楊康，陳月，李鐸

(長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

斜拉橋合龍施工方案優(yōu)化與對(duì)比分析

楊康，陳月，李鐸

(長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

為解決合龍段澆筑過程中結(jié)構(gòu)整體升溫對(duì)勁性骨架的不利影響，以一座主跨為380 m的雙塔三跨預(yù)應(yīng)力混凝土斜拉橋?yàn)槔?，著重分析中跨合龍后再解除塔梁臨時(shí)固結(jié)與合龍前先解除塔梁臨時(shí)固結(jié)實(shí)現(xiàn)主梁縱向飄浮兩種方案對(duì)橋梁施工階段與成橋階段的內(nèi)力影響。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況采取先飄浮再合龍的優(yōu)化施工方案。分析表明：優(yōu)化方案在滿足勁性骨架受力要求的情況下對(duì)結(jié)構(gòu)永存內(nèi)力與線形影響很小。該方案對(duì)懸臂澆筑的預(yù)應(yīng)力混凝土斜拉橋施工有一定的參考作用。

斜拉橋; 合龍; 施工方案

斜拉橋中跨合龍即體系轉(zhuǎn)換是控制全橋受力狀況和線形的關(guān)鍵工序[1]。中跨合龍時(shí)，結(jié)構(gòu)具有最大的懸臂長(zhǎng)度，此時(shí)結(jié)構(gòu)的變形與內(nèi)力對(duì)荷載和溫度的變化最為敏感。而且合龍段的施工直接關(guān)系到成橋后的線形與結(jié)構(gòu)永存內(nèi)力狀態(tài)。由于臨時(shí)固結(jié)的存在，中跨合龍后結(jié)構(gòu)整體升溫勢(shì)必引起主梁和勁性骨架很大的軸向壓力[2]。為解決該問題，本文以廣東某預(yù)應(yīng)力混凝土半飄浮體系斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘?，進(jìn)行合龍工況理論計(jì)算與數(shù)值仿真計(jì)算[3-6]分析，分別計(jì)算先合龍?jiān)亠h浮(原設(shè)計(jì)方案)和先飄浮再合龍[7-9](優(yōu)化方案)兩種合龍施工方案在自重、收縮徐變、溫度作用[10]下勁性骨架與限位擋塊的受力，進(jìn)一步分析優(yōu)化方案對(duì)成橋后內(nèi)力與線形的影響[11-17]，最終確定合龍的優(yōu)化方案。

1 工程實(shí)例

廣中江北街水道橋?yàn)殡p塔中央雙索面PC斜拉橋，采用半飄浮體系，跨徑布置為(60+150+380+150+60) m,采用獨(dú)柱式索塔，塔柱總高度為111.188 m，塔兩側(cè)各布置29對(duì)輻射形斜拉索。標(biāo)準(zhǔn)橫斷面為單箱五室預(yù)應(yīng)力混凝土梁[18]，梁頂板寬40.8 m，底板寬21.6 m，梁高4.0 m。該斜拉橋立面布置如圖1(圖中長(zhǎng)度單位為m)。

圖1 斜拉橋立面布置圖

為防止懸臂澆筑過程中主梁發(fā)生傾覆，主梁施工前通過設(shè)置鋼管樁與塔梁間臨時(shí)限位擋塊將塔梁臨時(shí)固結(jié)[19]。主塔與主梁接觸的橫向、縱向每個(gè)面上各設(shè)置2個(gè)0.5 m×0.6 m的混凝土擋塊與主梁相連，形成塔梁臨時(shí)固結(jié)。

2 原設(shè)計(jì)方案

2.1中跨合龍

原合龍方案為先合龍?jiān)亠h浮。具體工序?yàn)椋簝啥者吙绾淆垺惭b合龍吊架—調(diào)整合龍高差—施加合龍段配重—一天中溫度最穩(wěn)定時(shí)焊接勁性骨架—澆筑合龍段混凝土同步釋放合龍段配重—張拉合龍段預(yù)應(yīng)力鋼筋—解除臨時(shí)錨固裝置完成體系轉(zhuǎn)化。

2.2原合龍方案計(jì)算分析

仿照文獻(xiàn)[2]的方法采用簡(jiǎn)化的主梁模型理論計(jì)算原合龍方案勁性骨架鎖定后結(jié)構(gòu)整體升溫10 ℃引起的主梁軸力NT。為簡(jiǎn)化計(jì)算，把溫度引起的軸力按線膨脹計(jì)算[7]。由于升溫過程中塔梁間存在臨時(shí)固結(jié)，將塔梁的邊界條件視為固接。設(shè)升溫10 ℃引起的中跨主梁自由伸長(zhǎng)量為ΔLT，則

