晉蒙黃河大橋合龍方案研究

高 琳

（山西省交通物資供應(yīng)總公司，山西 太原 030006）

1 工程概況

晉蒙黃河大橋東起山西河曲，西至內(nèi)蒙鄂爾多斯，是跨越黃河的特大型橋梁，主橋全長(zhǎng)1 393.2 m，呈兩聯(lián)布置，為分幅的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)—?jiǎng)倶?gòu)組合體系，第一聯(lián)跨徑布置為 82.3+4×152+82.3=772.6 m，其中10號(hào)、11號(hào)墩為固結(jié)墩；第二聯(lián)跨徑布置為82.3+3×152+82.3=620.6 m，其中16號(hào)、17號(hào)墩為固結(jié)墩。本橋平面位于直線段，縱斷面位于凸型豎曲線上，最大橋高51.5 m。橋面全寬32 m，上下行分幅布置。單幅主梁寬15.55 m，為單箱單室箱形斷面，且翼緣留10 cm的后澆塊，將與護(hù)攔一同施工。0號(hào)塊主梁梁高9.5 m，跨中梁高3.4 m，按1.7次方變化；跨中底板厚0.32 m，根部底板厚0.9 m，亦按照1.7次方變化；頂板為0.34 m厚；腹板分為0.5 m和0.7 m兩類；在0號(hào)塊底板加厚為1.2 m，腹板加厚為1.05 m，底板加厚為0.5 m。橋墩為矩形空心截面，內(nèi)輪廓倒角0.5 m×0.5 m，外輪廓倒圓角，半徑0.3 m，其中，固結(jié)主墩：橫橋向?qū)? m，壁厚0.8 m，縱橋向?qū)? m，壁厚0.65 m；非固結(jié)主墩：橫橋向?qū)?0 m，壁厚0.8 m，縱橋向?qū)? m，壁厚0.65 m；分聯(lián)墩：橫橋向?qū)? m，壁厚0.6 m，縱橋向?qū)? m，壁厚0.8 m；過渡墩：橫橋向?qū)? m，壁厚0.6 m，縱橋向?qū)? m，壁厚0.8 m。

主橋第一聯(lián)第1、5、6跨為連續(xù)梁跨，第2、4跨為半剛構(gòu)跨，第3跨為剛構(gòu)跨。主梁對(duì)稱懸臂澆筑施工形成“T”構(gòu)的過程中分為19個(gè)梁段，邊跨合龍采用支架施工，其他合龍段采用吊架施工。橋型布置圖如圖1所示，中跨跨度為152 m，而固結(jié)墩僅40.5 m，且為箱形截面，對(duì)主梁的約束剛度大，導(dǎo)致了主梁各跨豎向剛度差異較大，這是該橋的主要特點(diǎn)。

圖1 晉蒙黃河大橋第一聯(lián)橋型布置圖（單位：cm）

2 有限元模型及參數(shù)選取

主橋采用C55混凝土，彈性模量3.55×104MPa，膨脹系數(shù)1×10-5；薄壁空心墩采用C50混凝土，彈性模量 3.45×104MPa，膨脹系數(shù) 1×10-5；利用Midas Civil 2012軟件，按照懸臂施工過程建立整聯(lián)整體有限元模型如圖2，主梁227個(gè)單元，橋墩88個(gè)單元；墩頂均按照與大地固結(jié)處理，墩梁固結(jié)采用剛性連接模擬，支座采用彈性連接模擬。自重取材料容重的1.04倍；二期為 99.75kN/m；施工機(jī)具120 t/套；合龍溫度10℃～15℃，最高溫度35℃，最低溫度-25℃；運(yùn)營(yíng)風(fēng)風(fēng)速25 m/s，百年風(fēng)取基本風(fēng)速32.7 m/s；主墩不均勻沉降值取2 cm，分聯(lián)墩及分界墩不均勻沉降值取1 cm；設(shè)計(jì)荷載為公路Ⅰ級(jí)，單向四車道，折減系數(shù)0.67，偏載系數(shù)1.15，沖擊系數(shù)1.05；縱向預(yù)應(yīng)力采用strand1860鋼絞線，松弛系數(shù) 0.3，管道摩擦系數(shù) 0.2，局部偏差系數(shù)0.0015（1/m），單端的錨具變形、鋼筋回縮、接縫壓縮量為6 mm。

圖2 晉蒙黃河大橋第一聯(lián)整體有限元模型

3 合龍方案介紹

對(duì)于剛構(gòu)-連續(xù)梁組合梁橋，尤其是當(dāng)固結(jié)墩剛度較大時(shí)，合龍順序會(huì)對(duì)主梁應(yīng)力狀態(tài)、成橋線形產(chǎn)生較大的影響，不同的合龍順序?qū)⒌玫讲煌某蓸驙顟B(tài)[1-2]。常見的合龍順序有：兩個(gè)“T”構(gòu)合龍形成“п”構(gòu)，然后“п”構(gòu)之間依次合龍；每次合并一個(gè)“T”構(gòu)，從一岸向另一岸逐步施工；每次合并一個(gè)“T”，從中間向兩邊依次遞增；“п”構(gòu)與“T”構(gòu)之間合龍；也有全橋同時(shí)合龍的例子[3]，但這顯然要投入巨大的施工成本。對(duì)于連續(xù)梁或連續(xù)剛構(gòu)，在實(shí)際的施工過程中，合龍順序可能有較大的靈活性[4]。

