馬健

作者簡(jiǎn)介：馬??。?992—），工程師，研究方向：道路與橋梁技術(shù)研究和施工管理。

文章以主跨160 m跨徑的連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)槔?，采用有限元軟件精?xì)化建模并考慮施工階段的影響，分析了四種不同合龍溫度對(duì)結(jié)構(gòu)變形、應(yīng)力及頂推力的影響。研究表明：高溫合龍對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生降溫效應(yīng)，使結(jié)構(gòu)成橋階段豎向變形增大，但結(jié)構(gòu)截面上下緣應(yīng)力對(duì)合龍溫度變化并不敏感。同時(shí)，基于理論分析確定了該橋頂推位移及頂推力計(jì)算公式，使該橋在施加頂推力后結(jié)構(gòu)墩頂位移得到顯著改善。

合龍溫度；變形；應(yīng)力；墩頂位移；頂推力

U448.23A351253

0?引言

混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋因其能采用懸臂施工法，施工便捷、修建成本低、跨越能力強(qiáng)，設(shè)計(jì)施工技術(shù)成熟等諸多特點(diǎn)，在國(guó)內(nèi)外橋梁建設(shè)中得到廣泛采用。連續(xù)剛構(gòu)橋采用懸臂施工時(shí)，要經(jīng)歷體系轉(zhuǎn)換，從靜定結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)槌o定結(jié)構(gòu)，而超靜定結(jié)構(gòu)在溫度作用下將產(chǎn)生次內(nèi)力，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)成橋內(nèi)力與線性與設(shè)計(jì)理想成橋狀態(tài)產(chǎn)生差異。因此連續(xù)剛構(gòu)橋在合龍時(shí)選取合理的溫度及頂推力尤為重要。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者就合龍溫度對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋力學(xué)性能的影響進(jìn)行了系列研究：

任海濤［1］分析了合龍溫度對(duì)變截面連續(xù)剛構(gòu)橋梁結(jié)構(gòu)性能影響分析，得出隨著合龍溫度的升高，頂推力需不斷加大的結(jié)論。

李果等［2］對(duì)合龍溫度對(duì)矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋結(jié)構(gòu)性能進(jìn)行分析，研究表明合龍溫度對(duì)主梁應(yīng)力影響較小，對(duì)結(jié)構(gòu)縱向位移影響較大。

田亞洪［3］對(duì)整體溫度與溫度梯度對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋跨中合龍的影響進(jìn)行分析，得出環(huán)境溫度變化對(duì)跨中合龍縱向及豎向位移影響較大，作用于橋墩的溫度梯度主要影響其橫橋向位移。

目前學(xué)者進(jìn)行了大量溫度作用對(duì)橋梁力學(xué)性能影響的研究，并且多集中于不同氣候下最佳合龍溫度的確定，對(duì)合龍溫度對(duì)結(jié)構(gòu)變形、內(nèi)力、溫度變化后頂推力的計(jì)算方面的研究有所欠缺且相對(duì)較少。鑒于此，本文以某跨徑為（87+160+87）m的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楣こ瘫尘埃_展不同合龍溫度下對(duì)結(jié)構(gòu)主梁成橋線性、應(yīng)力及橋墩頂推力計(jì)算的影響研究。

1?工程背景

本文以某三跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楣こ桃劳?。該橋全長(zhǎng)334 m，跨徑布置為（87+160+87）m。橋梁上部結(jié)構(gòu)采用三向預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)，主梁為單箱單室截面，下部結(jié)構(gòu)采用雙肢薄壁墩，基礎(chǔ)采用承臺(tái)接樁基礎(chǔ)。該橋主墩分別為1#墩高35.229 m，2#墩高37.829 m，主梁及橋墩分別采用C55和C50混凝土，預(yù)應(yīng)力采用φs 15.2 mm的高強(qiáng)度低松弛鋼絞線，地震動(dòng)峰值加速度為0.1 g。該橋立面布置及主梁橫截面如圖1、圖2所示。

2?有限元模型

本文采用Midas Civil分析軟件建立該橋空間有限元模型，主梁及橋墩采用七自由度梁?jiǎn)卧M。橋墩底部為固結(jié)，邊跨與交界墩之間連接采用彈性連接模擬，通過支座型號(hào)計(jì)算彈性連接各方向剛度。該有限元模型共包含147個(gè)節(jié)點(diǎn)、136個(gè)單元，建模時(shí)依據(jù)施工方案共劃分為71個(gè)施工階段，有限元模型如圖3所示。

進(jìn)行有限元分析時(shí)需對(duì)主梁及橋墩混凝土材料進(jìn)行容重修正，該橋主要材料計(jì)算參數(shù)如表1所示。

該橋所在地平均最低溫度為0 ℃，最高溫度為42 ℃，設(shè)計(jì)要求合龍溫度為15 ℃?；诋?dāng)?shù)貧夂蚣笆┕?shí)際溫度情況，本文選取了15 ℃、20 ℃、25 ℃、30 ℃ 4種合龍溫度，研究不同合龍溫度對(duì)成橋狀態(tài)下主梁成橋線形、應(yīng)力、橋墩順橋向位移及跨中合龍頂推力的影響。

