新型支承體系多跨矮塔斜拉橋合龍方案研究

羅如登，劉鑄，陳立軍，王高輝，李先海

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075；2.中國(guó)建筑第五工程局，湖南 長(zhǎng)沙 410004）

矮塔斜拉橋是介于梁式橋和斜拉橋之間的新穎橋型，以主梁的受彎、受壓與拉索的受拉來共同承受豎向荷載[1-2]。多跨矮塔斜拉橋合龍段數(shù)目多，合龍方案的不同將引起橋梁較大的次內(nèi)力及內(nèi)力重分布，繼而影響成橋的受力狀態(tài)等[3-5]。莫愷筠等[6]對(duì)某三跨矮塔斜拉橋不同合龍方案進(jìn)行研究，得出先中跨合龍情況下全部合龍完成后再進(jìn)行體系轉(zhuǎn)換方案更優(yōu)。黃俊杰[7]對(duì)五跨矮塔斜拉橋各構(gòu)件進(jìn)行靜力特性研究，最優(yōu)方案為先邊跨合龍?jiān)俅芜吙绾淆堊詈笾锌绾淆垺：巫姘l(fā)等[8]通過對(duì)七塔矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)性能進(jìn)行研究，對(duì)合龍順序及工藝進(jìn)行了優(yōu)化。焦亞萌等[9]通過對(duì)十跨單索面矮塔斜拉橋合龍順序進(jìn)行研究，得到采用先靜定中跨小合龍，再大合龍方案最優(yōu)。目前在建的汕頭市新津河特大橋?yàn)槲逅绨崩瓨颍捎靡环N新型單墩雙排8支座可調(diào)高可測(cè)力支承體系。雙排支承體系極易出現(xiàn)受力不均衡現(xiàn)象，并且在收縮徐變影響下會(huì)出現(xiàn)支承反力重分配，導(dǎo)致橋梁支座出現(xiàn)部分支座脫空，而另外部分支座壓縮變形過大而使得支座壽命縮短，甚至破壞[10]。本文通過對(duì)該橋多種合龍方案下全橋應(yīng)力狀態(tài)、線形、支承體系受力均衡性和成橋索力等進(jìn)行對(duì)比分析，得出該橋最佳合龍方案。

1 工程概況

新津河五塔六跨單索面矮塔斜拉橋，橋跨布置為(68+4×120+68)m，采用塔梁固結(jié)、墩梁分離體系，主梁采用寬幅單箱三室結(jié)構(gòu)，上部結(jié)構(gòu)混凝土強(qiáng)度均為C60。為滿足城市橋梁景觀要求，主塔設(shè)計(jì)為倒U型，主墩設(shè)置為U型，兩者呼應(yīng)形成“水滴”造型。墩頂縱向設(shè)置一種新型雙排支承體系，每排橫向設(shè)置4個(gè)支座。為防止雙排8支座支承體系不均衡受力，采用可調(diào)高可測(cè)力支座，成橋后須根據(jù)支座受力狀態(tài)對(duì)全橋支座進(jìn)行調(diào)控。圖1所示為主橋及支座布置圖，從左至右墩號(hào)依次為29號(hào)～35號(hào)。

圖1 主橋及支座布置圖Fig.1 Layout of main bridge and support

新津河特大橋主橋設(shè)計(jì)合龍方案為先邊跨合龍(29號(hào)～30號(hào)，34號(hào)～35號(hào))，再次邊跨合龍(30號(hào)～31號(hào)，33號(hào)～34號(hào))，最后中跨合龍(31號(hào)～32號(hào)，32號(hào)～33號(hào))。中跨墩(31號(hào)，32號(hào))為水中墩，由于地質(zhì)條件優(yōu)于陸地墩，實(shí)際施工進(jìn)度較快，中跨梁段將率先施工并合龍，原主橋設(shè)計(jì)合龍方案需調(diào)整變更。本文將對(duì)比研究合龍方案變更對(duì)全橋力學(xué)性能的影響，并確定該橋最佳合龍方案。

