常泰長江大橋橋塔空間縱橫梁施工控制

張皓清 鄭清剛 張金濤 蔣凡

中鐵大橋勘測設計院集團有限公司， 武漢 430050

1 工程概況

常泰長江大橋是長江上首座集高速公路、一級公路、高速鐵路“三位一體”的過江通道。采用雙層橋面布置，上層布置6車道高速公路，下層采用非對稱布置，為2線高速鐵路（上游） + 4車道一級公路（下游）［1］?？缃伟ㄖ骺? 176 m鋼桁梁斜拉橋、2座主跨388 m的鋼桁拱橋和1座3 × 124 m的連續鋼桁梁橋。大橋于2019年動工，計劃于2025年建成通車。主航道橋跨度2 440 m，是在建世界最大跨度的斜拉橋，其孔跨布置為（142 + 490 + 1 176 + 490 + 142）m。為減小塔底彎矩和梁端位移，采用溫度自適應塔梁縱向約束體系，即用溫度惰性索錨固于跨中梁底與中跨側主塔橫梁之間，建立塔梁約束，既可實現塔梁的縱向約束，又能保證結構的溫度不動點位于橋梁對稱中心，從而降低溫度次內力［2-3］。

常泰大橋空間鉆石形橋塔見圖1。上塔柱為鋼箱-核芯混凝土組合結構；中、下塔柱為鋼筋混凝土空間四肢結構，單肢為正八邊形斷面。通過增加塔肢數量，減小單個塔肢截面尺寸，不僅可以降低塔肢在施工期和運營期的開裂風險，還增大了結構順橋向剛度，提高了行車舒適性［4-5］。在中、下塔柱交匯區域設置了兩道縱梁與兩道橫梁，均為預應力混凝土構件。

圖1 常泰大橋空間鉆石形橋塔（單位：m）

縱橫梁均為單箱單室不規則四邊形斷面。橫梁采用變截面設計，跨中梁高8.0 m，頂板厚1.0 m，底板及腹板厚1.5 m，梁底曲線半徑126.0 m；縱梁亦采用變截面設計，跨中梁高6.0 m，頂板及腹板厚1.0 m，底板厚1.2 m，梁底曲線半徑35.3 m。塔梁間豎向永久支座布置于邊跨側橫梁頂，中跨側橫梁頂設有碳纖維復合材料（Carbon Fibre Reinforced Plastics，CFRP）索的塔端錨固齒塊，縱梁不設置任何支座或錨固結構，見圖2?？v橫梁合計混凝土方量約8 800 m3，澆筑規模大，且其斷面為單向傾斜的四邊形，底部圓弧形設計，對模板及支撐體系的配置提出了較高要求?；炷敛捎肅60準清水混凝土，設計時對外觀質量及抗裂能力要求較高。

圖2 常泰橋塔縱橫梁

2 縱橫梁施工分析

2.1 縱橫梁受力特點

兩個永久支座布置在邊跨側橫梁的端部，以縮短支座反力與塔柱間的傳力路徑，降低橫梁根部彎矩。中跨側橫梁頂設置錨固齒塊承擔縱橋向CFRP索力，將兩齒塊布置在靠近中塔柱根部處，以降低橫梁的面外彎曲與扭轉變形。橫梁通過采用實心截面局部加強，以滿足支座墊石與齒塊位置的抗剪需求。

縱梁將邊跨和中跨四塔肢連為一體，抵抗中、下塔柱的外傾力，提高橋塔整體剛度。由于縱梁上沒有支座墊石或齒塊，因此內力是通過塔梁節點的轉動得到的。橋塔設計控制工況是主力 + 附加力工況（中跨滿布活載 + 縱風 + 降溫），主塔在此工況下向中跨側彎曲，塔梁節點的轉動會帶動縱梁產生S形的彎曲變形（圖3），塔梁交匯處縱梁所受的彎矩與剪力較大，為縱梁設計的控制斷面。此外，邊跨側下塔柱底外緣受拉，為下塔柱設計的控制斷面。

