孫清娟，趙 杰

(黃河水利職業(yè)技術(shù)學(xué)院，河南開封475004)

一、引 言

預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?qū)儆诙樟汗探Y(jié)的超靜定結(jié)構(gòu)，由于溫度變化的作用造成主梁的伸縮變形會(huì)使主墩產(chǎn)生偏位，對(duì)結(jié)構(gòu)受力產(chǎn)生不利影響。同時(shí)在混凝土收縮徐變長期作用下，容易出現(xiàn)跨中下?lián)?、主梁與橋墩水平偏位過大等現(xiàn)象，易導(dǎo)致邊跨支座水平剪切破壞，墩底內(nèi)力過大［1－3］。為減小這些因素對(duì)后期結(jié)構(gòu)承載的不利影響，在合龍階段給梁體施加一定的水平頂推力，以消除合龍溫差、后期收縮徐變因素引起的墩頂水平位移，改善結(jié)構(gòu)受力。目前，潘國兵、殷燦彬、鄒毅松、胡清和等以不同連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楣こ瘫尘?，?duì)合龍頂推力的計(jì)算方法進(jìn)行了研究［4－7］。但由于橋梁結(jié)構(gòu)的差異性，仍需具體問題具體分析。本文在此理論基礎(chǔ)上，引入有限元模型，并以城川河六跨連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楣こ瘫尘埃诮o定合龍順序的基礎(chǔ)上，對(duì)該橋頂推方案進(jìn)行一些有益的探討。

二、大橋特點(diǎn)

城川河大橋是霍永高速山西省境內(nèi)的一座公路橋梁，主橋?yàn)?70+4×132+70)m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋(如圖1所示)，設(shè)計(jì)為左右雙幅，主梁采用單箱單室箱型截面，箱梁根部高8 m，跨中合龍段高3 m，其間梁高按1.6次拋物線變化。單幅橋面寬12 m，底板寬 6 m。主墩墩高 68.8～113.6 m 不等，采用雙肢薄壁墩，單肢采用單箱截面空心薄壁墩，設(shè)計(jì)荷載為公路I級(jí)。

圖1 城川河大橋主橋立面布置圖(單位:m)

三、有限元計(jì)算模型

運(yùn)用Midas/Civil計(jì)算軟件，其中采用梁單元，按照施工順序分階段建立橋梁計(jì)算模型。全橋共分為36個(gè)施工階段，228個(gè)梁單元。邊界條件:墩底固結(jié)，兩邊跨過渡墩支座模擬成活動(dòng)鉸。有限元計(jì)算模型如圖2所示，圖中數(shù)字為相應(yīng)控制截面節(jié)點(diǎn)編號(hào)。

圖2 城川河大橋有限元模型

四、頂推方案

為消除高墩六跨連續(xù)剛構(gòu)橋混凝土收縮徐變與高溫合龍溫差引起的部分墩頂順橋向水平位移，并改善橋墩受力，一般需在跨中合龍段施加相應(yīng)水平頂推力。

根據(jù)該橋的構(gòu)造特點(diǎn)，結(jié)合設(shè)計(jì)、施工、主梁及橋墩的受力變形特點(diǎn)，在先中跨、然后邊跨、最后次中跨合龍順序基礎(chǔ)上，提出以下3種施加頂推力的方案。

1)方案1:不施加頂推力，如圖3所示。

圖3 方案1示意圖

2)方案2:次邊跨、中跨施加頂推力，如圖4所示。

圖4 方案2示意圖

3)方案3:僅次邊跨施加頂推力，如圖5所示。

圖5 方案3示意圖

其中，圖3—圖5圈內(nèi)數(shù)字表示合龍順序，相同數(shù)字表示同時(shí)合龍。

五、頂推力計(jì)算

1.頂推量的確定

頂推位移可由以下兩部分組成:合龍溫差變形δ合龍溫差、10年收縮徐變的變形值 δ收縮徐變?？紤]成橋后不宜長時(shí)間出現(xiàn)過大水平位移，本文取兩者之和的50%。頂推位移δ頂推表達(dá)式為

(1)混凝土收縮徐變引起的墩頂位移

為確定在理想合龍條件下(實(shí)際合龍溫度與設(shè)計(jì)相同)，混凝土收縮徐變對(duì)墩頂位移產(chǎn)生的影響，按照施工順序進(jìn)行有限元模擬，計(jì)算出不同運(yùn)營時(shí)間各墩頂?shù)捻槝蛳蛩轿灰?，如?、圖6所示。

表1 隨運(yùn)營時(shí)間收縮徐變引起的墩頂水平位移 mm

圖6 隨運(yùn)營時(shí)間收縮徐變引起的墩頂水平位移

從表 1、圖6 可以看出墩 P4、P5、P7、P8 收縮徐變引起的位移，隨著運(yùn)營時(shí)間的增加，增速先快速增長后逐漸減緩，趨于穩(wěn)定。墩P6受影響最小，幾乎不受影響。

