刚构－连续组合梁桥主梁合龙关键技术

陈淮，陈鹏飞，李杰

(郑州大学土木工程学院，河南郑州450001)

主梁合龙段施工是刚构－连续组合梁桥主要施工工序之一，也是梁体体系转换的关键。不同主梁合龙顺序会造成主梁的受力、变形及内力重分布不同，为此应根据具体桥梁施工特点，对其不同主梁合龙顺序进行分析，找出主梁最优合龙顺序并指导主梁合龙施工。孙全胜等［1］以内蒙古1联13跨连续梁桥为工程实例，计算了不同合龙方案对主梁竖向位移和应力的影响，得出最佳主梁合龙方案，使最终成桥线形和内力都比较合理;姚志立等［2－3］分别以湘西矮寨连续刚构桥和重庆沙塘坝连续刚构桥为工程实例，探讨了不同主梁合龙方案对桥梁截面控制应力、挠度的影响，指导桥梁合龙施工;刘沐宇等［4］以新疆伊利特大桥为实例，探讨了连续－刚构组合梁桥主梁合龙顺序的一般规律。桥梁边跨现浇段在满堂支架施工中，人们往往重视支架搭设的要求，却很少关注支架拆除时机的合理性。支架拆除必然导致桥梁结构内力重新分布，若支架拆除时机不当，将对成桥线形和结构内力产生一定影响，为此，选择合适的支架拆除时机十分重要。刚构－连续组合梁桥温度变化会在桥梁结构内部产生二次应力，桥梁后期混凝土收缩徐变也会导致主梁发生下挠、引起附加内力，造成主墩偏位，不利于主墩受力。为尽可能降低这些因素的影响，在桥梁中跨主梁合龙阶段对主梁施加一个顺桥向顶推力，使主墩产生一个反向变位来抵消合龙温度差异、桥梁后期混凝土收缩徐变等的影响，以改善桥梁受力［5－6］。蒋国云［7］以重庆市轨道交通 3 号线嘉陵江特大桥为实例，探讨了连续刚构桥主梁合龙温度、合龙时间、水平顶推力的取值，以及中跨合龙段顶推施工方案，分析了顶推合龙对连续刚构桥受力与变形的影响。张刚刚等［8］对连续刚构桥跨中合龙时施加水平顶推力的设计取值原则进行了探讨，分析了连续刚构桥水平顶推力与墩身内力及变位的关系，这对确定水平顶推力有较大的参考价值。邹毅松等［9－12］推导了连续刚构桥主梁合龙时水平顶推力计算公式，对比理论计算结果与实测结果证明了计算结果的准确性。从上述研究成果可以看出，每座桥都应根据自身特点确定适合本桥的主梁合龙方案、边跨现浇段支架拆除时机和主梁合龙顶推力。本文以郑少高速公路航海路连接线南水北调大桥辅线桥(以下简称辅线桥)为工程背景，论证桥梁合龙顺序，分析满堂支架的拆除时机，调整中跨合龙顶推力，所得结果用以指导该桥梁的主梁合龙施工。

1 桥梁有限元建模

1.1 工程概况

辅线桥是郑少高速公路与航海路连接线的控制工程，跨径布置为43+60+100+60+43 m，为大跨径预应力混凝土刚构－连续组合梁桥，主梁采用单箱单室直腹板截面，根部梁高5.8 m，中跨、边跨合龙段梁高2.3 m，箱梁底板下缘按1.6次抛物线变化，主梁采用三向预应力体系。主梁横断面如图1所示。主梁的中跨、次边跨采用挂篮悬浇逐段施工，9 m次边跨主梁和43 m边跨主梁采用满堂支架现浇施工。

图1 辅线桥主梁横断面图Fig.1 Transverse section of auxiliary bridge main beam

1.2 桥梁有限元建模

采用有限元软件Midas/Civil建立辅线桥各施工阶段有限元计算模型，对其施工全过程进行模拟分析。有限元模型的坐标系为:顺桥向为X方向，横桥向为Y方向，竖向为Z方向。采用空间梁单元离散辅线桥，全桥(单幅)共划分为121个节点，112个梁单元，其中94个单元为上部结构主梁单元，18个单元为桥梁墩身及承台单元，采用只受压桁架单元杆单元模拟边跨现浇段满堂支架。辅线桥成桥后的有限元计算模型如图2所示。

