劉秀嶺 楊 靖

(1.橋梁結(jié)構(gòu)健康與安全國家重點實驗室 武漢 430034； 2.中鐵大橋科學研究院有限公司 武漢 430034)

塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)力學性能介于連續(xù)剛構(gòu)橋與斜拉橋之間，混凝土矮塔斜拉橋采用后支點掛籃懸臂澆筑施工，斜拉索的最大應力變幅比斜拉橋小，一些研究觀點將矮塔斜拉橋的斜拉索視為體外預應力束。因此，塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)特性更接近連續(xù)剛構(gòu)橋[1]。后期運營期間，大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋在各種荷載作用下由于混凝土的收縮徐變會出現(xiàn)跨中下?lián)蠁栴}[2-3]。為抵消這種不良影響，矮塔斜拉橋可在懸臂澆筑時設(shè)置預拋高、在跨中合龍時施加合龍頂推力。塔墩梁固結(jié)體系矮塔斜拉橋根據(jù)墩底彎矩、合龍溫度等因素進行合龍頂推力計算。

目前，關(guān)于矮塔斜拉橋方面的文獻相對連續(xù)剛構(gòu)橋較少，塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)性能與連續(xù)剛構(gòu)橋相近，其合龍頂推力的確定可參考連續(xù)剛構(gòu)橋的成熟經(jīng)驗。文獻[4]介紹了塔墩梁固結(jié)體系的大跨矮塔斜拉橋的合龍頂推力確定過程，成橋后3年的梁體混凝土收縮徐變、體系升降溫及正負溫度梯度對梁體的縱向變位影響較大，計算不同頂推力時最不利荷載工況的關(guān)鍵截面應力，由此得出應力控制的頂推力。文獻[5]以西江特大橋(五跨矮塔斜拉橋)為背景，以塔頂偏位及墩頂應力為控制目標，確定了次中跨、中跨的合龍頂推力，隨后分析比較不同頂推力作用下成橋后結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)和位移，由此獲得最優(yōu)的合龍方案。文獻[6]以白水峪大橋為背景，分析合龍口不同頂推力作用下、3年期收縮徐變影響成橋階段主梁的水平位移，討論合龍溫度對頂推力及梁體縱向變形的影響。依據(jù)合龍施工現(xiàn)場實際溫度，利用給出的成橋后主梁水平位移與合龍溫度的關(guān)系對頂推力進行調(diào)整。文獻[7]以貴州排調(diào)河一號特大橋為工程背景，以消除墩頂水平位移為目標計算頂推力大小，并就頂推對該橋成橋狀態(tài)受力性能的影響進行分析。文獻[8]以長沙市萬家麗北路撈刀河大橋為例，在先邊跨后中跨合龍順序的情況下，計算橋梁在持久狀況和施工階段荷載組合下,不同的水平推力與橋墩墩底截面彎矩、梁體主要截面應力的關(guān)系，從而確定合適的合龍頂推力。

本文以漢江特大橋主橋為背景，建立塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋有限元模型，進行中跨合龍頂推力的合理確定，并對頂推力對梁體、墩柱的受力影響進行計算分析；然后，以墩底截面彎矩為控制變量，考慮對中跨合龍頂推力進行溫差修正。根據(jù)工程實踐經(jīng)驗，提出建議。

1 模型建立

漢江特大橋中跨采用220 m預應力混凝土矮塔斜拉橋，主橋總體布置見圖1，主梁全寬為26.5 m，跨徑布置為125 m+220 m+125 m，主橋全長470 m。主橋主梁采用預應力混凝土單箱三室斜腹板截面，按整體式截面設(shè)計。在斜拉索錨固點，設(shè)置橫橋向貫通的橫梁；主塔與主梁、橋墩均為固結(jié)，主塔由2個塔柱組成，塔柱采用實體截面，斜拉索為雙索面，雙排布置在中央分隔帶上，索塔下塔柱采用雙薄壁實體墩，整體式承臺，基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁基礎(chǔ)。

圖1 漢江特大橋主橋總體布置圖(單位：cm)

墩頂0號塊采用托架施工，邊跨現(xiàn)澆直線段采用支架施工，其余梁段采用后支點掛籃懸臂澆筑施工，邊中跨合龍采用吊架施工。合龍順序為先合龍邊跨，再合龍中跨，中跨合龍施加頂推力。實際施工時使用2臺千斤頂上下游平衡、同步施加頂推力，施加位置為箱梁橫截面形心線，頂推力對箱梁橫截面不會產(chǎn)生額外的彎矩作用，中跨合龍頂推力施加位置示意見圖2。