2 合龍方案

新津河特大橋主橋采用掛籃懸臂對(duì)稱澆筑施工，由于孔跨較多，原設(shè)計(jì)和變更的合龍方案包括2種合龍順序及4種合龍工藝。

2種合龍順序如下：

1)邊跨合龍→次邊跨合龍→中跨合龍，簡(jiǎn)稱為合龍順序B；

2)中跨合龍→次邊跨合龍→邊跨合龍，簡(jiǎn)稱為合龍順序Z。

4種合龍工藝如下：

1)合龍鋼束一次性張拉→體系轉(zhuǎn)換→下一個(gè)合龍段施工，簡(jiǎn)稱為工藝 1；

2)體系轉(zhuǎn)換→合龍鋼束一次性張拉→下一個(gè)合龍段施工，簡(jiǎn)稱為工藝 2；

3)先張拉部分合龍鋼束→體系轉(zhuǎn)換→張拉剩余合龍鋼束→下一個(gè)合龍段施工，簡(jiǎn)稱為工藝 3；

4)先張拉部分合龍鋼束→體系轉(zhuǎn)換→下一個(gè)合龍段施工→全橋合龍→張拉全橋剩余合龍鋼束，簡(jiǎn)稱為工藝4。

3 新津河特大橋有限元模型

采用Midas Civil有限元軟件，建立全橋有限元模型。主梁、主塔、主墩、承臺(tái)及樁基均采用梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬，斜拉索采用桁架單元進(jìn)行模擬，樁土效應(yīng)通過土彈簧進(jìn)行模擬，全橋共劃分為10 262個(gè)梁?jiǎn)卧?00個(gè)桁架單元。圖2所示為全橋及支座有限元模型圖。

圖2 全橋及支座有限元模型Fig.2 Finite element model of the whole bridge and support

4 各合龍方案下力學(xué)性能研究

4.1 主梁應(yīng)力

對(duì)不同合龍方案下施工過程及成橋后的主梁最大應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見表1。表中應(yīng)力以拉應(yīng)力為正，壓應(yīng)力為負(fù)；括號(hào)外為合龍順序B應(yīng)力值，括號(hào)內(nèi)為合龍順序Z應(yīng)力值；后文同表示。

表1中各狀態(tài)下，各合龍方案下計(jì)算結(jié)果均滿足規(guī)范對(duì)施工應(yīng)力、短期效應(yīng)和長(zhǎng)期效應(yīng)不大于允許應(yīng)力的要求[11]。

從表1中的數(shù)據(jù)可以看出，合龍順序的改變對(duì)施工過程中主梁應(yīng)力有一定的影響，但合龍順序的改變并不改變二恒鋪裝及收縮徐變10 a狀態(tài)下主梁的受力狀態(tài)。相同合龍順序下，不同合龍工藝各施工階段主梁應(yīng)力狀態(tài)基本一致，改變合龍工藝對(duì)主梁的應(yīng)力影響較小。

表1 主梁應(yīng)力對(duì)比Table 1 Comparison of main beam stress MPa

4.2 主梁撓度及合龍段高差

對(duì)二恒鋪裝和收縮徐變10 a狀態(tài)下不同合龍方案主梁撓度進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如圖3和圖4所示。B(Z)-X表示為二恒鋪裝狀態(tài)，B(Z)-X′表示為收縮徐變10 a狀態(tài)，B(Z)表示合龍順序，X表示合龍工藝，撓度值以豎向向上為正。

圖3 合龍順序B主梁撓度Fig.3 Girder deflection diagram of closure sequence B

圖4 合龍順序Z主梁撓度Fig.4 Girder deflection diagram of closure sequence Z

由圖3和圖4可知，同狀態(tài)下，不同合龍工藝的撓度曲線整體趨勢(shì)一致，合龍工藝的不同對(duì)線形的影響很小。收縮徐變10 a狀態(tài)下，次邊跨和中跨撓度低于二恒鋪裝狀態(tài)下的撓度，對(duì)結(jié)構(gòu)不利。因此，在施工階段設(shè)置預(yù)拱度時(shí)應(yīng)考慮橋梁收縮徐變，使得線形更加理想[12-14]。

由以上分析，合龍工藝對(duì)撓度影響很小，且主梁撓度趨勢(shì)在二恒鋪裝及收縮徐變狀態(tài)下整體趨勢(shì)一致，故選取二恒鋪裝狀態(tài)下的其中一種工藝(工藝1)對(duì)合龍順序進(jìn)行撓度對(duì)比分析，結(jié)果如圖5所示。主梁合龍段兩側(cè)撓度如表2所示，左側(cè)表示合龍段靠近29號(hào)墩側(cè)。

