龍段兩端箱梁端頭的高差與其兩端所承受的豎向力差值密切相關?？刂坪淆埗蝺啥硕祟^高差，就必須減小兩端所承擔的豎向力差值。采取必要措施，如合理的壓重平衡，或合龍段混凝土自重合理分配在兩端，均對減小高差有幫助。

溫度變化對懸臂梁端的縱向位移也有影響，應在施工中認真考慮溫度引起的主梁縱向位移對合龍段施工的影響，盡量選擇溫度變化小的時間段進行施工，并加強養(yǎng)護措施。

[1] 吳斌.淺析特大橋中跨合龍段施工 [J].山西建筑,2011,37(14):165-166.

[2] 劉小林.淺談連續(xù)剛構橋中跨合龍段施工[J].山西建筑,2008,34(24):311-312.

[3] 張新志,張永水,等.預應力混凝土連續(xù)剛構橋中跨合龍段配重方法探討[J].施工技術,2008,37(2):90-92.

[4] 合樂咨詢（深圳）有限公司,等.寧波市機場路南延南翔橋大跨度 V 型墩連續(xù)剛構關鍵節(jié)點技術研究之實測/理論數(shù)據(jù)分析及橋梁狀態(tài)評價[R].2013.