圖3 設計控制工況縱梁變形分析

縱梁預應力設計時發現：縱梁中通長預應力束張拉會使下塔柱頂“內收”，下塔柱底部外緣受拉，由此降低邊跨下塔柱底外緣的壓應力儲備，在設計控制工況下受力不利。施工期間，當縱橫梁以上的結構尚未施工，通長預應力束的張拉會對下塔柱頂截面受力產生不利影響。因此，將部分縱梁通長預應力束調整為在縱梁后澆帶斷開的短束（圖4）。短束預應力效應僅作用于除后澆段外的縱梁，包括塔梁交匯區域，在增大縱梁控制斷面壓應力儲備的同時不會對下塔柱底控制斷面產生不利影響，也降低了施工期間下塔柱底的開裂風險。該預應力布置方式也為施工控制方案中的分區澆筑提供了條件。

圖4 在縱梁合龍口張拉的預應力鋼束（單位：cm）

2.2 施工方案分析

橋塔橫梁常規施工多采用分層澆筑、分層鑿毛、分批張拉預應力束的方案，以降低混凝土單次澆筑需求量，減少施工臨時支架受力［6-7］。但上述方案存在明顯缺點：①后澆層的混凝土濕重由先澆層混凝土和臨時支架承擔，該施工工況成為橫梁設計的控制工況，使得預應力的布置受施工控制。②鑿毛不到位或工序銜接不合理會在二次澆筑的分界面產生冷縫、裂紋等病害［8］。因此，考慮縱橫梁沿高度方向不分層、一次性澆筑完成。受制于混凝土的供應能力和質量控制要求，需要研究平面分區域澆筑方案。

由設計階段的預應力布置形式可知，須在縱橫梁跨中設置后澆段，將四根縱橫梁分為獨立的四個部分。由于下塔柱四肢很難同步施工，在齡期差別的影響下，導致豎向收縮徐變變形存在差異，縱橫梁與四塔肢形成的超靜定框架會產生次內力。平面上分區域澆筑可以降低徐變次內力。經計算得到后澆段與先澆筑的縱橫梁區段齡期差10 d時，可有效降低橫梁面內次彎矩6 120 kN·m。為減少施工冷縫，在梁高方向不分層。

3 施工控制方案

3.1 四個L形區域澆筑順序

四個獨立的L形區域同時澆筑對結構受力與長期變形最有利，但單個L形區域混凝土方量高達2 200 m3。綜合混凝土供應能力，研究四個區域的澆筑順序。

塔肢及縱橫梁先后施工的齡期差異導致在合龍口兩側存在豎向變形差，且先澆筑的L形區域使得縱橫梁臨時支架系統先發生變形。后澆筑區域在已發生變形的支撐系統上施工，其無應力幾何尺寸會受影響［9］，梁塔交界處的梁端轉角也會導致合龍口產生錯臺。

對比多種澆筑次序的計算結果，提出如下應對措施：①減小四個L形區域澆筑的齡期差異。因為橫梁跨度比縱梁大，應優先減小橫梁合龍口兩側L形區域的澆筑齡期，從而減小錯臺。②合理優化縱橫梁澆筑支撐體系，減少四個L形區域豎向支撐的相互聯系，降低先澆區域對后澆區域的影響。在橫梁跨中對支架和分配梁采取斷開處理的方式。③對于可預見的合龍口錯臺，在立模時通過設置預拱的方式消除錯臺。

此外，不同的L形區域澆筑順序會使得縱橫梁施工完成后四塔肢的反力不同，須通過計算確定成橋時反力差別最小的施工順序，以減小四塔肢豎向徐變差異。對比以下三種L形區域澆筑順序：1‐2‐3‐4（先邊跨），1‐3‐2‐4（先上游），1‐4‐2‐3（對角線）?？v橫梁分區澆筑方案見圖5。