圖2 中跨合龍頂推力施加位置示意圖

全橋采用有限元軟件midas Civil對全橋施工過程進行模擬計算，根據(jù)實際施工過程劃分施工階段。全橋模型共333個節(jié)點，276個單元，承臺與樁的連接以固結(jié)模擬，全橋有限元模型略。

2 合龍頂推力的計算分析

邊跨合龍后，中跨合龍口在形心位置處施加頂推力作用時，19號、20號墩側(cè)結(jié)構(gòu)類似，以19號墩為例。EF、FG桿兩端可近似認為是無相對位移，雙肢薄壁墩可視為剪力靜定桿，因此對塔墩梁固結(jié)的矮塔斜拉橋可采用無剪力分配法進行結(jié)構(gòu)分析，其計算簡圖及彎矩圖見圖3。

圖3 合龍頂推力的計算簡圖及彎矩圖

由圖3可見，墩柱反彎點位于1/2的墩高處，此時危險截面主要是邊跨側(cè)梁根部、墩頂、墩底截面。而實際結(jié)構(gòu)中，F(xiàn)G桿兩端并不完全無相對位移，即FG桿的F端也存在彎矩，根據(jù)剛節(jié)點處彎矩平衡的條件可知墩頂F截面的實際彎矩值比理論值小，因此反彎點應更靠近墩頂截面。施加頂推力的過程中，實際結(jié)構(gòu)的墩底截面及邊跨側(cè)梁根部截面為最危險截面。

2.1 合理頂推力的確定過程

通過上述理論分析可知，19號墩1、2及3號截面及20號墩1、2及3號截面為控制截面(具體位置見圖1)。取10年的收縮徐變[9]和恒荷載進行計算分析?？疾炜刂平孛嬖诓煌斖屏ψ饔孟碌慕Y(jié)構(gòu)組合應力，根據(jù)圖3中結(jié)構(gòu)模型的模擬計算分析，控制截面的結(jié)構(gòu)應力見表1、2。

表1 19號墩不同頂推力下的結(jié)構(gòu)應力

表2 20號墩不同頂推力的結(jié)構(gòu)應力

由表1、2可見，頂推力對梁體的應力影響不大，頂推力從0 kN升高到10 000 kN的過程中，19號墩和20號墩的邊跨梁根部截面應力幾乎不變。薄壁墩柱底對頂推力的作用比較敏感，不施加頂推力或施加的頂推力過小時，邊跨側(cè)薄壁墩柱底截面會出現(xiàn)拉應力，隨頂推力加大，邊中跨薄壁墩柱底截面全部處于受壓狀態(tài)，這說明中跨合龍合理施加頂推力可改善薄壁墩柱的長期受力狀態(tài)。20號墩邊跨側(cè)墩柱底截面的應力狀態(tài)對頂推力大小起控制作用，以20號墩2號截面邊跨側(cè)和中跨側(cè)的墩底截面應力為應變量，以頂推力為自變量，可繪制2條函數(shù)曲線，曲線交點即為最優(yōu)合龍頂推力，其值為8 640 kN。

中跨合龍頂推力的確定不應只考慮長期效應，還應考慮短期效應，合龍頂推力的施工過程中關(guān)鍵截面的應力狀態(tài)即為短期效應。當合龍頂推力為8 640 kN時，19號墩2號斷面中跨側(cè)出現(xiàn)拉應力2.51 MPa，20號墩2號斷面中跨側(cè)拉應力更大為3.79 MPa。合龍頂推力應該使關(guān)鍵截面的短期效應的拉應力不太大，同時應使關(guān)鍵截面在長期效應下處于受壓狀態(tài)。綜合考慮長短期的效應，將合龍頂推力確定為5 000 kN。當合龍頂推力為5 000 kN時，短期效應為：19號墩2號斷面中跨側(cè)的應力為壓應力-0.4 MPa，20號墩2號斷面中跨側(cè)應力為拉應力0.3 MPa，長期效應下控制斷面均處于受壓狀態(tài)。