(2)合龍溫差引起的墩頂水平位移

大橋?qū)嶋H合龍溫度與設(shè)計(jì)合龍溫度不同時(shí)，由于溫差作用，將使梁體產(chǎn)生相應(yīng)的伸長或縮短，從而引起墩頂偏位。高溫合龍引起的墩頂水平位移，相當(dāng)于結(jié)構(gòu)整體由實(shí)際合龍溫度下降到設(shè)計(jì)溫度引起的各墩頂?shù)乃轿灰?，如?、圖7所示。

表2 不同合龍溫差對(duì)應(yīng)墩頂順橋向位移 mm

圖7 合龍溫差與墩頂位移關(guān)系圖

從圖7可以看出，各墩墩頂位移與合龍溫差基本呈線性關(guān)系，經(jīng)數(shù)據(jù)擬合可知，合龍溫差每上升1℃，P4、P5、P6、P7、P8 順橋向墩頂位移分別變化－2.72 mm、－1.40 mm、－0.09 mm、1.21 mm、2.52 mm。由此可知，邊跨墩P4、P8墩頂順橋向位移受合龍溫差影響較大，中間墩P6受溫差影響最小，接近主梁縱向溫差變形的不動(dòng)點(diǎn)。

(3)頂推量計(jì)算

根據(jù)上述數(shù)據(jù)及式(1)得合龍頂推位移，見表3。

表3 不同合龍溫差墩頂頂推位移值 mm

2.頂推力計(jì)算

分別在中跨、次中跨合龍段施加100 kN作用力后，各墩所產(chǎn)生的位移見表4。

表4 100 kN頂推力對(duì)應(yīng)墩頂位移 mm

由于頂推力與頂推位移成正比［8－10］，因此，由表4可以得到頂推力與頂推位移之間有如下關(guān)系:

墩 P4:δP4=0.057 5P;墩 P5:δP5=0.088 3P。

墩 P7:δP7=0.091 4P;墩 P8:δP8=0.041 6P。

其中，P單位為kN;順橋向位移δ單位為mm。

頂推力確定原則:由于中間墩P6受溫度及收縮徐變影響較小，故可取中跨頂推力大小相等，其大小取墩P5與墩P7頂推力之和的一半;邊跨頂推力由邊墩頂推位移量確定。

按上述頂推力計(jì)算方法，方案2下計(jì)算的各頂推力大小見表5。

表5 方案2不同合龍溫差下施加頂推力大小 kN

對(duì)于方案3，在次邊跨施加頂推力，其頂推力大小取兩邊跨頂推力之和的一半，頂推力計(jì)算結(jié)果見表6。

取合龍理性溫度為20℃，對(duì)這3種方案進(jìn)行比選。

表6 方案3不同合龍溫差下施加頂推力大小

六、頂推對(duì)橋梁成橋狀態(tài)的影響

1.頂推對(duì)主梁跨中撓度的影響

3種頂推方案對(duì)成橋狀態(tài)跨中撓度的影響見表7。

表7 頂推對(duì)主梁跨中撓度的影響 mm

表7數(shù)據(jù)表明，方案2、方案3與方案1相比，頂推后主梁跨中的撓度有所減小，即頂推后對(duì)跨中下?lián)蠁栴}有一定的改善。

2.頂推對(duì)墩底彎矩的影響

3種頂推方案對(duì)墩底彎矩的影響見表8。

表8 頂推對(duì)墩底彎矩的影響

表8數(shù)據(jù)表明，施加水平頂推力后，各墩底彎矩有增有減，但總體趨勢(shì)是:施加頂推后，墩底彎矩呈降低趨勢(shì)。其中方案2、方案3與方案1相比，最大降低幅度分別達(dá)61.78%、64.84%。而頂推對(duì)墩P5、P6、P7墩底彎矩影響較小。

經(jīng)綜合對(duì)比分析，方案2與方案3的計(jì)算結(jié)果基本一致，但方案2施加4對(duì)頂推力，施工復(fù)雜且工作量較大。因此，推薦方案3為合龍方案。

七、結(jié) 論

本文結(jié)合城川河大橋工程，提出了3種施加頂推力的合龍方案，并就各方案的頂推力大小進(jìn)行了計(jì)算，通過對(duì)3種頂推方案進(jìn)行對(duì)比分析，得到如下結(jié)論:

1)對(duì)于該多跨連續(xù)剛構(gòu)橋頂推方案，方案2、方案3較方案1合理，頂推后能顯著減小成橋狀態(tài)下墩底彎矩。

2)通過分析比較，方案2與方案3的計(jì)算結(jié)果基本一致，但方案2施加4對(duì)頂推力，施工復(fù)雜且工作量較大。因此，推薦方案3為合龍方案。

3)通過施加適當(dāng)?shù)捻斖屏?，減少了由合龍溫差、混凝土收縮徐變引起的主墩水平偏位，有效降低了墩底內(nèi)力，對(duì)橋梁后期承載有利，同時(shí)增加了結(jié)構(gòu)的安全性。

目前，該橋采用方案3已成功合龍。因此，對(duì)于多跨連續(xù)剛構(gòu)橋，合龍時(shí)需考慮合龍溫差與混凝土長期收縮徐變對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，且在適當(dāng)位置施加一定的頂推力是非常有必要的。

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