圖5 二恒鋪裝主梁撓度Fig.5 Girder deflection of phase II dead load pavement

表2 合龍段兩側(cè)撓度Table 2 Deflection on both sides of closure section mm

由圖5以及表2可知，不同合龍順序下主梁邊跨撓度基本一致，然而對(duì)于次邊跨和中跨影響較大。在合龍順序B下，最大突變值為18.4 mm，位于中跨；在合龍順序Z下，最大突變值為4.5 mm，位于次邊跨。合龍順序Z下合龍段高差較小，更有利于合龍段施工。新型支承體系矮塔斜拉橋其主梁剛度大，同時(shí)雙排支承體系在墩頂順橋向間隔一定距離設(shè)置支座，實(shí)現(xiàn)了雙排支座之間主梁的豎向約束和轉(zhuǎn)動(dòng)約束，表現(xiàn)為具有臨時(shí)固結(jié)的“剛域”效應(yīng)[15]。新型支承體系矮塔斜拉橋采用合龍順序Z進(jìn)行施工具有合理性，且合龍順序Z下主梁線形表現(xiàn)得更優(yōu)。

4.3 塔底應(yīng)力

對(duì)不同合龍方案下的塔底應(yīng)力進(jìn)行研究，研究結(jié)果如表3所示。

從表3可知，各計(jì)算方案下塔底應(yīng)力結(jié)果均滿足規(guī)范要求[11]。合龍順序及合龍工藝對(duì)塔底應(yīng)力的影響較小，不同合龍方案最大差值為0.3 MPa。

表3 塔底應(yīng)力對(duì)比Table 3 Tower bottom stress comparison MPa

4.4 塔頂位移

對(duì)不同合龍方案下的塔頂順橋向位移進(jìn)行研究，研究結(jié)果如表4所示。表中位移以向35號(hào)塔變形為正，向29號(hào)塔變形為負(fù)。

從表4可知，各合龍方案下塔頂位移均較小。與傳統(tǒng)單排支承體系相比，雙排支承體系下塔頂順橋向位移約為單排支承體系下的1/10[7-8]。新型雙排支承體系下，主墩墩頂支座數(shù)量增倍，主梁的豎向荷載可更多的通過支座向下傳遞給墩柱，大幅度分擔(dān)了通過斜拉索傳遞給主塔的荷載，從而有效控制了塔頂位移量。

表4 塔頂順橋向位移Table 4 Tower top longitudinal displacement mm

合龍順序?qū)λ斘灰频挠绊懼饕憩F(xiàn)在次邊塔(31號(hào)，33號(hào))，合龍順序B下塔頂順橋向位移為合龍順序Z下的2～3倍，對(duì)中塔及邊塔塔頂位移影響較小，合龍順序Z較合龍順序B更優(yōu)。合龍工藝對(duì)塔頂順橋向位移值影響較小，最大差值為0.5 mm，合龍工藝4較優(yōu)于其他3種合龍工藝。

4.5 支承體系受力均衡性

對(duì)同墩雙排8支座支承體系受力均衡性進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見表5和表6。表中正值表示支座支反力靠近中跨側(cè)大于邊跨側(cè)。

表5 二恒鋪裝雙排支反力偏差對(duì)比Table 5 Comparison table of reaction force deviation of double row support in Phase II dead load pavements kN

表6 收縮徐變十年雙排支反力偏差對(duì)比Table 6 Comparison table of ten year support reaction deviation of double row support in shrinkage and creep kN

由表5和表6可知：二恒鋪裝和收縮徐變2種狀態(tài)下各合龍方案雙排支承體系均存在受力不均衡現(xiàn)象。為研究合龍方案對(duì)支承體系受力均衡性的影響，本文主要從雙排支座支反力偏差量和成橋后支座調(diào)整難易程度2個(gè)方面進(jìn)行分析。

合龍順序B在二恒鋪裝狀態(tài)下雙排支反力偏差主要表現(xiàn)在邊墩及次邊墩，分別為2 995.0 kN和4 614.4 kN，在收縮徐變10 a狀態(tài)下雙排支反力偏差主要表現(xiàn)在次邊墩，為3 579.1 kN；合龍順序Z在二恒鋪裝狀態(tài)和收縮徐變10 a狀態(tài)下雙排支反力偏差均表現(xiàn)在邊墩，分別為3 994.0 kN和1 401.6 kN。收縮徐變作用會(huì)使支反力發(fā)生一定的重分配，使得支承體系受力更均衡。合龍順序B在2種狀態(tài)下雙排支反力偏差顯著位置發(fā)生變化，增大了后期支座調(diào)控難度；合龍順序Z在2種狀態(tài)下支反力偏差顯著位置均發(fā)生在邊墩，且均衡性優(yōu)于合龍順序B，可減少對(duì)支座的調(diào)控并且可在一定程度保證支承體系的受力均衡性。