3?合龍溫度對(duì)力學(xué)性能的影響

成橋線形與設(shè)計(jì)偏差過大會(huì)影響運(yùn)營(yíng)階段行車舒適性及結(jié)構(gòu)的美觀，因而合理的合龍溫度尤為重要，在不同合龍溫度下（未施加頂推力及預(yù)拱度），考慮10年收縮徐變下主梁成橋階段豎向位移值見圖4和表2。

由圖4和表2可看出，不同合龍溫度下，主梁變形趨勢(shì)一致。隨著合龍溫度的升高，主梁成橋階段的變形不斷加大，這是因?yàn)楦邷睾淆垖?duì)于主梁而言是降溫效果，當(dāng)結(jié)構(gòu)合龍后體系轉(zhuǎn)換為超靜定結(jié)構(gòu)，降溫使結(jié)構(gòu)變形增大。當(dāng)合龍溫度為15 ℃、20 ℃、25 ℃、30 ℃時(shí)，對(duì)應(yīng)工況下結(jié)構(gòu)跨中豎向位移值分別為：-21.19 mm、-26.29 mm、-31.40 mm、-36.50 mm。合龍溫度每升高5 ℃，跨中豎向位移增大5.1 mm、10.21 mm和15.31 mm，變化幅度為24.06%、48.18%和72.25%，不難發(fā)現(xiàn)跨中豎向位移與合龍溫度成線性關(guān)系，因此結(jié)構(gòu)在合龍進(jìn)行體系轉(zhuǎn)換時(shí)，應(yīng)盡量選取與設(shè)計(jì)合龍溫度相差較小的溫度合龍為最佳。避免由于溫度差引起成橋階段橋面線形偏離設(shè)計(jì)線過大影響運(yùn)營(yíng)階段行車舒適性。

不同合龍溫度下結(jié)構(gòu)控制截面應(yīng)力如表3所示，由計(jì)算結(jié)果可知，不同合龍溫度下，各跨跨中截面與墩底截面應(yīng)力變化較小。從設(shè)計(jì)合龍溫度15 ℃升高至30 ℃時(shí)，左、右邊跨跨中截面頂緣應(yīng)力增大均為0.13 MPa，底緣應(yīng)力減小左邊跨為0.17 MPa，右邊跨為0.18 MPa。中跨跨中截面頂緣減小0.02 MPa，底緣增大0.02 MPa。雙薄壁墩墩底截面頂?shù)拙墤?yīng)力均增大0.06 MPa。在30 ℃合龍溫度下，所有截面中均受壓，應(yīng)力最大變化幅度為2.65%，這表明結(jié)構(gòu)應(yīng)力對(duì)合龍溫度變化并不敏感。

3.1?墩頂位移與頂推力

3.1.1?墩頂位移分析

當(dāng)實(shí)際合龍溫度與設(shè)計(jì)合龍溫度不一致時(shí)，溫度會(huì)使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生順橋向長(zhǎng)度變化，進(jìn)而使橋墩產(chǎn)生水平向的位移［4］。如不加處理，結(jié)構(gòu)在后期不利荷載及徐變作用下將進(jìn)一步增大該位移，這將對(duì)邊跨支座和主跨豎向位移產(chǎn)生不利影響。在4種不同合龍溫度下結(jié)構(gòu)墩頂水平位移見表4和圖5。

由表4和圖5可知，隨著合龍溫度升高，墩頂位移不斷增大，總體呈線性關(guān)系。當(dāng)合龍溫度從15 ℃升高至30 ℃時(shí)，1#、2#墩頂位移分別增大1.37 mm和1.68 mm。1#墩每增加1 ℃，墩頂位移增加δ1=0.092 mm/℃，2#墩每增加1 ℃，墩頂位移增加δ2=0.112 mm/℃。

墩高不一致使墩頂水平位移在相同溫度下變化不一致，此外跨中合龍是通過千斤頂施加頂推力，因此頂推力必須考慮此剛度的差異。該橋兩橋墩剛度接近，故采用溫度—位移增量的平均值來度量不同溫度兩墩的位移增量δ。

頂推力的確定首先應(yīng)計(jì)算合龍溫度下墩頂順橋向位移值，其次還需計(jì)算各墩的水平抗推剛度。如兩墩剛度差距過大下仍采用相同頂推力則對(duì)于剛度較大的墩達(dá)不到頂推效果，而對(duì)剛度較小的墩存在失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)。各墩的抗推剛度可在跨中合龍階段于最大懸臂節(jié)點(diǎn)處施加單位荷載計(jì)算各墩的荷載位移曲線得出。

經(jīng)計(jì)算1#、2#墩的抗推剛度分別為γ1=105.26 kN/mm，γ1=85.47 kN/mm，兩墩剛度相差較小，因此本文選取兩墩抗推剛度均值γ進(jìn)行后續(xù)頂推力的計(jì)算。

