不同封鉸時機對CFST拱橋施工受力的影響分析

摘要：大跨徑鋼管混凝土拱橋一般采用纜索吊裝斜拉扣掛法施工。纜索吊裝過程中拱腳封鉸時其體系會進行轉換，不同的封鉸時機對拱橋的受力性能以及拱肋線形也會產生不同的影響。文章以馬灘紅水河特大橋為工程背景，從扣索索力、塔架不平衡水平力及拱圈線形三個方面分析“安裝完8#節段后封鉸”和“合龍后封鉸”兩種方案，以此得到最佳封鉸時機。大橋最終采用“安裝完8#節段后封鉸”方案，其分析過程可供同類型橋梁施工借鑒。

關鍵詞：橋梁工程；鋼管混凝土拱橋；封鉸時機；扣索力；不平衡力；線形

0引言

建設鋼管混凝土拱橋的工藝技術已逐漸成熟且理論成果日益豐富，在我國以極高的增長速度得到廣泛應用［1］。然而，隨著鋼管混凝土拱橋跨徑的增加，拱肋的節段也隨之變重，這也對拱橋的建設提出了更高的要求［2］。合理的封鉸時機不僅使拱橋在封鉸后體系能較好地轉化，還能對合龍精度的提高起著至關重要的作用。為了使拱橋在施工過程中的各項受力性能均能滿足規范要求且拱肋線形處于可控范圍內，需要對拱橋拱腳的封鉸時機進行研究。

鑒于此，本文以馬灘紅水河特大橋為工程背景，建立Midas Civil有限元仿真模型，對大橋的斜拉扣掛施工過程進行分析，分別建立“安裝完8#節段后封鉸”和“主拱合龍后封鉸”兩種方案下的計算模型，對兩種方案從扣索索力、塔架不平衡水平力及拱圈線形三個方面進行對比分析，從而確定馬灘紅水河大橋的最佳封鉸時機。

1 工程概況

馬灘紅水河特大橋為一座主橋長336 m，計算跨徑為320 m的中承式鋼管混凝土拱橋，主橋分為左右雙線橋。其主拱矢跨比為1/4，拱軸系數為1.167，拱肋采用變高的鋼管混凝土桁架結構。拱腳桁高12 m，拱頂桁高7 m，寬3 m，單條拱肋采用4根1 200×32（28，24，22）mm鋼管組成上下弦管，弦管之間水平采用813×20 mm鋼管橫向連接，拱腳側通過綴板連接，豎腹桿、斜腹桿均采用610×16 mm的Q345C空鋼管。上弦桿兩根主弦管及下弦桿兩根主弦管為啞鈴狀結構形式。單條拱肋分為24段，全橋共96段。大橋立面布置如圖1所示。

2 有限元模型

本文利用Midas Civil軟件對馬灘紅水河特大橋的纜索吊裝過程進行分析計算，其中扣索采用桁架單元模擬，主弦管、腹桿、橫撐采用梁單元模擬，綴板采用板單元模擬。大橋結構離散共計節點數2 380個，單元數3 600個。整體有限元模型如圖2所示。

3 封鉸方案計算結果分析

3.1 扣索索力

施工過程中，為了使拱肋成橋線形逼近裸拱在自重作用下的線形，扣索索力不出現跌宕起伏的情況，且保證拱圈內力和線形在施工過程中始終處于合理范圍內，需選擇合理的封鉸時機對拱肋進行封鉸。本文結合項目具體情況，對“安裝完8#節段后封鉸”和“合龍后封鉸”兩種方案下的扣索索力進行分析。兩種方案的扣索索力如圖3所示。圖3中LK1～LK12表示柳州岸1#～12#扣索；NK1～NK12表示南寧岸1#～12#扣索。

由圖3可以看出，兩種方案中兩岸的扣索索力值走向基本一致，從1#～12#扣索，其索力值逐漸增大。此外，從兩岸的扣索索力變化趨勢可以看出，兩種方案的1#～8#扣索的索力值十分接近，當安裝完8#節段封鉸后，9#扣索～12#扣索的索力值要比主拱合龍后封鉸稍大50～100 kN。由于安裝8#節段后封鉸，拱腳已由鉸接變為固結，這是拱圈結構體系轉變的原因。另外，兩種方案下兩岸的9#扣索的索力值相比8#扣索的索力值增加了不少，其中“安裝完8#節段后封鉸”方案最大（南寧岸）增加了170.1 kN，方案“合龍后封鉸”最大（柳州岸）增加了98.0 kN，這也說明8#節段是施工中的關鍵節段，需要在施工中引起必要的重視。

