多跨连续梁的合拢设计

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多跨连续梁的合拢设计

吴建中

　　摘　要： 结合南昌大桥跨中合拢实际施工情况，介绍了多跨长联预应力混凝土连续梁跨中合拢方案选择和合拢支架的设计。
　　关键词： 连续梁；预应力混凝土桥；温度应力；合龙；桥梁设计
1、前　言
( T- H% H  P9 T( ~- `3 }　　现代化的交通运输事业需要修建大跨度的现代化桥梁，在我国的大江大河上已经和正在修建越来越多的多跨预应力混凝土连续梁桥。由于大变形量伸缩缝和大位移橡胶支座的开发和应用，以及对混凝土收缩徐变、连续梁合龙及体系转换内力、纵向制动力分配、预拱度及施工变形控制等问题认识的深化，以钱塘江二桥为首，连续梁一联总跨数和总长度大大突破了早期桥梁3～5跨一联，每联长度400 m以下的局限。
　　国内较著名的多跨长联预应力混凝土连续梁桥见表1。

表1　我国多跨长联预应力混凝土连续梁桥一览表

桥名	跨 数	跨度组成/m	总长/m	年代	备注
钱塘江二桥	18	45+65+14×80+65+45	1 340	1992	沪杭线
襄樊汉江二桥	14	66+85+10×100+85+66	1 300	1992	0 I2 Y3 x8 `  i+ Q
南昌赣江大桥	13	56+11×80+56	992	1995	1 o$ f. h3 Z6 e  ~  P4 h
湘潭湘江大桥	12	40+10×72+40	800	1997	株娄线
长沙湘江桥	9	62+7×96+62	796	1997	/ u& s/ i* w4 A) C
沙洋汉江大桥	8	63+6×111+63	792	1985	/ c' w5 w3 }; h/ u# ]8 J9 Z" D( b/ x
株洲湘江大桥	9	60+7×90+60	750	1988	/ [* ^' U$ ?6 g1 T0 Z
松花江大桥	9	59+7×90+59	748	1986
府谷黄河桥	10	48+8×80+48	736	1994	神塑线
常德沅江桥	7	62.3+5×96+62.3	604	1997	石长线

　　这些桥梁充分发挥了连续梁受力整体性好、刚度大、活载作用下竖向变位小、行车平顺、安全舒适的特点，具有强大的生命力和广阔的应用前景。
　　在我国，大跨度预应力混凝土连续梁主要还是采用分节段悬臂对称施工(现场就地灌注或预制拼装)、跨中依次合龙、经过多次结构体系转换、最后形成整联结构的施工方法。其中的技术关键包括：①墩顶临时支承或锚固，悬臂施工抗倾覆稳定性和抵抗不平衡弯矩；②悬臂施工线形控制。竖向预拱度和支座水平预偏量的设置和调整；③0号段和合龙段混凝土的灌注工艺；④跨中合龙顺序的安排和合龙用临时支联结构的设计等。
　　本文以南昌赣江大桥主桥13跨连续箱梁跨中合龙的施工设计为例，说明多跨长联混凝土连续梁合龙施工的特点。
5 _; ~" g3 X8 E# t! H, |2、南昌大桥概况
　　南昌大桥是我国首座双层桥面、立体平交的大型城市公路桥梁，截面尺寸很大(见图1)，每延米混凝土25 m3，重达62.5 t/m。设计采用悬臂灌注方法施工，跨中合龙段长3.6 m。主桥从12号墩至25号墩，均为圆端形空心墩，比较粗壮。通过4.5 m厚承台和8φ2.2 m钻孔桩支承在基岩上。临时支点采用墩顶锚固方案，省去墩旁托架，悬臂箱梁通过支承垫石φ32粗钢筋与桥墩连接，形成一个T形刚构。于合龙前后分2次解除墩梁之间的连接。在2个T构于跨中合龙时，安装临时支联构件形成Π形刚架。本桥桥墩和基础刚性较大，由于环境和体系温度变化、混凝土收缩徐变等原因造成箱梁纵向长度的变化，加上合龙段自重、风荷载及其他临时施工荷载、预应力连续力筋张拉等均导致桥墩受到较大的刚架力，此刚架力又反过来作用于合龙支架，使合龙段临时锁定的支架受力复杂化。