2.2 頂推力的作用效應分析

對全橋模型施加5 000 kN合龍頂推力，觀察不施加頂推力和施加頂推力的作用效應，對比分析頂推力的作用效果。取10年的收縮徐變[9]和恒荷載進行計算分析。觀察截面A～E、T1、T2的位置(見圖1)，其中T1、T2分別為19號墩、20號墩塔頂，A、E截面為邊跨跨中截面，B、C、D截面分別為中跨1/4、1/2及3/4截面。

墩頂塔偏的作用效果見表3，方向以19號墩至20號墩的方向為正，反之為負。

表3 頂推力對塔偏的作用效果

由表3可見，施加頂推力的塔偏位移比不施加頂推力降低30%左右。中跨合龍施加合理的頂推力可減小塔偏變位，其實也是改善了塔的受力情況。

梁體豎向位移情況見表4，方向以豎直向上為正。

表4 頂推力對梁體豎向位移的作用效果 mm

通過觀察表4數(shù)據(jù)可看出，施加頂推力的中跨豎向位移變化不大，邊跨的豎向位移反而增大。中跨合龍施加頂推力對梁體的豎向位移改善不明顯，其實也是對梁體的應力情況改善不明顯。恒載及收縮徐變對梁體豎向位移的不利影響可通過設(shè)置立模預拋高解決。

頂推力對梁體應力的作用效果見表5。綜合表3、表4及表5數(shù)據(jù)可看出，施加頂推力對梁體的應力情況無太大影響，相應的位移影響也不明顯。

表5 頂推力對梁體應力的作用效果

3 合龍頂推力的溫差修正

本橋設(shè)計合龍溫度為15～20 ℃，中跨合龍頂推力為5 000 kN，在這種情況下進行全橋合龍，橋梁結(jié)構(gòu)在后期運營期間可處于較合理的受力狀態(tài)。當合龍溫度低于設(shè)計合龍溫度時，后期運營期間溫度從低溫升至設(shè)計合龍溫度時，對塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋整體產(chǎn)生溫升作用效應，等效于加大了合龍頂推力，這對墩柱的應力狀態(tài)不利，因此消除這部分溫升作用效應才能產(chǎn)生與設(shè)計合龍狀態(tài)相同的效果。當合龍溫度高于設(shè)計合龍溫度時，對塔墩梁固結(jié)體系的矮塔斜拉橋整體產(chǎn)生溫降作用效應，等效于降低了合龍頂推力。通過上文分析，當現(xiàn)場實際合龍溫度與設(shè)計合龍溫度不同時，可通過修正合龍頂推力實現(xiàn)與設(shè)計合龍狀態(tài)的等效轉(zhuǎn)換。

通過實橋有限元模型計算得知，墩底的彎矩與合龍溫差成線性關(guān)系[10]，具體計算可以墩底彎矩為控制值，以式(1)進行修正計算。

(1)

將計算參數(shù)代入式(1)可得單位升、降溫需加、減250 kN的頂推力。本橋?qū)嶋H合龍溫度低于設(shè)計合龍溫度，合龍頂推力與實際合龍溫度的關(guān)系見表6。

表6 合龍頂推力、合龍溫度及相應位移關(guān)系

頂推力的具體施工應以頂推力控制為主，以位移變化控制為輔。

合龍頂推力施工以“頂推力控制為主，以位移變化控制為輔”主要是因為本橋的墩柱高度小，常規(guī)情況下理論計算的位移值比實際值偏小，應主要控制頂推力的數(shù)值。

以實際頂推力為控制標準，位移控制為輔，頂推力到位之后，即持荷鎖定勁性骨架。實際合龍是以10 ℃，3 800 kN的頂推力進行施工，現(xiàn)場測量了4根縱橋向勁性骨架的變位，均值1.9 cm，理論值3.5 cm?，F(xiàn)場采集各方面的數(shù)據(jù)及實際施工情況均顯示中跨合龍頂推效果良好。

4 結(jié)論

1) 中跨合龍頂推力的確定應考慮長期效應和短期效應，盡量使墩柱在大部分時間內(nèi)處于受壓狀態(tài)。

2) 中跨合龍頂推力對墩柱的受力影響較大，對梁體受力影響較小，相應地對梁體豎向位移影響也不大。

3) 實際合龍溫度與設(shè)計合龍溫度不同時，應考慮對合龍頂推力進行溫差修正，以使合龍后橋梁狀態(tài)與設(shè)計合龍狀態(tài)等效。