圖5 縱橫梁分區澆筑方案

不同L形區域施工順序計算結果見表1。可知，采用1‐2‐3‐4的澆筑順序，在四個L形區域澆筑完成后合龍口錯臺量較小，且四塔肢豎向反力差別最小，故最終采用此澆筑順序。根據結構的對稱性，4‐3‐2‐1與3‐4‐1‐2的澆筑順序，也是符合以上分析結論的。

表1 不同L形區域施工順序計算結果

3.2 縱梁合龍口對頂

邊跨側下塔柱在設計控制工況下向中跨側彎曲，其外緣受拉。因此，考慮在縱梁合龍口處對頂，使邊跨下塔柱底預存設計控制工況的反向變形（圖6），提高其外緣壓應力儲備，減小開裂風險。

圖6 縱梁合龍口對頂工況下塔柱變形

縱梁合龍口對頂力的大小既要滿足施工期的監控要求，即塔柱底應力不超出控制值，又要滿足中跨側塔底控制工況的同向變形及內側應力要求，在降低中跨側塔底壓應力高富余和提高邊跨側塔底壓應力儲備之間達到平衡。

通過計算最終確定縱梁合龍口臨時有效對頂力為1 000 kN，對應合龍口位移張開1.7 mm。但因無法準確獲取模板支架對混凝土梁的阻力，故采取位移控制為主，頂推力控制為輔的原則，采用精度為 ±50 μm的磁致位移計對頂推位移進行控制，可滿足監測要求。通過頂推，為邊跨側下塔柱底預存了約52 000 kN·m的彎矩，邊跨側柱底安全系數提高約1.40%，中跨側柱底安全系數降低約1.45%，檢算后仍滿足設計要求。此外，縱梁合龍口的對頂力為合龍段混凝土增加了一定的壓應力儲備，降低了新舊混凝土交界面處的開裂風險。

3.3 預應力張拉次序

基于縱橫梁在運營期極限工況的內力設計縱橫梁預應力束。施工期間預應力張拉前，外傾塔肢重力作用使下塔柱底部彎矩達到最大值，其根部為應力控制斷面。隨著預應力逐步施加，柱底彎矩逐漸減小，柱頂彎矩逐漸增大，應力控制斷面逐步轉移至柱頂。若在中塔柱尚未施工前，將縱橫梁所有預應力一次全部張拉完畢，經計算，下塔柱頂內緣塔梁交界處會有6.65 MPa的主拉應力（圖7），超出TB 10092—2017《鐵路橋涵混凝土結構設計規范》［10］中C60混凝土主拉應力容許值3.15 MPa。

圖7 預應力次序優化前縱橫梁及塔柱主拉應力云圖（單位：MPa）

設計中將部分通長預應力束改為錨固在跨中后澆段的非通長短束，可以優化預應力在施工期對結構的影響。此外，可以結合以下兩種方式降低預應力施工期下塔柱頂的拉應力：①預應力全部張拉前施工中塔柱，通過增加重量增大下塔柱四肢外傾趨勢，抵消下塔柱頂的彎曲拉應力；②擇機卸落縱橫梁支架系統的豎向臨時支撐，依靠縱橫梁自重抵消部分預應力效應。

經計算，最終確定將縱橫梁預應力分三批張拉?？傮w施工步驟如下：①待縱橫梁四個L形區域澆筑完畢并達到設計強度后，張拉第一批縱梁預應力束（非通長的預應力短束）；②澆筑橫梁跨中合龍段，待達到設計強度后張拉第一批橫梁預應力束；③縱梁合龍口頂推并在夜間低溫時段澆筑縱梁跨中合龍段，待達到設計強度后張拉第二批縱梁預應力束；④澆筑中塔柱起始節段，張拉橫梁第二批預應力束；⑤解除縱橫梁支架的豎向臨時支撐，張拉縱橫梁第三批預應力束，至此所有預應力束張拉完畢。

為減小預應力施工過程中對梁體產生的偏心彎矩，降低非對稱施工風險，每批預應力的張拉順序遵循以下原則：①兩個縱（橫）梁對稱位置同步張拉；②縱梁左右腹板上的鋼束對稱同步張拉，橫梁頂底板上的鋼束對稱同步張拉；③腹板上的鋼束按照先中間后上下的順序隔孔張拉，頂底板預應力束按照先中間后左右的順序隔孔張拉。