根據(jù)晉蒙黃河大橋的跨徑布置特點(diǎn)，選擇以下8個(gè)可能的合龍方案進(jìn)行施工過程模擬分析，在計(jì)算過程中，所有構(gòu)件的激活齡期、合龍配重大小、底板束型號(hào)均保持一致，且掛籃荷載作為必要的有益荷載在整聯(lián)全部合龍后拆除。同樣，臨時(shí)約束也在整聯(lián)全部合龍后拆除。

圖3 不同合龍方案示意圖

4 不同合龍順序計(jì)算結(jié)果

主梁懸臂澆筑形成“T”構(gòu)的過程中，非固結(jié)墩與主梁0號(hào)塊之間通過設(shè)置臨時(shí)約束以抵抗施工中可能的不平衡彎矩，而臨時(shí)約束的拆除時(shí)機(jī)影響著主梁的內(nèi)力狀態(tài)，尤其是成橋的累積變形。為了研究不同合龍順序?qū)χ髁旱挠绊?，暫時(shí)假定臨時(shí)約束在主梁全部合龍后再拆除。在這樣的先決條件下，通過對(duì)各合龍方案的施工過程模擬分析得到成橋10年后主梁豎向累計(jì)變形如圖4，可見，在各合龍方案下，主梁的累積變形趨勢(shì)完全一致，只是在數(shù)值大小上略有不同，最大撓度發(fā)生在第2跨和第5跨，但都不超過100 mm。

主梁成橋10年后以及運(yùn)營(yíng)狀態(tài)下各跨底板最小壓應(yīng)力如圖5、圖6。在成橋10年后，主梁各跨底板均有較大壓應(yīng)力儲(chǔ)備。在運(yùn)營(yíng)階段，短期荷載效應(yīng)組合下（預(yù)應(yīng)力打8折）主跨底板均有一定壓應(yīng)力儲(chǔ)備，且兩邊均有固結(jié)墩約束的第2主跨較大，因?yàn)樵摽缭诨钶d作用下底板拉應(yīng)力較?。欢?跨為非剛構(gòu)跨，活載作用下底板產(chǎn)生的拉應(yīng)力最大，所以組合后的壓應(yīng)力也最小，是最需要關(guān)注的一跨。從這點(diǎn)來講，方案5、7、8都是比較好的，其中采用方案8時(shí)，各跨底板壓應(yīng)力較為均勻。

圖5 成橋10年后合龍段底板應(yīng)力（MPa）

圖6 短期組合下合龍段底板應(yīng)力（MPa）

主梁在懸臂施工形成“T”構(gòu)的過程中，主梁與非固結(jié)墩之間通過設(shè)置臨時(shí)約束來抵抗施工過程中可能出現(xiàn)的不平衡彎矩，如混凝土澆筑不均勻、掛籃脫落等。而合龍時(shí)張拉底板束也會(huì)使臨時(shí)約束產(chǎn)生彎矩，不同合龍方案對(duì)各非固結(jié)墩臨時(shí)約束產(chǎn)生的絕對(duì)最大彎矩值見表1，可見不同方案之間，臨時(shí)約束彎矩大小相差不大：最小值為65 103 kN·m，最大值為79 077 kN·m，均小于臨時(shí)約束的設(shè)計(jì)承載力103 527 kN·m。

表1 施工過程中臨時(shí)彎矩絕對(duì)值 kN·m

表2 成橋狀態(tài)固結(jié)墩彎矩 kN·m

采用不同合龍方案施工，成橋狀態(tài)固結(jié)墩的反彎點(diǎn)均在墩高中部，上下彎矩值基本一致。方案3、4、6、7、8 的彎矩值在 40 000～50 000 kN·m之間，與運(yùn)營(yíng)階段各作用效應(yīng)組合后，經(jīng)驗(yàn)算各方案算均能滿足承載力和裂縫要求。方案1、2、5的彎矩值為20 000～30 000 kN·m 之間 ，較前者減小約20 000 kN·m，具有較大的優(yōu)勢(shì)。

綜上可知，采用各方案施工，成橋主梁變形趨勢(shì)一致，且幅值相差不大；而采用方案5、6、7、8施工，底板的壓力儲(chǔ)備較為充足；采用方案1、2、5施工，固結(jié)墩成橋彎矩較小。經(jīng)比選，方案5是最優(yōu)的。