ΔLT=2ahΔtlh+agΔtlg,

式中：ah為混凝土線膨脹系數(shù)，ah=1.0×10-5；ag為勁性骨架鋼材的線膨脹系數(shù),ag=1.2×10-5；Δt為溫度變化量，Δt=10 ℃；lh為二分之一中跨混凝土段長(zhǎng)度，取189 m；lg為合龍段勁性骨架長(zhǎng)度，取2 m。

計(jì)算得ΔLT=0.037 8 m。

由于兩端約束存在產(chǎn)生的單位壓力引起的主梁軸向縮短量

式中：Lhi和Ahi分別為主梁第i節(jié)段的長(zhǎng)度和截面積，由于中跨為標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段，分別取6 m和28.96 m2；Eh、Eg分別為混凝土和鋼彈性模量，取為35.5 GPa和206 GPa;Ag為勁性骨架截面積，勁性骨架為20根I45工字鋼，Ag=0.205 m2。

計(jì)算得ΔLn=3.859×10-7m。由變形協(xié)調(diào)條件ΔLT=NTΔLn，可得NT=49 901 kN。

采用有限元專用計(jì)算軟件MIDAS/Civil進(jìn)行全橋分析。主梁、主塔、輔助墩、過渡墩都采用梁?jiǎn)卧M，斜拉索采用恩斯特公式修正的桁架單元模擬。全橋共1 045個(gè)節(jié)點(diǎn)，702個(gè)梁?jiǎn)卧?32個(gè)桁架單元。

提取合龍后整體升溫10 ℃工況的合龍段軸力作為勁性骨架受力，為34 877 kN。主要原因?yàn)椋豪碚撚?jì)算將塔梁連接的邊界條件視為完全固接，過于簡(jiǎn)化且與實(shí)際情況有較明顯差異。而現(xiàn)實(shí)中，主塔作為單懸臂結(jié)構(gòu)在受到主梁傳遞的水平力時(shí)必然發(fā)生水平向偏位，這樣主梁升溫引起的軸向伸長(zhǎng)可以得到部分釋放，因此主梁內(nèi)力的有限元計(jì)算結(jié)果將小于簡(jiǎn)化的理論計(jì)算結(jié)果。但文獻(xiàn)[2]的理論計(jì)算方法仍具有概念清晰、計(jì)算簡(jiǎn)便的顯著優(yōu)點(diǎn)，且計(jì)算結(jié)果相對(duì)保守，對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)的工程技術(shù)人員仍具有一定的參考價(jià)值。

3 優(yōu)化方案

由上述計(jì)算分析可知，勁性骨架焊接鎖定后，結(jié)構(gòu)整體升溫10 ℃引起的主梁軸向力為34 877 kN，超出了勁性骨架的承載力4 000 kN。因此，優(yōu)化方案考慮在勁性骨架焊接鎖定前，提前拆除塔梁臨時(shí)固結(jié)的限位擋塊，解除主梁在縱向的位移約束，從而釋放升溫引起的主梁軸向壓力。

圖2 臨時(shí)固結(jié)限位擋塊示意圖

但是，由于邊跨輔助墩壓重后，邊跨索力普遍比中跨大。邊、中跨斜拉索的實(shí)測(cè)水平向不平衡分力為2 371 kN，方向指向跨中。若完全解除水平縱向約束，不平衡水平力會(huì)使主梁產(chǎn)生8.6 cm的水平位移，這對(duì)中跨合龍段的位移、標(biāo)高控制都是不利的。為了避免出現(xiàn)這種情況，解除塔梁臨時(shí)固結(jié)縱向限位擋塊時(shí)，先解除橫向和縱向中跨側(cè)限位擋塊，待中跨合龍后再解除邊跨側(cè)限位擋塊。這樣既可以釋放勁性骨架焊接鎖定后升溫引起的中跨主梁軸力，又可以限制邊跨主梁在不平衡水平力作用下的位移。在不引起結(jié)構(gòu)顯著變化的情況下，顯著改善了合龍后升溫作用對(duì)結(jié)構(gòu)的不利影響。限位擋塊布置見圖2。