图2 辅线桥有限元模型Fig.2 Finite element of auxiliary bridge

2 主梁合龙顺序合理性分析

对于仅有中跨和边跨合龙段的连续体系梁桥，通常有3种主梁合龙顺序:先边跨后中跨合龙、先中跨后边跨合龙、中跨和边跨同时合龙。为了确定辅线桥的合龙方案，现分析3种不同合龙顺序对成桥后主梁应力和竖向挠度的影响，为了使论证有对比性，分析时采用相同的荷载条件和边界条件。在此定义方案1:先合龙边跨后合龙中跨;方案2:先合龙中跨后合龙边跨;方案3:中跨和边跨同时合龙。

2.1 不同主梁合龙顺序对主梁应力的影响

通过计算得到辅线桥主梁不同合龙顺序引起的成桥后主梁顶板和底板应力，结果如图3所示。

图3 成桥后主梁顶板和底板应力对比Fig.3 Main beam roof and bottom stress contrast of the completed bridge

分析图3可知，不同合龙顺序造成主梁应力变化规律为:不同合龙顺序下主梁顶板应力变化规律基本一致，且均为压应力，最大压应力出现在主墩对应的主梁悬臂根部截面，并向主跨跨中和边跨合龙段递减，在合龙段附近出现较小值;主梁底板应力变化幅度较大，但均为压应力，且压应力极值点不随合龙顺序的不同而改变，只是极值点所在位置随合龙顺序的不同而发生改变。方案1比方案2、方案3压应力储备富裕，对桥梁结构后期受力有利。

2.2 不同主梁合龙顺序对主梁竖向挠度的影响

在对主梁竖向挠度进行分析时，考虑到桥梁刚建成时竖向挠度不会太大，分别对不同主梁合龙顺序引起辅线桥成桥及成桥3年后主梁的竖向挠度进行对比，结果如图4所示。

图4 成桥及成桥3 a后主梁的竖向挠度对比Fig.4 Main beam vertical deflection contrast of the completed bridge and after 3 years

分析图4可知:(1)不同合龙顺序造成主梁竖向挠度变化规律为:不同合龙顺序对采用悬臂施工完成的主梁竖向挠度影响较大，对采用满堂支架施工的9 m次边跨主梁和43 m边跨现浇梁段竖向挠度影响较小。由于张拉预应力，原T构悬臂端梁段有上挠的趋势，且在最大悬臂端处达到极值;但随着成桥时间的延长，主梁各梁段均有下挠的趋势，下挠极值点位置随合龙顺序的不同而改变。(2)不同合龙顺序造成的主梁竖向挠度变化幅度不一样，方案1变化幅度比方案2、方案3小;方案2和方案3变化规律相似，与方案1相比，次边跨向下的挠度较大，主跨向下的挠度较小。

3 边跨现浇段满堂支架拆除时机分析

辅线桥施工组织设计规定的边跨现浇段满堂支架拆除时机为:先进行边跨合龙，然后拆除用于支撑9 m次边跨主梁和43 m边跨现浇梁段的满堂支架，最后进行中跨合龙。施工单位提出的边跨现浇段满堂支架拆除时机为:先边跨合龙后中跨合龙，然后再拆除边跨现浇段满堂支架。现将前者作为方案1，后者作为方案2，探讨不同满堂支架拆除时机对辅线桥成桥主梁应力和竖向挠度的影响。

3.1 边跨现浇段满堂支架拆除时机不同对成桥后主梁应力的影响

考虑边跨现浇段满堂支架拆除时机的不同，分别对辅线桥成桥后主梁顶板和底板应力进行计算，结果如图5所示。

图5 成桥后主梁顶板和底板应力对比Fig.5 Main beam roof and bottom stress contrast of the completed bridge

分析图5可知，考虑边跨现浇段满堂支架拆除时机的不同，辅线桥成桥后主梁顶板应力变化规律基本一致，底板应力变化幅度较大;主梁顶、底板应力均为压应力，且压应力极值点不随边跨现浇段满堂支架拆除时机不同而改变。但方案1比方案2压应力储备丰富，利于桥梁结构后期受力。

3.2 边跨现浇段满堂支架拆除时机不同对成桥后主梁竖向挠度的影响

考虑边跨现浇段满堂支架拆除时机的不同，对辅线桥成桥后主梁的竖向挠度进行计算，结果如图6所示。

图6 成桥主梁竖向挠度对比Fig.6 Main beam vertical deflection contrast contrast of the completed bridge

分析图6可知:考虑边跨现浇段满堂支架拆除时机的不同，辅线桥成桥后主梁竖向挠度变化规律基本相同;主跨竖向挠度受边跨现浇段满堂支架拆除时机影响较大，在主跨最大悬臂端处，方案1与方案2竖向挠度差值为13.25 mm，次边跨和边跨竖向挠度受边跨现浇段满堂支架拆除时机影响较小。