5 臨時(shí)約束釋放時(shí)機(jī)的探討

解除臨時(shí)約束時(shí)，釋放掉的彎矩會(huì)在各跨間重新分配從而影響主梁的變形和內(nèi)力狀態(tài)。如果同樣按上述8種方案順序進(jìn)行合龍，而臨時(shí)約束不是在全部合龍后才拆除，而是只要非固結(jié)墩“T”構(gòu)與固結(jié)墩“T”構(gòu)合龍后，隨即拆除非固結(jié)墩的臨時(shí)約束，此時(shí)的主梁的變形如圖7，可見臨時(shí)約束的拆除時(shí)機(jī)對(duì)主梁的成橋變形影響很大，特別是方案1’和方案2’，主梁的變形達(dá)到了200 mm以上，某些梁跨還發(fā)生了上撓，這是由于臨時(shí)約束釋放時(shí)，墩頂梁的轉(zhuǎn)角變形引起懸臂側(cè)主梁發(fā)生了剛體轉(zhuǎn)動(dòng)，這給線形控制帶來了很大的挑戰(zhàn)，應(yīng)予以避免。方案8’也發(fā)生了類似剛體轉(zhuǎn)動(dòng)導(dǎo)致的主梁變位，但幅度與方案1’、2’相比要小很多。其他方案由于臨時(shí)約束在拆除時(shí)，非固結(jié)墩兩側(cè)的梁均已形成了連續(xù)體系，不會(huì)出現(xiàn)梁體剛體轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象，成橋變形均較小，在100mm以內(nèi)。

圖7 實(shí)時(shí)拆除約束成橋10年后主梁變形（mm）

如果臨時(shí)約束實(shí)時(shí)拆除，主梁各跨跨中底板的應(yīng)力如圖8、圖9所示，成橋狀態(tài)，各跨均有一定壓力貯備，而運(yùn)營(yíng)階段，除了方案3’僅-0.57 MPa之外，其他方案各跨底板均有-0.8 MPa以上的壓力儲(chǔ)備。

圖8 實(shí)時(shí)拆除約束成橋10年后合龍段底板應(yīng)力（MPa）

圖9 實(shí)時(shí)拆除約束短期組合下合龍段底板應(yīng)力（MPa）

施工過程中非固結(jié)墩臨時(shí)約束的絕對(duì)最大彎矩值以及成橋時(shí)固結(jié)墩的內(nèi)力狀態(tài)分別列于表3、表4。

表3 實(shí)時(shí)拆除約束施工過程中臨時(shí)彎矩絕對(duì)值 kN·m

表4 實(shí)時(shí)拆除約束成橋狀態(tài)固結(jié)墩彎矩 kN·m

對(duì)比表1與表3，各非固結(jié)墩臨時(shí)約束彎矩大小基本相同，這也說明，臨時(shí)約束最大值僅發(fā)生在兩個(gè)“T”構(gòu)形成“п”構(gòu)或“T”構(gòu)與“п”構(gòu)連接的過程中，臨時(shí)約束拆除時(shí)機(jī)對(duì)臨時(shí)約束無太大影響。不同合龍方案對(duì)固結(jié)墩的成橋內(nèi)力狀態(tài)影響較大，采用方案1’和方案2’時(shí)，成橋狀態(tài)固結(jié)墩反彎點(diǎn)靠近上部，導(dǎo)致下端彎矩很大，分別達(dá)到為-78 714 kN·m和-98 609 kN·m，顯然不是好的方案。在方案3’中，雖然反彎點(diǎn)居中偏上，但最大彎矩也僅為50 061 kN·m，尚可接受。剩余的合龍方案中，反彎點(diǎn)基本在墩的中部，彎矩值基本在40 000～50 000 kN·m之間，其中，方案8’最大彎矩僅為37 977 kN·m，具有較大的優(yōu)勢(shì)。

綜上可知，臨時(shí)約束的拆除時(shí)機(jī)對(duì)主梁的成橋線形、主梁應(yīng)力狀態(tài)以及固結(jié)墩內(nèi)力狀態(tài)有較大影響。對(duì)臨時(shí)約束的彎矩值沒有影響。從成橋狀態(tài)下主梁的變形和固結(jié)墩的內(nèi)力來看，方案1’和方案2’是不可取的，由于底板壓力不足，方案3’也是不可取的。剩余的方案都是可以接受的，尤其是方案8’具有較大的優(yōu)勢(shì)。

6 結(jié)論

a）不同的合龍方案對(duì)主梁成橋變形，應(yīng)力狀態(tài)以及固結(jié)墩的彎矩均有一定影響，且對(duì)固結(jié)墩的彎矩影響較大。經(jīng)比選，方案5以及方案4’～8’都是可行的施工方案，施工單位可根據(jù)各班組施工進(jìn)度合理安排，但在合龍順序調(diào)整時(shí)需及時(shí)通知監(jiān)控單位，以便即時(shí)調(diào)整立模標(biāo)高。

b）臨時(shí)約束的拆除時(shí)機(jī)對(duì)主梁的變形以及固結(jié)墩的成橋內(nèi)力有很大影響，但對(duì)臨時(shí)約束彎矩幾乎沒有影響。

c）對(duì)于大跨徑梁橋要盡量避免因臨時(shí)約束釋放造成的主梁懸臂端剛體轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象，盡量在非固結(jié)墩兩側(cè)主梁均形成連續(xù)體系再行拆除。