不對稱雙懸臂混合梁斜拉橋主梁施工方法研究

姚 森

(中鐵大橋局集團有限公司 武漢 430050)

1 工程概述

迫龍溝特大橋為156 m+430 m+156 m的雙塔雙索面、邊跨無輔助墩的混合梁斜拉橋，全橋總長743 m，見圖1。橋梁位于西藏林芝境內，距迫龍溝溝口上游約100 m[1]。橋位處為迫龍溝冰川泥石流活動頻繁地段，成都側邊跨處于橫向斜坡地帶，山體十分陡峭且邊坡穩定系數小，拉薩岸地勢較為平坦，為歷史上多次泥石流堆積形成，兩岸均不適合設置輔助墩[2]。

圖1 橋式布置圖(單位：m)

中跨組合梁由鋼主梁、橫梁、小縱梁及預制混凝土橋面板組成，Z0為鋼-混結合段，Z0～Z17為組合梁節段，Z18為中跨合龍段。鋼梁標準段長12 m，縱梁、橫梁、小縱梁均為工字形斷面，其中縱梁高2.2 m，橫梁高2.2～2.331 m，小縱梁高0.3 m，組合梁橋面板為C50預制混凝土板，橋面板厚度為28 cm，中跨半跨組合梁總重35 500 kN[3]。

邊跨預應力混凝土主梁采用雙邊肋斷面結構，B0為墩頂節段，B1～B17為邊跨節段。主梁中心高度2.62 m，全寬14.3 m，頂板厚28 cm，標準梁段長8.5 m，每梁段設有2道橫隔板，一側邊跨混凝土主梁總重88 040 kN，邊跨混凝土梁段重量約為中跨組合梁段重量的2.5倍。

2 主梁施工方案比選

混凝土梁斜拉橋的主梁一般采用牽索掛籃對稱雙懸臂澆筑，組合梁斜拉橋主梁一般采用架梁吊機雙懸臂拼裝，而混合梁斜拉橋的主梁施工，鑒于邊跨與中跨結構重量的差別，邊跨混凝土主梁施工一般采用現澆支架法，待主梁強度達到設計要求后，懸臂安裝主跨側主梁，再對稱掛設斜拉索。

根據橋梁結構的特點、橋位處自然環境、機械設備資源等因素，經分析研究，提出了以下3種施工方案：①邊跨牽索掛籃懸澆，中跨架梁吊機懸拼；②邊跨支架現澆，中跨架梁吊機懸拼；③邊跨支架現澆，中跨纜索吊機整節段吊裝[4]，從施工安全、經濟、技術創新等因素出發，通過層次分析法[5]進行比選以確定最優方案。

2.1 方案說明

1) 方案1。邊跨采用牽索掛籃懸澆，中跨采用架梁吊機懸拼。本方案邊跨混凝土梁采用牽索掛籃懸臂澆筑，中跨組合梁采用架梁吊機懸臂拼裝并配置平衡重的雙懸臂施工方案，見圖2。在邊跨B1梁段頂面安裝提升站，在主跨結合段處安裝架梁吊機。鋼梁及預制橋面板等構件由提升站提升到橋面后，使用運梁小車運輸至中跨待架位置。

邊跨B1，B0梁段及Z0鋼-混結合段，在主墩設置墩旁托架進行現澆；B2～B14節段采用牽索掛籃懸臂澆筑；由于成都側B15～B17節段位于圓曲線之上，設有4%的超高，結合兩岸的地勢，采用部分支架現澆較為合適。中跨Z0節段利用塔吊在墩旁托架上安裝，Z1～Z18節段利用架梁吊機懸臂拼裝。

圖2 方案1上部結構施工總體布置圖(單位：m)

2) 方案2。邊跨全部采用支架現澆，中跨采用架梁吊機懸拼?；旌狭盒崩瓨虻闹髁菏┕?，邊跨混凝土主梁一般采用支架分段現澆，中跨主梁采用單懸臂拼裝，再對稱掛設斜拉索。本方案的墩頂節段(B1，B0及Z0)托架現澆、梁面提升站及吊機、構件運輸、中跨主梁拼裝等施工方法和總體布置與方案1相同，僅邊跨節段全部采用支架進行現澆，見圖3。

圖3 方案2上部結構施工總體布置圖(單位：m)

由圖3可見，方案2在兩側邊跨搭設鋼管支架，支架基礎采用人工挖孔樁。成都岸邊跨支架處于陡坡之上，無法開挖便道，支架搭設采用釣魚法從0號橋臺向1號主塔方向推進，拉薩岸地形開闊有施工便道，可直接用吊機在便道上完成支架安裝。

3) 方案3。邊跨采用支架現澆，中跨采用纜索吊機整節段吊裝。在方案1和方案2中，中跨鋼梁均采用架梁吊機進行單件懸拼，每節段鋼梁構件較多(2根主梁、3根橫梁、3根小縱梁、2段風嘴)，高空作業不易定位，安裝周期較長。

本方案將鋼主梁、橫梁、小縱梁、風嘴在成都側鋼梁拼裝臺上組拼成一個節段，采用1 000 kN纜索吊機進行整節段吊裝，可減少高空拼裝時間和安全風險。利用塔柱處提升站起吊橋面板，在橋面設置移動式門吊進行安裝。邊跨支架布置及施工方法同方案2，見圖4。

圖4方案3上部結構施工總體布置圖(單位：m)