图1　南昌大桥主桥横断面

3、合龙方案
　　多跨长联连续梁体系形成步骤为：T构→Π构→分段连续→形成全桥。按其不同顺序又可分为几种类型。
　　(1) 从一岸向另一岸，依次合龙，每次合龙一个T构，连续梁逐跨延伸。南昌大桥初步设计就是此方案，从12号墩开始，自东向西直到25 号墩。该方案的优点是每个T构受力基本相同，合龙时桥墩只承受一跨的温度应力，施工容易进行。但是对施工顺序要求严格，缺乏灵活变通的余地。此外，由于正中19号墩是固定支座，无法暂时放松为纵向活动支座、然后再转换为永久固定支座。仅因此项原因，初步设计方案被否定。
　　(2) 先静定“小合龙”，再按既定顺序进行超静定“大合龙”。即，各墩顶悬臂施工形成T构以后，先两两合龙形成稳定的Π构，然后将各Π构逐个连成整体。Π构的连接称为超静定大合龙，并伴随着结构体系转换，内力重分布。它可以是从中间2个Π构开始，依次向两侧延伸，每侧连接1个Π构；也可以是从两边开始，最后两半桥正中合龙成全桥。南昌大桥施工设计图纸采用的是前者，该方案施工可以全面开花、互不干扰；小合龙形成稳定结构，比较安全；个别T构施工受阻，对全桥无决定性影响；体系转换对称进行，桥墩和每跨箱梁受力比较均匀合理。这是比较理想的合龙方案。当然，大合龙时，合龙支架至少要承受2个桥墩的刚架温度力。若采用正中最后合龙，则在体系热胀冷缩作用下，合拢支架可能承受半个桥所有墩顶摩阻力的总和，受力条件很不利。
. Z3 \6 K4 |8 l9 Q　　(3) 大、小合龙方式综合采用。多跨长桥由于桥墩多，需多工点同时施工，而挂篮因数量有限，必须分批倒用，先后施工，现场情况又千变万化、十分复杂，往往使上述较理想的方案不能得到完全实施。南昌大桥就曾多次变更合龙顺序，最后实现的施工顺序见图2。在最后冲刺阶段，3个合龙段同时灌注，将分成4段的全桥一举全部连成。此时19号墩附近合龙支架的纵向水平力计算值约为拉力7 000 kN和压力24 000 kN，这在国内也是少见的。
4、合龙段施工设计
4.1　合龙原则
: K- \0 U$ y/ C3 c5 }. {2 h　　连续梁跨中合龙必须遵循低温灌注、又拉又撑的二大原则。在合龙前夕使2个共轭的悬臂端临时连接，尽可能保持相对固定，以防止合龙段混凝土在灌注及早期硬化过程中发生明显的体积改变。而选择在一天之中气温较低时(如夜间零点左右)灌注混凝土，可保证合龙段新浇注的混凝土处于气温上升的环境中，在受压状态下达到终凝。
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图2　南昌大桥主桥合龙顺序

　　注： ①第12跨合龙、13号墩固定；
　　　　②第13跨合龙、13号墩固定；第15跨合龙、15号墩固定；
" P4 Z6 d1 g' z* W4 ?2 F　　　　③第14跨合龙、15号墩固定；
9 g- ?6 G( ?" V0 [　　　　④第16跨合龙、15号墩固定；
3 x0 M- A, W  O3 k! @5 x4 V　　　　⑤第18跨合龙、19号墩固定；
　　　　⑥第19跨合龙、19号墩固定；
　　　　⑦第21、22跨同时合龙、22号墩固定；
3 ]7 H. i' Q& h$ S　　　　⑧第17、20跨同时合龙、19号墩固定；
　　　　⑨第24跨合龙、24号墩固定；
4 j; r( }# z+ J& h) \　　　　?10?第23跨合龙、19号墩固定。