3.2 塔架不平衡水平力

大跨徑鋼管混凝土拱橋一般采用纜索吊裝斜拉扣掛法施工，塔架多設計為吊、扣合一的形式。在懸臂拼裝、吊運拱肋節段過程中，其每一節段的安裝施工中都會影響到其他已安裝節段的變形和內力。同時，塔架的變形也會帶動已安裝拱肋節段產生變形，從而導致聯動效應，甚至會導致施工的線形與預測線形產生較大的偏離，影響合龍精度。另外，塔架是纜索吊裝系統中一個十分重要的受力結構，其安全與否直接關系到施工過程的安全以及工程的質量［3］。因此需嚴格控制塔架的偏位，使之處于規范允許的范圍內。為了減少在施工過程中塔架產生的偏位，除了要保證塔架和主纜具有足夠的剛度，還需要保證兩邊扣錨索所產生的不平衡水平力足夠小。

分別計算“安裝完8#節段后封鉸”和“合龍后封鉸”兩種方案下塔架的不平衡水平力，如圖4所示，圖中負值表示指向岸邊，正值表示指向跨中。

從圖4可以看出，兩種方案下兩岸塔架的不平衡水平力變化趨勢相同。不論是柳州岸還是南寧岸，兩種方案的1#～8#扣索所導致的塔架不平衡水平力相差都很小，而在9#扣索及之后，兩者才產生偏離，這也進一步說明了8#節段施工是關鍵的施工階段。柳州岸“安裝完8#節段后封鉸”方案較“合龍后封鉸”方案塔架不平衡水平力總體小，最大為6.8 kN，南寧岸“安裝完8#節段后封鉸”方案較“合龍后封鉸”方案塔架不平衡水平力總體大，最大為15.8 kN。

3.3 拱圈線形

拱圈線形根據施工階段可以劃分為施工線形和松索成拱線形，松索線形是在拱橋合龍后成拱的線形［4］。采用松索線形與目標線形即裸拱自重下的線形偏差來體現成橋線形的優劣。提取兩種方案下松索成拱的豎向位移值與拱圈裸拱自重下的豎向位移值，進行分析，結果如圖5所示。

從圖5可以看到，兩種方案下兩岸的節段在松索成拱后，總體的趨勢和裸拱自重下的位移是相同的，都呈現下降的趨勢。但在兩岸中，“合龍后封鉸”方案的松索線形在5#節段處產生了突變，造成線形不連續，并且其松索線形總體與控制線形偏離較大，最大達到了35 mm（南寧岸12#節段處），誤差較大。“安裝完8#節段后封鉸”方案的松索線形沒有產生突變，基本連續且貼合目標線形，與目標控制線形的偏差最大為21 mm（南寧岸3#節段處），誤差較小。

4 結語

本文以馬灘紅水河特大橋為工程背景，通過Midas Civil軟件分析了在“安裝完8#節段后封鉸”和“合龍后封鉸”兩種方案下的扣索索力、塔架不平衡水平力及拱圈線形，得出以下結論：

（1）從扣索索力計算結果可知，兩種方案的索力走向一致。但總體來說，方案“安裝完8#節段后封鉸”的扣索索力大于方案“合龍后封鉸”，這是由于封鉸后體系的轉變造成的。此外8#節段為施工中的關鍵節段，無論是否在此時封鉸，9#扣索的索力值都會突然增加。

（2）從塔架不平衡水平力方面考慮，再次論證了8#節段為重要的施工階段。此外，方案“安裝完8#節段后封鉸”的塔架不平衡水平力總體來說較小于方案“合龍后封鉸”。

（3）兩種方案在松索成拱后，方案“合龍后封鉸”與目標控制線形偏差較大且在局部產生突變，而方案“安裝完8#節段后封鉸”與目標控制線形貼合較好，偏差很小。

通過對比分析，綜合考慮最終得到馬灘紅水河特大橋最佳的封鉸時機，為方案“安裝完8#節段后封鉸”。

參考文獻：

［1］陳寶春，韋建剛，周 俊，等.我國鋼管混凝土拱橋應用現狀與展望［J］.土木工程學報，2017，50（6）：50-61.

［2］杜海龍，韓 玉，秦大燕，等.六律邕江大橋施工過程優化分析［J］.西部交通科技，2019（7）：61-63.

［3］陸寧榮，鄭 健.新型纜索吊塔架結構設計與受力分析［J］.西部交通科技，2022（11）：150-152.

［4］曹 璐，秦大燕，馬文輝，等.中承式提籃拱橋“過程最優，結果可控”索力優化法研究［J］.世界橋梁，2022，50（6）：52-58.

作者簡介：盧冬梅（1986—），工程師，主要從事橋梁施工控制研究工作。