經過模擬計算，所有工況塔柱與縱橫梁應力均滿足監控要求。預應力施工完成后最大主拉應力出現在下塔柱頂外緣（圖8），應力約為2.89 MPa，滿足規范要求。

圖8 預應力次序優化后縱橫梁及塔柱主拉應力云圖（單位：MPa）

3.4 縱橫梁預拱度的設置

為保證成橋收縮徐變后縱橫梁線形逼近設計線形，綜合成橋目標狀態的變形量、支架彈性及非彈性變形量、環境溫度修正量三方面因素，對縱橫梁設置了預拱度。

經計算縱橫梁預拱度曲線見圖9?？芍孩儆捎诔Ｌ┐髽驒M向非對稱的荷載布置，致使上下游縱梁的預拱度曲線未完全重合，但趨勢相同。②因永久支座僅置于邊跨側橫梁，致使邊中跨橫梁預拱度曲線未完全重合，且受非對稱荷載影響，橫梁預拱度曲線關于跨中略不對稱。

圖9 縱橫梁預拱度曲線

對中跨側橫梁受CFRP索錨固力作用而產生的面外變形進行分析，變形量小于5 mm，考慮放樣及施工誤差，未設置縱橋向面外預拱度。

3.5 混凝土防開裂措施

橋塔施工過程中的裂縫控制除根據施工控制方案計算分析主拉應力以外，還可從以下幾方面進行控制：①溫度控制?？刂苹炷寥肽囟炔怀^28 ℃，不低于5 ℃；澆筑過程中通過控制冷卻水管中進水溫度、水流速率、外模板保溫等方式，控制混凝土內外溫差及降溫速率，且混凝土芯部的最高溫度不超過70 ℃。②養生控制。混凝土澆筑后帶模養護齡期不少于4 d，第5 d后采用密閉保溫幕布通水蒸氣的方式養護至14 d。③優化混凝土配合比、添加抗裂劑。④混凝土保護層厚度控制。過厚的保護層會增加混凝土開裂風險。

3.6 施工控制實施及效果

空間鉆石形四肢橋塔縱橫梁是承接下、中塔柱的關鍵施工節點，且其空間傾斜面、曲面較多，給混凝土的布料、振搗工作帶來了較多的困難。首個L形區域，澆筑時長約48 h，混凝土方量2 105 m3，平均43.85 m3/h；后續三個L形區域澆筑時間逐漸減少，最后一個L形區域澆筑用時43 h。

主塔下橫梁臨時支架合計布置16個應力測點，施工期實測最大峰值拉應力201 MPa（數值模擬值210 MPa），實測峰值剪應力112 MPa（數值模擬值120 MPa），支架最大橫向變形17.9 mm。支架應力及位移結果均滿足規范要求。實測混凝土核心溫度峰值68.5 ℃。

縱橫梁施工結束后對四塔肢軸線與縱橫梁跨中標高進行復測。塔肢軸線與理論計算值最大偏差11 mm，縱橫梁跨中標高與理論結果最大偏差19 mm，偏差在可控范圍內。待主墩沉降穩定后，可通過后澆的支座墊石調節梁面標高以滿足設計要求。

4 結論

1）縱橫梁采用高度方向不分層一次澆筑的方案，可避免傳統橋塔下橫梁分層澆筑帶來的問題。

2）采用縱橫梁跨中設置后澆合龍段，分區依次澆筑的施工控制方案，增加了塔柱控制斷面在運營期安全儲備，減小了空間超靜定框架的徐變次內力，為縱梁合龍口對頂提供了條件。合龍口的對頂力可提高塔底運營期安全儲備，并降低新舊混凝土交界面上的開裂風險。

3）通過分批張拉預應力束并合理安排合龍段施工、中塔柱施工等工序，使縱橫梁施工期最大主拉應力滿足規范要求，降低了施工期開裂風險。