　　连接锁定的支架包括顶撑和拉结两部分。拉结一般利用体内预应力钢束，临时张拉一定吨位。顶撑方法早期采用体内钢管(桂林净瓶山桥，广西茅岭江桥)，现普遍采用体外支撑，在箱梁顶、底板顶面设置反力座，用组合钢杆支撑，以后拆除反力座，撑杆压力就全部转到合龙段混凝土中。也有通过螺栓或焊接将钢撑与反力座完全固结的，此时，可省去张拉临时钢束(江门外海大桥)。还有的桥在两侧竖平面内增设交叉斜杆，抵抗悬臂端之间的剪切变形。
　　南昆线清水河大桥和黄石长江大桥分别为主跨128 m和245 m的预应力混凝土连续刚构桥，为了克服合龙时气温较高并对合龙段混凝土施加一定预压应力，除了设置支连结构以外，还在两合龙端面之间设置千斤顶，在安装撑杆之前，对二侧T构主动施压，增大悬臂端面间距，使墩身预弯曲。相当于降低合龙温度。
4.2　静定合龙
　　每次合龙一个T构。为了保证单个T构的稳定安全度，在跨中合龙完成以前，墩顶锚固块不能全部拆除，事实上，墩梁仍处于刚性固结状态。南昌大桥基础刚性大，跨度达80 m，为使支架安全可靠，又经济合理，按各种可能的荷载工况，综合考虑了梁体、桥墩、承台、桩和地基的水平抗弯刚度，以及上、下撑杆的截面特性和实际位置进行整体计算分析。
　　计算荷载有6种。①跨中浇注混凝土超重Q=2×30 t，通过挂篮作用于悬臂端；②温度：均匀升温10℃，降温-3℃；上杆升温10℃，下杆(在箱内)升温5℃；③温差：顶板升温10℃，暴雨降温-3℃；④压重水箱：重76 t，作用点离悬臂端4 m；⑤风力：合龙跨由上向下吹，自由伸臂段由下向上吹，Ng=11.5 kN/m组合时按Ng×(+-0.5)计；⑥临时束张拉：顶板以1 000 kN为单位，底板以2 000 kN为单位，钢束长13 m，钢束中的高度按实际位置计。
7 c9 {/ H5 Z2 ?3 Z1 ^# r　　采用平面杆系有限元分析，分别将上述6种荷载代入结构体系，计算出每种荷载作用下在上、下撑杆中的内力，再加以最不利组合，求出上、下撑杆中的最不利内力。每次计算需先设定撑杆截面，最后，按计算内力校核撑杆的强度和受压稳定性。多次反复计算和组合，才得到较为合理的结果。
4.3　超静定合龙
　　合龙时一侧有2个或2个以上的桥墩。如前所述，共轭悬臂端面之间的相对位置(间距、高差和转角)的影响因素主要是体系温度场和太阳日照、暴雨降温等不均匀温度场，其次是各种恒载(合龙段是自重等)、混凝土收缩和徐变、预加力和施工荷载以及风力、基础变位等。其中温度和徐变的影响随计算梁长的增加而成比例增大，所以超静定合龙支架的内力远大于静定合龙(T构合龙，计算梁长为80 m/2；Π构合龙，计算梁长达80 m×3/2)的内力。南昌大桥最后采用的合龙支撑结构见图3。“大合龙”计算内力包括两大部分：一部分是合龙跨本身按前述方法计算(计算图式不同)的内力，另一部分是考虑其他桥墩的摩阻力(或水平刚架力)组合。事先按墩顶自由的计算图式求出各桥墩墩顶处的水平抗推刚度Ki(表2)，再将各墩顶K值作为图3中各水平支杆的弹性常数。

图3　南昌大桥合龙支撑结构

表2　南昌大桥主桥桥墩一览表

墩号	墩高 h1/m	桩长 h2/m	抗推刚度 ! k  y; z$ k( OK kN/mm	单跨 + @% {! ?* u" @4 L( \温度力 T1/kN	允许 8 C+ t8 B9 ^: I1 K& B* X水平力 - n- V2 A: l% C, @1 Q［P］/kN
12	15.640	! {% d, w" h4 H( d4 P3 \3 D0 @# `	9 k7 }$ A+ [- W" W  P% @	# n$ \: D1 x- E0 v, j; m, j1 v
13 ! P; s! {' C" C; j/ q; z; ~2 N24	11.814	14.050 - P$ h, N8 ~: F/ d14.750	1 080.9	8 650	2 `- a$ @/ p3 S( X0 E; e
14 9 @, r% k" E4 L" i1 W% C23	13.414	14.710 $ ~$ G; k$ R2 w15.590	759.1	6 070	) P6 `) q- ^' R. _
15 * O: q- N# x+ R8 K! J( g22	15.014	13.090 ) P% D: e, ]4 ]9 [( \6 z. J6 u12.940	615.8	4 930	7 380
16 ' @- @9 H* |6 O7 M$ X4 b21	16.610	14.460 14.780	522.5	4 180	! S5 Y; l  H& }& F
17 5 R! F; t& m" l- H6 \6 b20	18.214	15.080 15.130	414.9	3 320	( D; r8 A! ^. D. B5 F
18 1 b9 T, M8 T6 E. a/ p1 Y5 p% G' \19	19.281	13.290 16.510	366.3	2 930	6 000
25	10.827	14.550	; p  z- B# E- d0 O% V. j( h1 V7 r