2.2 方案優缺點

通過以上分析和比較，本橋主梁施工方案方案的優缺點見表1。

表1 主梁施工方案對比表

2.3 層次分析法評價

采用層次分析法，考慮影響主梁施工方案比選的各個因素，對3種施工方案進行客觀、全面的評價。

1) 評價指標的選擇。在橋梁施工過程中，安全、經濟及技術創新等因素對方案的優劣性具有較大的影響程度。針對邊跨主梁重量是中跨主梁的2.5倍，且邊跨無輔助墩，施工過程中對主塔施工應力和線形控制難，以及兩岸山體的特殊地質和地形條件等因素，選擇了7項比選評價指標，見圖5。

圖5 主梁施工方案比選指標體系

2) 構建判斷矩陣，計算特征向量與一致性檢驗。根據以上遞階層次結構，引入1～9重要性標度值，構建判斷矩陣，賦值計算特征向量W，并進行一致性檢驗。

利用求和法，近似計算AHP法的判斷矩陣特征向量，即A～B層次特征向量W=(0.677，0.226,0.097)；通過矩陣運算求解器，得到最大特征值λmax=3.065，CR=0.056<0.1。同樣方法可以得到B1～Ci，B2～Ci,B3～Ci的特征向量W、最大特征值λmax及CR檢驗值。

3) 層次總排序。在同層次各要素的相對重要性關系的基礎上，進行各層級要素對總體的綜合評價。取最終評價結果D中最大值對應的方案為最佳方案。

首先計算第二層對第一層(目標層)的權向量，W(2)=(0.442,0.088,0.147,0.188,0.038,0.073,0.024)，依次獲得層次C對層次B，層次D對層次C的綜合重要度。最終獲得3種方案的總排序權重，見表2。

表2 層次D總排序權重

由表2可見，層次D總排序權重W(3)=(0.588,0.261,0.155)。即3種方案的優劣順序為：D1，D2，D3，且方案1明顯優于其他2種方案，因此，選擇方案1為實施方案。

3 不平衡力矩控制措施

3.1 橋梁結構特點

1) 橋梁位于迫龍溝冰川泥石流活動頻繁地段，成都側山體陡峭，邊坡穩定系數小，拉薩側山體為多次泥石流堆積形成，兩岸均不適合設置輔助墩。

2) 橋梁邊跨混凝土梁重量是中跨鋼混組合梁重量的2.5倍，懸臂澆筑時，具有橋塔兩側受力高度非對稱特性。

3) 橋梁無輔助墩，在雙懸臂施工過程中，橋梁橫向抗風性能差[6-7]。

4) 橋面全寬13.8 m，中跨全長壓重后，橋面運輸通道狹小，影響施工。

3.2 施工階段線形控制

本橋如采用常規的雙懸臂對稱施工，通過有限元模擬計算，主塔在不考慮溫度荷載的情況下，1號主塔(高147 m)的最大偏位達43 cm，在整體升溫10°時，塔頂最大偏位約56.8 cm。由于主塔偏位較大，主梁線形控制非常困難，需要采取措施減小主塔兩側的不平衡力矩。一般采取在中跨主梁壓重方式，經計算，中跨壓重約50 kN/m。如此巨大的壓重，其材料組織、搬運、拆除都相當困難，另外，壓重物還占用橋面，影響運輸通道，因此，中跨全長配重方案不具備可操作性。

通過分析計算，在邊跨合適位置設置臨時墩[8]，主跨盡量不壓重的條件下，可控制主塔兩側的不平衡力矩。受地形地質條件限制，成都側邊坡極不穩定，本側僅在距塔中線27 m左右位置有一塊較為完整的基石，適合做臨時墩基礎，但此位置距主塔太近，對主梁兩側的不平衡力矩影響有限，并不能明顯降低塔頂偏位。

綜合考慮以上問題，結合橋位地形地質條件，在滿足結構安全的前提下，通過優化施工工序，中跨鋼梁安裝超前邊跨現澆梁1個節段、在邊跨距主塔中線27.75 m處設置1處臨時墩，以及塔梁臨時固結等技術措施，來控制兩側主梁對主塔的不平衡力矩，以達到減小塔頂偏位，降低主梁線形控制難度的目的[8]，見圖7。

圖7 主梁不對稱施工總體布置(單位：m)

經有限元模擬分析計算，采用上述控制措施后，當邊跨懸澆至B6節段、中跨懸拼至Z7節段，完成斜拉索的張拉時,1號主塔塔頂向中跨最大偏位150 mm,2號主塔塔頂向中跨最大偏位141 mm；中跨合龍后，澆筑完成Z16節段濕接縫，并張拉16號斜拉索，1號主塔塔頂向邊跨最大偏位222 mm，2號主塔塔頂向邊跨最大偏位204 mm；二期恒載施工完成后，1號主塔塔頂向邊跨偏位85 mm，2號主塔塔頂向邊跨偏位80 mm；10年收縮徐變完成后，在恒載作用下主塔基本處于豎直狀態。

4 結語

針對本橋邊跨與中跨主梁不同的結構形式及邊跨無輔助墩的特點，結合橋位處特殊地形及地質條件，通過方案比選，選擇了邊跨采用牽索掛籃懸臂澆筑(邊跨部分支架)，中跨采用架梁吊機懸臂拼裝的總體方案。通過計算分析，優化了主梁施工步驟，采取邊跨設置臨時支墩、中跨鋼梁超前邊跨拼裝一個節段，取消了在中跨全長配重。

本橋的不對稱雙懸臂施工混合梁斜拉橋的施工方法，有效地降低了兩側主梁對主塔的不平衡力矩，減小了橋塔在施工階段的應力及偏位控制難度，增加了施工階段的抗風穩定性，解決了兩岸山體地質環境的保護問題。該施工方案安全、經濟、環保，可為同類橋梁的施工提供參考和借鑒。