综合考虑多种因素，辅线桥采用了先边跨合龙后中跨合龙，然后再拆除边跨现浇段满堂支架的施工方案。

4 中跨合龙顶推力优化设计

4.1 顶推力的控制

辅线桥采用先边跨合龙后中跨合龙的方式，为了补偿主梁混凝土收缩徐变产生的长期影响，中跨合龙阶段通过施加顶推力优化桥梁结构受力。由于顶推施工工序较为繁琐，实施过程中存在很多可变因素，并且实施过程中可能需要根据实施顶推期间的实测数据调整顶推力，所以事先应做好顶推前的各项准备工作。该桥分3级进行顶推，每级顶推力分别为50%，75%和100%的控制力，分别在每级顶推后5 min和15 min测量测点的位移量。将实际顶推力大小、测点的实际位移值与理论值进行对比分析，并依据分析结果合理调整顶推力的大小。顶推的控制采用顶推力和顶推位移双重控制。

4.2 顶推力的确定

桥梁合龙段施工必须考虑合龙温度的影响，辅线桥设计合龙温度为10℃。现采用有限元软件Midas/Civil模拟得出辅线桥中跨合龙前后桥梁线形变化与温度和顶推力的关系，通过施加顶推力来减小甚至抵消由于合龙后温度变化而引起的桥梁变形。辅线桥的刚构墩为2号和3号桥墩，中跨合龙阶段顶推力施加在2号和3号墩伸向中跨的最大悬臂端梁块上，其中关键节点31和65为辅线桥刚构墩0号块中心节点，节点47和49为辅线桥刚构墩伸向中跨的最大悬臂端处节点;通过模拟计算，并对所得数据进行拟合可得关键节点处的水平位移与顶推力关系如图7所示。

图7 顶推力与水平位移关系Fig.7 Relationship of horizontal displacement and jacking force

从图7可知，顶推水平位移与顶推力成线性变化关系，随着顶推力的增大，各个节点水平位移增大，其中悬臂端合龙段端口处节点水平位移比刚构墩0号块中心节点位移大，这是由于在施加顶推力过程中，合龙端口处梁段上翘引起的。由拟合公式计算可得，在桥梁合龙段，每增加100 t的顶推力，辅线桥刚构墩0号块中心节点变位24.22 mm。

为防止桥梁合龙后主梁产生收缩裂缝，桥梁合龙段施工时除使用微膨胀混凝土外，一般宜采用低温合龙，桥梁合龙后，随着环境温度升高，混凝土热胀伸长，梁段的相互挤压力增大，从而减小和避免产生收缩裂缝。利用有限元软件Midas/Civil模拟计算并对所得数据进行拟合，可得理论上关键节点处的水平位移与温度变化(以升温为例)的关系，如图8所示。

图8 温度变化与水平位移关系Fig.8 Relationship of horizontal displacement and temperature change

从图8可知，水平位移与温度变化成线性变化关系，随着温度升高，中跨合龙段节点水平位移变化很小，辅线桥刚构墩0号块中心节点处水平位移受温度变化影响较为明显。由拟合公式计算可得，桥梁合龙后，在成桥状态下，温度每升高1°C，辅线桥刚构墩0号块中心节点变化0.49 mm。

设计单位提供的辅线桥设计顶推力为300 t，综合上述位移与顶推力、温度变化的关系可得抵消温度变化1°C所需的顶推力为2.02 t，辅线桥施工过程中桥梁中跨合龙段所需施加的顶推力F与温度变化值△t的关系如下式所示:

其中:F单位为t;△t单位为℃。

辅线桥设计合龙温度为10℃，实际合龙温度为18℃，故需要考虑实际合龙温度与设计温度差异对施加顶推力的影响，利用公式(1)可得辅线桥实际合龙过程中需要施加316.16 t的顶推力作用，即桥梁由于温度影响作用需要额外施加16.16 t的顶推力作用。同理，如果实际合龙温度低于设计合龙温度，则△t取负值，实际施加的顶推力则应该适当减小。

5 结论

1)考虑到不同主梁合龙顺序对桥梁受力和线形的影响，对3种合龙方案进行了对比分析，结果表明:先合龙边跨再合龙中跨的方案压应力储备较多，对桥梁后期受力有利，相对其它2种合龙方案，该方案竖向挠度变化幅度较小，尽管随成桥时间的延长主跨下挠稍多，但可通过合理设置预拱度来解决。因此，先合龙边跨后合龙中跨的方案是合理方案。

2)考虑边跨现浇段满堂支架拆除时机不同对成桥结构受力和线形的影响，计算结果表明:在边跨合龙之后中跨合龙之前拆除边跨现浇段满堂支架与中跨合龙后拆除边跨现浇段满堂支架相比，主梁结构压应力储备较多，成桥初期主跨上挠也较多，对桥梁结构后期受力和成桥线形有利，但主梁线形没有后者容易控制。