合龍工藝對(duì)支反力的影響主要表現(xiàn)在邊墩和次邊墩位置，工藝4在二恒鋪裝下最大支反力偏差分別為3 182.4 kN和3 688.0 kN，在收縮徐變10 a下最大支反力偏差為702.9 kN和2 802.6 kN，支承體系受力均衡性均相對(duì)于其余3種工藝更優(yōu)。通過合龍工藝優(yōu)化可改善支承體系受力均衡性。

4.6 成橋索力

新津河矮塔斜拉橋斜拉索采用單索面體系，全橋具有一定對(duì)稱性，根據(jù)拉索設(shè)計(jì)初拉力進(jìn)行施工正裝分析得到成橋索力，取全橋一半結(jié)構(gòu)單側(cè)拉索進(jìn)行成橋索力對(duì)比分析。定義索力偏差系數(shù)P，如式(1)所示，分析合龍方案變更對(duì)成橋索力的影響，各合龍方案下索力偏差系數(shù)曲線如圖6所示。其中位置編號(hào)中，前者表示墩號(hào)，后者表示索號(hào)，“1”索表示為靠近主塔側(cè)，“5”索為外側(cè)；圖例編號(hào)中前者表示合龍順序，后者表示合龍工藝。

圖6 索力偏差曲線Fig.6 Cable force deviation curves

由圖6可知，斜拉索索力偏差主要表現(xiàn)在1號(hào)索和4號(hào)索，最大索力偏差為3.5%，各合龍方案均滿足規(guī)范對(duì)索力允許誤差的要求[16]。不同合龍工藝下成橋索力偏差曲線基本一致；合龍順序?qū)Τ蓸蛩髁Φ挠绊懼饕憩F(xiàn)在中塔邊索位置，兩者最大索力偏差Pmax為1.5%。合龍工藝及合龍順序?qū)Τ蓸蛩髁Φ挠绊戄^小。

4.7 數(shù)值分析結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比

結(jié)合新津河特大橋現(xiàn)場(chǎng)施工狀況及合龍方案研究，最終確定新津河特大橋采用合龍順序Z與合龍工藝4的合龍方案進(jìn)行合龍施工。通過在墩頂主梁腹板位置及塔底預(yù)埋振弦式應(yīng)變計(jì)對(duì)主梁最大應(yīng)力處及塔底應(yīng)力進(jìn)行監(jiān)測(cè)，通過在主梁底板預(yù)埋短鋼筋及在塔頂預(yù)設(shè)反光片分別對(duì)主梁線形及塔頂位移進(jìn)行監(jiān)測(cè)，支承體系采用可調(diào)高可測(cè)力支座，現(xiàn)場(chǎng)照片如圖7所示。

圖7 施工過程現(xiàn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)照片F(xiàn)ig.7 Photos of measuring points on site

對(duì)目前已完成施工階段(中跨合龍完成)的數(shù)值分析結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，取31號(hào)～32號(hào)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，對(duì)比結(jié)果如表7所示，其中左側(cè)表示合龍段靠近29號(hào)墩側(cè)。兩者結(jié)果整體趨勢(shì)一致，吻合情況較好，驗(yàn)證了數(shù)值分析的可靠性及合龍方案的可行性。

表7 數(shù)值分析與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)結(jié)果對(duì)比Table 7 Comparison table of numerical analysis results and measured data

5 結(jié)論

1)合龍順序?qū)Y(jié)構(gòu)線形影響較大，主要表現(xiàn)在主梁次邊跨及中跨線形和合龍高差、次邊塔頂位移。合龍順序Z(先合龍中跨)的結(jié)構(gòu)力學(xué)性能表現(xiàn)得更優(yōu)。

2)支承體系受力均衡性受合龍方案的影響較大，主要表現(xiàn)在邊墩和次邊墩。優(yōu)化合龍方案可改善支承體系受力均衡性，降低支座調(diào)控難度。合龍順序Z和合龍工藝4(先張拉部分合龍鋼束→體系轉(zhuǎn)換→下一個(gè)合龍段施工→全橋合龍→張拉全橋剩余合龍鋼束)支承體系受力均衡性最優(yōu)。

3)合龍順序Z和合龍工藝4為最優(yōu)合龍方案，該方案實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果吻合較好，研究成果可為同類型橋梁提供參考。