3.1.2?頂推力分析

計(jì)算頂推力時(shí)，首先應(yīng)明確實(shí)際墩頂位移的組成及其計(jì)算。橋梁經(jīng)歷施工階段至成橋運(yùn)營(yíng)過程中墩頂位移主要包括3項(xiàng)：結(jié)構(gòu)成橋時(shí)墩頂位移Δ成橋、結(jié)構(gòu)合龍溫度差引起的墩頂位移Δ溫度、十年收縮徐變引起墩頂位移Δ收縮徐變。

采用Midas Civil軟件進(jìn)行建模計(jì)算時(shí)，采用滑動(dòng)支座模擬邊跨支座，兩端均釋放DX與RY，但橋梁在實(shí)際運(yùn)營(yíng)過程中梁底與支座間存在摩擦力。因此在計(jì)算收縮徐變引起墩頂位移時(shí)需引入修正系數(shù)α1，本文采用修正系數(shù)α1=0.8［5］。此外結(jié)構(gòu)收縮徐變的發(fā)展是一個(gè)緩慢的過程，當(dāng)結(jié)構(gòu)處于跨中合龍階段時(shí)，混凝土收縮徐變已經(jīng)發(fā)生部分［6］，此時(shí)應(yīng)根據(jù)此階段收縮徐變完成量以及橋梁所選取支座的順橋向位移量進(jìn)行選取Δ收縮徐變的修正系數(shù)α2。

該橋在跨中合龍、運(yùn)營(yíng)十年收縮徐變階段產(chǎn)生的墩頂順橋向位移見表5。

由表5可知，在合龍階段收縮徐變引起的墩頂位移Δ收縮徐變已經(jīng)完成16%左右。該橋邊跨采用的支座為JQZ（Ⅱ）5DX與JQZ（Ⅱ）5SX球形支座，此支座在活動(dòng)方向位移量為±100 mm，遠(yuǎn)大于十年收縮徐變階段產(chǎn)生的墩頂順橋向位移。因此本文選取Δ收縮徐變的修正系數(shù)α2=1。因此該橋計(jì)算頂推力時(shí)墩頂位移Δ可由式（3）確定：

3.2?工程實(shí)例分析

該橋于2020-09-22完成跨中合龍。

該橋?qū)嶋H合龍溫度為23 ℃，此溫度下各墩頂水平位移見表6。

由表6計(jì)算得該橋?qū)嶋H頂推位移為Δ平均=19.66 mm，因此該橋?qū)嶋H頂推力為F=Δ平均×γ=1 874.97 kN。按此頂推力進(jìn)行施工后，成橋運(yùn)營(yíng)階段墩頂順橋向位移如表7所示。

施加頂推力后，1#墩墩頂水平位移減小97.4%，2#墩墩頂水平位移減小98.8%。由此可看出頂推力可顯著改善成橋運(yùn)營(yíng)階段墩頂水平位移。

4?結(jié)語

本文根據(jù)工程實(shí)例，結(jié)合有限元計(jì)算研究了不同合龍溫度對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋主梁、橋墩位移及應(yīng)力的影響，分析了剛構(gòu)橋頂推力的計(jì)算，基于計(jì)算結(jié)果得出施加頂推力前后墩頂位移的變化，并得出以下主要結(jié)論：

（1）高溫合龍對(duì)結(jié)構(gòu)將產(chǎn)生降溫效應(yīng)，隨著合龍溫度升高，結(jié)構(gòu)主梁成橋階段豎向位移不斷增大，且呈現(xiàn)出中跨變化大于邊跨，當(dāng)合龍溫度高于設(shè)計(jì)合龍溫度15 ℃時(shí)，結(jié)構(gòu)跨中豎向位移增大72.25%。

（2）結(jié)構(gòu)主梁及墩關(guān)鍵截面的上下緣應(yīng)力對(duì)合龍溫度變化并不敏感，即使高出設(shè)計(jì)合龍溫度15 ℃時(shí)，應(yīng)力變化幅度僅為2.65%。

（3）頂推位移由三部分組成，其中Δ成橋?yàn)椴蛔冎?，Δ溫度需根?jù)結(jié)構(gòu)實(shí)際合龍溫度確定，而Δ收縮徐變因其具有時(shí)間連續(xù)性且周期長(zhǎng)，該部分位移需根據(jù)結(jié)構(gòu)邊界條件、施工至合龍成橋經(jīng)歷時(shí)間長(zhǎng)短選取合適的修正系數(shù)進(jìn)行計(jì)算。

（4）施加頂推力能顯著改善結(jié)構(gòu)成橋后墩頂順橋向位移，進(jìn)而提高結(jié)構(gòu)運(yùn)營(yíng)階段的使用性能及耐久性，對(duì)于高墩大跨連續(xù)剛構(gòu)橋而言，頂推是不可缺失的施工步驟。

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