3)桥梁合龙时的温度对桥梁结构受力及线形有重要影响，在桥梁施工过程中要重视温度变化对顶推力的影响，合理优化顶推力，指导桥梁施工。考虑合龙温差对中跨合龙顶推力的影响，得出结论:在一定变化范围内，顶推力、温度变化均与顺桥向位移成线性关系，结合桥梁实际合龙温度与设计温度差值，可以导出由于温度变化所需要调整的顶推力，所得结果用于指导辅线桥现场合龙施工。

［1］孙全胜，李大杰.超长联大跨连续梁桥合龙顺序分析［J］.世界桥梁，2012，40(5):45 －48.

SUN Quansheng，LI Dajie.Analysis of closure sequence for long unit and long span continuous girder bridge［J］.World Bridges，2012，40(5):45 －48.

［2］姚志立，余钱华，胡惜亮，等.矮寨连续刚构桥合龙顺序分析及过程模拟计算［J］.公路工程，2012，37(2):4－7.

YAO Zhili，YU Qianhua，HU Xiliang，et al.Closure sequence analysis and process simulation of aizhai continuous rigid frame bridge［J］.Highway Engineering，2012，37(2):4－7.

［3］冷双全，张永水.高墩多跨连续刚构桥最优合龙顺序选择［J］.交通科学与工程，2012，28(3):37 －41.

LENG Shuangquan，ZHANG Yongshui.The optimal selection of the multiple–span continuous rigid frame bridge with high pier’s closure order［J］.Journal of Transport Science and Engineering，2012，28(3):37 －41.

［4］刘沐宇，杜细春.多跨PC刚构－连续组合梁桥的合拢次序分析［J］.武汉理工大学学报，2007，29(6):107－110.

LIU Muyu，DU Xichun.Analysis of closure process for PC bridges with rigid frame － continuous girders［J］.Journal of Wuhan University of Technology，2007，29(6):107 －110.

［5］陈洪彬，陈群，王斐，等.大跨度连续刚构桥合龙顶推效应分析及方案设计［J］.公路，2009(7):209－211.

CHEN Hongbin，CHEN Qun，WANG Fei，et al.Long span continuous rigid frame bridge jacking effect analysis and design［J］.Highway，2009(7):209 －211.

［6］仇明，杨美良.连续刚构桥水平顶推力的研究［J］.湖南交通科技，2011，37(2):89 －91.

QIU Ming，YANG Meiliang.Study on horizontal jacking force of continuous rigid frame bridge［J］.Hunan Communication Science and Technology，2011，37(2):89 －91.

［7］蒋国云.大跨连续刚构桥中跨顶推合龙施工技术［J］.施工技术，2012，41(360):38 －40.

JIANG Guoyun.Construction technology of jacking closure for the middle span of large－span continuous rigid frame bridge［J］.Construction Technology，2012，41(360):38－40.

［8］张刚刚，吴重男.连续刚构桥合龙段顶推力设计探讨［J］.中外公路，2011，31(5):119 －123.

ZHANG Ganggang，WU Chongnan.Study on design of jacking force of continuous rigid frame bridge［J］.Journal of China ＆ Foreign Highway，2011，31(5):119 －123.

［9］邹毅松，单荣相.连续刚构桥合龙顶推力的确定［J］.重庆交通学院学报，2006，25(2):12 －15.

ZOU Yisong，SHAN Rongxiang.The confirmation closure jacking force of continuous rigid frame bridge［J］.Journal of Chongqing Jiaotong University，2006，25(2):12 －15.

［10］刘昌国，殷灿彬.连续刚构桥高温合拢顶推力的分析与试验研究［J］.公路工程，2009，34(5):83 －86，97.

LIU Changguo，YIN Canbin.Analysis and experiment on jacking force with high temperature closure for continuous rigid － frame bridge［J］.Highway Engineering，2009，34(5):83 －86，97.

［11］陈自华.大嶝大桥连续矮墩刚构合龙措施研究［J］.中外公路，2009，29(2):112 －115.

CHEN Zihua.Measures for closure of dadeng bridge continuous short pier rigid frame［J］.Journal of China ＆Foreign Highway，2009，29(2):112 －115.

［12］许明雷，罗力军.排调河一号特大桥中跨合龙顶推控制［J］.桥梁建设，2011，41(4):79 －82.

XU Minglei，LUO Lijun.Control of pushing for closure of central span of paidiao river bridge No.1［J］.Bridge Construction，2011，41(4):79 －82.