斜拉—連續組合橋梁主梁一次落架施工關鍵控制參數分析

■陳建峰

（廈門路橋百城建設投資有限公司，廈門 361000）

無應力狀態控制法理論[1]，指在保證結構構件單元的無應力長度和無應力曲率的前提下，結構的最終內力和位移與結構的形成過程無關。 無應力狀態控制法適用于線性結構（包括幾何線性、材料線性和約束線性），并要求施工過程中構件的無應力線形不變。 因此，也可以從構件的角度來論述無應力狀態控制法：構件初始參數和結構成橋狀態之間具有確定的對應關系。 但在實際橋梁結構中，經常包括一些非線性構件，如混凝土主塔（考慮收縮徐變時，混凝土為材料非線性）、超長斜拉索（幾何非線性）等。 當結構非線性影響較小時，無應力狀態控制法仍然適用。 無應力狀態控制法已成功應用于多座橋梁，如廈漳跨海大橋北汊主橋（鋼箱梁）[2]、南汊主橋（組合梁）[3]、江順大橋（混合梁）[4]等。 這些文獻詳細介紹了無應力狀態控制法在懸臂施工斜拉橋梁施工監控中的應用流程，但無應力狀態控制法應用于主梁支架施工的案例很少。 福建省龍巖市上杭縣潭頭大橋為單塔混合梁斜拉—連續組合橋梁，塔梁墩固結。 混合梁采用主梁一次落架施工，即：與常規的懸臂施工不同，主梁采用支架澆筑或拼裝，拉索安裝完成后，拆除所有主梁支架。 通常斜拉橋的主梁一次落架施工過程中，主梁會隨斜拉索的張拉出現與支架脫空的現象，支架對主梁約束非線性。 項純夫[5]采用脫架系數對結構影響矩陣進行修正，但計算過程比較復雜。 潭頭大橋調整施工順序，在斜拉索張拉前澆筑鋼箱梁段上的鋼纖維混凝土鋪裝層，避免了主梁脫架，保證了支架對主梁的約束處于線性狀態。 因此，本文將從構件的初始參數角度研究連續—組合橋梁一次落架施工關鍵控制參數的確定方法。

1 工程概況

潭頭大橋跨徑布置為40+45+138+30=253 m，為斜拉—連續組合體系橋梁，塔梁墩固結，墩臺編號為P3～P7，其中P5 為主塔。

該橋邊跨和次邊跨采用現澆混凝土箱梁，主跨和連續跨采用鋼箱梁，鋼混結合點位于主跨、距離主塔中心線10.75 m，所有主梁梁高均為3.5 m。 索塔采用變體一字型獨塔，位于橫斷面中央分隔帶，上塔柱為箱形截面，下塔柱分開為雙薄壁塔柱，采用圓端型截面。 索塔總高84.6 m，其中橋面以上索塔高68 m，高跨比（主塔高/主跨長）為0.49。 斜拉索采用平行雙索面密索體系，扇形布置，主梁處的雙索面水平間距為3 m。 拉索在主塔上的豎向間距為2.3 m，在邊跨主梁上的水平間距為6 m，在主跨主梁上的水平間距為12 m[6]（圖1）。

圖1 潭頭大橋布置圖

2 總體性施工方案

原設計推薦總體性施工方案為先塔后梁、主跨鋼箱梁段懸拼。 因河道中事先滿布搭設了鋼管—貝雷支架，作為鋼箱梁運梁通道，故將鋼箱梁段安裝方案調整為支架拼裝，為此節省工期約3 個月。 在第一次張拉斜拉索之前，澆筑鋼箱梁段上的鋼纖維混凝土鋪裝層，以起到壓重的作用，防止斜拉索張拉時鋼箱梁與支架脫架。 具體控制施工工序為：（1）施工下塔柱、塔梁固結段；（2）澆筑邊跨、次邊跨混凝土箱梁，壓重；（3）安裝鋼混結合段并張拉預應力；（4）支架拼裝鋼箱梁；（5）施工鋼箱梁段鋼纖維混凝土鋪裝層；（6）依序第一次對稱張拉AC1～AC10 號、MC1～MC10 號斜拉索（AC 表示邊跨索，MC 表示中跨索，下同）；（7）拆除主梁支架；（8）依序第二次張拉斜拉索；（9）剩余橋面系施工；（10）調索，成橋。