　　注：T1按L=80 m/2，△t=20℃计算，相当于Δ=8 mm；［P］为按墩、桩尺寸和配筋检算得到的允许推力。
  |/ |" @6 i+ W, y( X　　按照墩顶临时锚固块拆除的情况，可将墩顶支承情况区分为固定和滑动二类。对19号墩或锚块未拆除者为固定支点，其纵向水平力为刚架力P=K.Δ。式中，K为该墩下部结构整体水平刚度，Δ为墩顶纵向计算水平位移。锚固块全部拆除者为滑动支点，其最大的纵向水平力为支座静摩阻力F=μ.G。式中，μ为四氟板的滑动摩阻系数，一般取μ=0.05；G为墩顶竖向反力，本桥边墩G=9 000 kN，中墩G=44 800 kN。对于滑动支点来说，当计算Δ较小时，其墩顶纵向计算水平力P=K.Δ≤F=μ.G。当计算Δ≥μ.G/K时，则克服四氟板静摩阻，产生纵向水平滑动。
7 D% @% G; Y1 P　　手算可先计算温度伸缩的等效不动点，然后可确定各墩水平刚架力或者滑动摩阻力的方向及大小，再与第1部分内力组合。按柔性墩计算原理，在体系温差Δt作用下，每孔长度Li的梁体伸缩量ΔL=αLiΔt，略去梁体在轴向力作用下的长度微变，并设12号墩最终水平位移为Δ0(正值表示向右，负值表示向左)。则有：

Δ12=Δ0
Δ13=Δ0+αtL1
Δ14=Δ0+αt(L1+L2)
……
Δ23=Δ0+αt(L1+L2+……L11)

根据平衡条件ΣPi=0,i=12～23,约束条件P19=K19*Δ19≤［P19］,计算结果见表3。

表3　大合龙温度力计算结果

温度/℃	不动点 位置	温度位移			19号墩推力	合龙支杆受力/kN
		Δ12/m	Δ19/m	Δ23/m	P19/kN	P1/kN	P2/kN
10	18号墩左侧13 m	-0.044 3	0.009 3	0.041 3	-3 406	12 840	6 720
20	右侧13.5 m	-0.093 9	0.013 3	0.077 3	-4 870	12 840	6 720

注：P1为18～19跨中B1点所受力，P2为20～21跨中B2点所受力。
+ |0 k% a( h. o; L5、结　语
　　南昌赣江大桥主桥合龙施工设计由于较深入细致地考虑了各种荷载和施工环境因素，使13跨连续梁得以顺利合龙。合龙段混凝土质量良好，合龙高差一般控制在2～3 cm以内。值得提出的是，多跨长联连续梁施工是一个相对较长的时期，也许要跨越若干季节，各跨合龙温度不可能相同，施工程序和相应的周期也变化很大，许多实际情况是设计不可能预见、也不可能全部计算清楚。因此无论在高程控制上、纵向变位伸缩量上、还是在截面实际内力计算上，理论与实际情况必然有偏差，必须留一定的余地。受篇幅所限，本文未涉及悬臂施工预拱度以及支座预偏量、梁端伸缩缝的计算、设置和调整。这些也是多跨长联连续梁必须考虑的问题。

作者简介： 吴建中(1943-)，男，副总工程师，高级工程师，1965年毕业于清华大学土木建筑专业。
作者单位：(铁道部大桥局桥科院，湖北武汉 430034)
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收稿日期： 1999-06-10

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蛮好的资料！顶楼主了！

好东西，我在做小的刚构桥，借鉴了1 xiexie

正在写个论文，资料很有用   谢谢