潘国兵 刘 毅

（重庆交通大学土木建筑学院1） 重庆 400074） （重庆高新区开发投资集团有限公司2） 重庆 400039）

0 引 言

连续刚构桥在长期荷载作用下会引起预应力损失、主梁下挠、主梁及桥墩水平偏位.过大的水平位移会导致支座剪切破坏、桥墩稳定性降低等问题.此外，温度变化也会影响主梁变形.为了消除此影响，在连续刚构桥中跨合龙时对梁体施加一对水平顶推力，给主墩施加一个反向位移，来抵消合龙温差、后期收缩徐变等因素引起的水平位移.对于多跨连续刚构桥，由于其跨径大、连续孔数多及高次超静定等因素，顶推力的大小不仅与水平位移量有关，还与合龙顺序有关.因此有必要对多跨连续刚构桥水平顶推力与合龙顺序进行优化计算［1－6］.

1 顶推力的确定方法

首先必须计算出顶推量，顶推量的确定是根据3部分的位移量计算得到：成桥下的变形（δ成桥阶段）；温差作用下的变形（δ温度）；20年的收缩徐变变形值（δ长期作用）.由于计算模型中一般不考虑边墩支座的水平约束作用，故计算δ长期作用时按70%取值，考虑成桥后不宜长时间出现过大反向水平位移，所以合龙时考虑预先顶推60%.则顶推位移量最终确定为：δ顶推＝－（δ成桥阶段＋δ温度＋δ长期作用×70%×60%）.

利用桥梁博士模拟计算，在有限元模型中各顶推位置分别施加100kN的顶推力，提取各控制节点的水平位移.利用顶推量与顶推力之间的线性关系，推得各方案的顶推力－位移量关系式.再根据计算出的顶推量确定顶推力.

2 工程应用

2.1 工程概况

该桥位起点段平面位于半径R＝1 750.55m，Ls＝210m的圆曲线和缓和曲线上，桥位终点段平面位于半径R＝18 300m，Ls＝265m的圆曲线和缓和曲线上，主桥主要位于中间直线段上.桥梁全长1 248m，主桥最大墩高153m.主桥上部结构为90m＋4×160m＋90m预应力混凝土连续刚构，引桥上部结构为30m预应力混凝土连续箱梁，下部结构为空心墩及柱式墩、桩基础.

2.2 计算参数及有限元模型

主梁采用C50混凝土，桥墩采用C40混凝土.5个主墩与大地固结，过渡墩支座模拟成活动铰.采用桥梁博士建模计算，主梁位置编号见图1.对于本桥，设计合龙温度为8℃，实际合龙温度在夏季高温28℃左右，故计算中考虑合龙后降温20℃.

图1 主梁桥面位置编号图

图2～3所示分别为按设计顺序、设计温度（8℃）合龙（未考虑顶推），在成桥状态和计入20年收缩徐变后的变形图.

图2 成桥状态变形图（未顶推）

图3 按设计要求合龙、20年收缩徐变后的变形图（未顶推）

有限元建模计算表明，按设计顺序、设计温度（8℃）合龙20年后，两侧边跨、边中跨均朝跨中方向变形，最大位移达13.6cm，这种变形对支座、桥墩根部截面以及桥墩稳定性都是不利的.为减少长期作用引起的桥墩和支座过大水平位移，延长支座的使用寿命，需要在合龙前采取必要的合龙方案及顶推等措施.

2.3 合龙方案及顶推力的计算

2.3.1 合龙方案的拟定

由于该桥墩高较大，桥墩容易由于内力过大而发生强度破坏和失稳破坏，必须施加合理的顶推力减小施工过程及成桥状态的内力，满足高墩的强度和稳定性要求.该桥跨数较多，存在不同的合龙方案，必须选取合理的合龙方式来确保合龙后的桥面线形良好.如果处理不当，不仅会对结构受力不利，而且可能会使主梁底曲线不顺畅，形成永久性缺陷而影响外形美观.

合龙方案（顺序）的拟定应本着"技术可行、结构安全、操作方便"的原则进行.由于顶推力大小与合龙方案（顺序）密切有关，要求顶推后产生的变形既能达到20年后，支座和桥墩的变形处在较为合理的位置，又要求各主梁、桥墩等各个截面的应力均能满足规范要求.此外，在计算顶推力及变形时，还应考虑合龙时刻的合龙温度与设计合龙温度差产生的温度变形值.

根据大桥的构造特点，结合设计、施工、主梁及桥墩的受力和变形特点，提出以下3种合龙和顶推方案.

方案一.合龙段按边跨→中跨→次中跨顺序进行，根据图2～3的变形规律，在中跨合龙和次中跨合龙前分别施加一定的顶推力，见图4.

方案二.合龙段按边跨→次中跨→中跨顺序进行，根据图2～3的变形规律，中跨合龙前施加一次顶推，见图5.