3 關鍵控制參數

3.1 主塔的控制參數

3.1.1 主塔縱向預偏

主塔在不平衡斜拉索力的作用下，將發生順橋向的變形。 為使主塔在準永久荷載狀況下處于設計線形狀態，需要在主塔中設置預偏。 主塔預偏除需考慮施工過程中的恒載累計變形外，還需要考慮活載作用下主塔的變形。 活載產生的變形通過在橋梁全長范圍內滿布1/2 靜活載計算得到。 在綜合考慮恒載、活載和收縮徐變的效應后，潭頭大橋的主塔預偏為：向主塔右側預偏，塔頂預偏值為8 mm、塔梁固結點為0 mm， 塔頂至塔梁固結點間采用線性內插設置。

3.1.2 索塔錨固點預抬高

施工完成后的索塔錨固點在后續荷載作用下會向下位移。 為使成橋時錨固點位于設計位置，需要對索塔錨固點進行預抬高。 預抬高值為后續恒載（包括收縮徐變） 在錨固點產生的豎向位移值和錨固點安裝后的基礎沉降之和。 經計算，AC1（MC1）～AC10（MC10）索塔錨固點的預抬高值為8～11 mm。

3.2 主梁的控制參數

主梁有多個線形概念，包括：設計線形、成橋線形、無應力線形、制造線形、安裝線形等。 設計線形是設計圖紙中的橋梁縱斷線形，是道路縱斷線形的一部分；成橋線形是在設計線形的基礎上考慮活載撓度和10 年收縮徐變， 施工成橋后要達到的目標線形；無應力線形是通過釋放主梁內力后所得到的線形，包括無應力長度和無應力曲率；制造線形是主梁在胎架上加工時的線形，因胎架上加工接近于無應力狀態，因此一般用無應力線形代替；理論制造線形是一條連續曲線，實際制造線形是在理論制造線形基礎上的多段折線；安裝線形是由待安裝梁段自由端定位標高連接起來的線形，等于設計線形加上預拋高值。

3.2.1 主梁制造線形

單元無應力狀態量與單元預制構形相互對應[7]。無應力線形的求解方法有多種， 包括單元解體法、單元CR 位移法、結構解體法、切線拼裝法[8]。從恒載狀態開始，釋放主梁所有約束，解除所有外荷載（包括自重在內），作幾何非線性有限元分析，即可得到主梁、主塔的無應力構形[8]。 按照施工過程進行的正裝計算一般為幾何線性分析，由此計算得到的主梁恒載撓度為無應力線形的一階線性近似解。 密索體系的一般跨徑斜拉橋，主梁彎矩較小，無應力線形與設計線形差別不大，所以我國早期斜拉橋直接用設計線形作為主梁線形，如上海南浦大橋和南京長江二橋[8]。 也有的設計院將成橋索力用初應變代替，斜拉橋一次組裝、一次落架，將主梁撓度反號，作為無應力線形，這是套用梁橋的做法。 鋼箱梁段無法按連續曲線制造，一般“以折代曲”，通過梁段頂底板長度來控制梁段長度和梁段間夾角，使主梁制造線形逼近其理論無應力線形。 取鋼梁制造基準溫度為設計基準溫度， 實際制梁時需根據現場溫度換算，并考慮焊接收縮變形量。

3.2.2 主梁預拱度

對于焊接鋼箱梁， 通常通過調整焊縫的寬度和夾角來消除誤差的影響， 這相當于微小地改變了鋼箱梁的無應力長度和曲率； 因為可以調整焊縫的寬度和夾角， 焊接鋼箱梁可以按照混凝土梁的方法來控制主梁線形，即：進行正裝計算得到恒載撓度，疊加活載撓度后反向得到主梁預拱度，主梁預拱度疊加設計線形即為安裝線形。 潭頭大橋采用支架澆筑混凝土和拼裝鋼箱梁， 支架上的梁段拼裝線形即為安裝線形。 潭頭大橋主梁支架預拱度如圖2 示。

圖2 潭頭大橋主梁支架預拱度

3.3 斜拉索的控制參數

3.3.1 斜拉索長度

斜拉索長度包括無應力長度和制造長度。 斜拉索無應力長度一般指設計基準溫度下理論錨固點之間的無應力長度，其影響因素包括彈性變形和拉索重力垂度效應。 制造長度除需考慮斜拉索無應力長度、溫度等因素外，還需要考慮不同廠商、不同拉索型號的錨固位置、錨具回縮、鐓頭錨固鋼絲長度等參數，這些參數一般由廠商確定。