方案三.合龙段按中跨→次中跨→边跨顺序进行，根据图2～3的变形规律，在中跨和次中跨合龙前分别施加一定的顶推力，见图6.

图4 方案一示意图

图5 方案二示意图

2.3.2 各合龙方案的顶推力及顶推效果

考虑到合龙后温度的波动、收缩徐变的长久性（20年），对于按照第一节所述方法计算出的顶推量在桥墩竖直向左右平分，即最终确定的顶推量为计算出的顶推量的一半.

根据最终确定的顶推量计算出相应温度下的合龙顶推力，由于中跨顶推时必须2顶推力大小相等，故顶推实际取值中跨顶推力为：（P71＋P161）／2；两边跨顶推力分别为：（P2＋P26）／2，（P206＋P231）／2.

为了便于施工，最后施加的顶推力一般在计算顶推力基础上取整.

按上述方法及处理原则，各方案的施工顶推力大小见表1，各合龙方案施加相应顶推力后，各墩0＃块和墩底的内力大小见表2.

从表2可知，各方案施加顶推力后，对主梁内力变化不大，但对桥墩，尤其是桥墩根部的弯矩得到很大程度的改善，顶推后的弯矩大概为无顶推合龙的一半.

表3为各方案施加顶推力后，成桥状态和20年收缩徐变累计位移值.

表1 各方案降温8℃合龙的施工顶推力 kN

表2 各方案降施加顶推力后控制截面内力

表3 顶推合龙后成桥状态和20年收缩徐变后累计变形 mm

3 方案比选

对于方案二，顶推次数少，只需要在两个跨中合龙段各顶推一次.但是顶推力较大，各墩0＃块轴压力和弯矩较大；顶推后中跨桥墩的变形基本抵消后期变形，次中跨各桥墩不能抵消后期的变形，计算后期20年后的收缩徐变和温差作用，仍有5cm多的“内倾”，如果继续加大顶推力，则桥墩墩底拉应力很难满足要求，且顶推力施加困难，施工不安全.

在3套方案中，方案三顶推力最小，便于施工，顶推前后桥墩底部弯矩改善明显，但是需要两次顶推.对于边跨支座，次中跨合龙时顶推不会对其造成影响.合龙后仅20年收缩徐变造成的支座位置处主梁“内倾”，理论计算高达－98.86mm，如在安装支座时，不采取措施，对支座将会产生极其不利的影响，严重威胁到桥梁的安全.且此顺序顶推合龙目前应用较少，仍有很多问题有待探讨.

方案一顶推后各桥墩的变形能达到顶推的位移量要求，而且顶推力小，以较小的顶推力便能达到顶推效果要求；顶推力便于施加，操作更加安全.为了减少全桥使用中长期作用下的过大纵向水平位移，延长支座的使用寿命，本着“技术可行、结构安全、操作方便”的原则，建议采用合龙方案一.但是对于边跨支座位置处，顺桥向理论计算顶推量分别为67.9，85.8mm，此顶推量对于支座变形十分不利，此时，要验算支座的抗剪切变形是否满足顶推量要求.建议安装支座时，进行预偏，或者在支座垫板上涂抹油脂、设置滑动支座等措施，抵消变形.

4 结束语

本文结合某大桥工程实例，提出了3个合龙方案，并运用桥梁博士建模计算各方案的顶推力，开展了相应的内力与变形分析，得到如下结论.

1）六跨一联的该大桥，其合龙顺序并不是常规的从边跨到中跨，边跨、中跨、次中跨的合龙顺序更有利于改善主梁与桥墩的变形，且能有效地改善桥墩底部的受力.

2）对于多跨连续刚构桥的合龙，多次顶推比一次顶推更合理.

3）多跨连续刚构桥施加顶推力后，不但减小了高墩的水平偏位，增强了桥墩的稳定性，而且还有效地改善了主墩的受力，特别是墩底内力.

4）对于多跨连续刚构桥梁合龙顶推时，要验算支座的抗剪切变形是否满足顶推量要求.建议安装支座时，进行预偏，或者在支座垫板上涂抹油脂、设置滑动支座等措施，抵消变形.

［1］马保林.高墩大跨连续刚构桥［M］.北京：人民交通出版社，2001.

［2］MAEDA K，OTSUKA A，TAKNAO H.The design and con－struction of the Yokohama Bay Bridge［M］.Tokyo：Elsevier Science Publishers，1991.

［3］姚国文，宋文锋，周志祥.多跨连续刚构桥水平顶推力与合龙顺序优化［J］.公路与汽运，2008（1）：55－58.

［4］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（2）：102－106.

［5］胡清和，邓江明，周水兴，等.多跨连续刚构桥顶推合龙方案研究［J］.中外公路，2009，29（3）：78－82.

［6］夏培华，杜 松.单桩独柱墩多跨连续刚构桥合龙方案与水平顶推力研究［J］.中国港湾建设，2011（1）：48－51.