3.3.2 斜拉索張拉

斜拉索張拉包括張拉順序、 張拉批次和張拉力。斜拉索一般都是由內向外、對稱張拉。張拉批次與斜拉橋施工過程的結構受力相關聯。 對潭頭大橋上部結構受力影響較大的主要施工過程包括主梁落架和二期恒載施工。因此，潭頭大橋斜拉索分2 批張拉，主梁落架前張拉至設計成橋索力的40%左右，二期恒載施工前張拉至二恒前索力。 二期恒載施工后，根據索力測試情況進行調索。 后續索張拉對已張拉索的索力有較大影響。 進行索力迭代計算，可以做到一次張拉就達到目標索力[9]。

4 控制結果與分析

4.1 主梁落架階段

表1 為落架工序的潭頭大橋主梁撓度理論計算值、實測值和差值。 表1 中實測撓度值略小于計算撓度值，最大計算撓度值為117 mm，最大實測撓度值為98 mm；其主要原因是計算模型剛度小于結構實際剛度。 表2 和表3 為落架后的實測索力和計算索力對比。 從表2 和表3 可見，個別索力偏差超過10%，最大13.48%，但大部分的索力偏差在5%以內，索力偏差對結構受力影響較小，結構應力均未超限。

表1 落架工序的主梁撓度值比較

表2 左索面落架后實測索力與計算索力

表3 右索面落架后實測索力與計算索力

4.2 成橋階段

4.2.1 主塔控制結果

成橋后， 塔頂縱向坐標的預偏實測值為2.1 mm。 索塔錨固點高程的偏差如表4 所示。 由塔頂縱向坐標的預偏值偏差和表4 中索錨點高程的偏差可知，實測值普遍小于理論值，即實測索錨點高程高于理論高程，其原因主要是混凝土按規范取值的彈性模量小于實際混凝土的彈性模量，因而結構計算模型中的塔柱剛度小于實際塔柱剛度。

表4 成橋后實測索錨點高程的偏差 （單位：mm）

4.2.2 斜拉索控制結果

成橋后的斜拉索力差值如表5 和表6 所示。 由表5 和表6 可見，索力偏差大部分小于5%，MC1～MC4索力偏差較大，為－7%～－9%。 成橋后的索力偏差好于落架后，這是因為索力偏差主要產生在落架工序，而成橋后的索力大于落架工序，故成橋階段索力偏差占比減小。

表5 左索面成橋后實測索力與計算索力

表6 右索面成橋后實測索力與計算索力

4.2.3 主梁控制結果

成橋后，主梁高程和應力的實測值與目標值的差值分別如圖3 和表7 所示。 從圖3 中可見，主梁高程在主跨鋼箱梁段普遍為正偏差， 最大正偏差為+35 mm，邊跨、次邊跨預應力混凝土梁段高程普遍為負偏差，最大負偏差為－22 mm。邊跨、次邊跨預應力混凝土梁段高程普遍為負偏差的一個主要原因是模型中支架假定為剛性約束，其彈性和塑性變形考慮不足。 主跨高程偏大的原因是大編號實測索力總體大于計算索力。 對于結構應力，實測值比計算值要求不大于20%，且不超限值。由表7 可知，邊跨和次邊跨的混凝土主梁未出現拉應力，主跨和連續跨的鋼主梁應力不大，主梁受力安全。 主墩兩側的主梁應力偏差率較大，與表5 和表6 中索力偏差比例趨勢一致，可見引起主梁應力偏差的主要原因是索力偏差。

圖3 主梁高程偏差

表7 主梁應力實測值與計算值

5 結論

斜拉橋采用先塔梁后拉索、主梁支架拼裝并一次性落架的方案可以極大地縮減工期，潭頭大橋采用此方案縮短工期至少3 個月。 本文從構件初始參數和結構成橋狀態的對應關系，探討了斜拉—組合橋梁一次落架施工基于無應力狀態控制法的控制關鍵參數，得到如下結論：（1）斜拉—連續組合橋梁一次落架施工控制的主要參數為：控制主塔線形的主塔預偏和索塔錨固點預抬量；控制主梁線形的無應力線形和支架安裝高程；控制成橋索力的無應力索長和張拉索力。 （2）對于中小跨徑斜拉橋，主梁設計線形、無應力線形和安裝線形差別較小；主梁支架安裝線形為設計線形加上恒載計算預拱度和1/2靜活載預拱度。 （3）落架前主梁重力由支架支承，落架后主梁重力主要由拉索承擔。 因此，一次落架的關鍵是主梁落架前索力的大小，合理的落架前索力既能使主梁不脫架，且落架后主梁應力不超限。潭頭大橋于2019 年2 月1 日正式通車， 線形和索力控制結果符合規范和設計要求。 因工期原因，橋面系施工后并未調索；如進行調索工序，主梁高程和索力將非常理想。