最終采取先飄浮再合龍的優(yōu)化方案，即：勁性骨架鎖定前先解除橫向和縱向中跨側(cè)臨時(shí)固結(jié)限位擋塊，實(shí)現(xiàn)中跨主梁縱向飄浮，待合龍后再解除剩余臨時(shí)固接裝置。具體流程為：兩邊墩合龍—安裝合龍吊架—調(diào)整合龍口高差—施加合龍段配重—拆除縱向中跨側(cè)和橫向限位擋塊—焊接勁性骨架結(jié)構(gòu)鎖定—澆筑合龍段混凝土—張拉合龍段預(yù)應(yīng)力鋼筋—拆除剩余臨時(shí)錨固裝置[20-21]。

4 兩種合龍方案的對(duì)比分析

4.1計(jì)算對(duì)比

與原方案相比，優(yōu)化方案多出中跨合龍前解除橫向和縱向中跨側(cè)限位擋塊一個(gè)工況。在此工況下，鈍化原來的模擬塔梁臨時(shí)固接的彈性連接，不考慮混凝土限位擋塊的抗拉強(qiáng)度，建立連接主塔和邊跨側(cè)主梁的只受壓桁架單元模擬邊跨側(cè)混凝土擋塊。該單元的材料、截面采用混凝土擋塊的實(shí)際參數(shù)。采用優(yōu)化合龍方案既能大幅度降低升溫引起的勁性骨架內(nèi)力，又能避免縱向限位擋塊在過大壓力作用下破壞，具有顯著的優(yōu)越性。

4.2優(yōu)化合龍方案對(duì)成橋的影響

優(yōu)化方案雖然有顯著的優(yōu)越性，但實(shí)施的前提是不能對(duì)結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)有不利影響。為此，還需要對(duì)優(yōu)化方案的成橋狀態(tài)進(jìn)行仿真計(jì)算并與原方案成橋狀態(tài)進(jìn)行對(duì)比，以確保優(yōu)化方案不會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)永存內(nèi)力產(chǎn)生影響。

分別對(duì)兩種不同合龍方案成橋階段進(jìn)行有限元數(shù)值模擬計(jì)算分析。邊中跨各分為29個(gè)節(jié)段對(duì)稱布置，編號(hào)從主塔根部開始向兩側(cè)依次增加。兩種方案在二期鋪裝結(jié)束的工況下索力差值結(jié)果見圖3。由于結(jié)構(gòu)對(duì)稱，僅選取B3主墩邊中跨進(jìn)行分析對(duì)比。

a)B3墩邊跨 b)B3墩中跨圖3 B3墩邊、中跨斜拉索索力差值

由圖3可知，優(yōu)化方案和原方案在成橋階段的索力非常接近。相比原方案，優(yōu)化方案在二期鋪裝后工況索力最大偏差發(fā)生在邊跨2#索處，為-34.9 kN，偏差率為0.6%，相對(duì)于10%的成橋索力控制精度影響很小。

兩種方案在二期鋪裝結(jié)束的工況下主梁標(biāo)高結(jié)果見圖4。由圖4可知：相對(duì)于原方案，優(yōu)化方案在成橋階段的主梁位移變化不大，最大偏差為0.56 cm，發(fā)生在中跨21#節(jié)段，相對(duì)于7.6 cm的標(biāo)高控制精度，影響不顯著。

a)B3墩邊跨 b)B3墩中跨圖4 B3墩邊、中跨主梁標(biāo)高

通過模擬計(jì)算發(fā)現(xiàn)先飄浮后合龍的優(yōu)化方案，既能顯著減小施工過程中升溫引起的結(jié)構(gòu)次內(nèi)力，并且對(duì)結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)內(nèi)力與線形無顯著影響，方案可行。

5 結(jié)語

對(duì)于有輔助墩壓重的半飄浮體系混凝土斜拉橋，為減小合龍過程中結(jié)構(gòu)整體升溫引起的巨大軸向壓力對(duì)勁性骨架和合龍段混凝土的不利影響，可在勁性骨架焊接鎖定前解除塔梁臨時(shí)固結(jié)的限位擋塊，釋放升溫引起的中跨主梁軸力。但輔助墩壓重后邊跨斜拉索索力普遍較中跨側(cè)大，考慮到主梁可能在斜拉索不平衡水平力作用下發(fā)生對(duì)合龍施工控制不利的水平位移，解除限位擋塊時(shí)先解除橫向和縱向中跨側(cè)限位擋塊，待合龍后再解除邊跨側(cè)限位擋塊。這樣既能釋放升溫引起的巨大軸力，又限制了合龍前主梁的水平位移，從而可以保證主梁的順利合龍。

大橋合龍后觀測(cè)勁性骨架未出現(xiàn)異常，合龍段無裂縫。標(biāo)高、索力、塔偏通測(cè)結(jié)果與理論值均符合較好。實(shí)踐證明優(yōu)化合龍方案是合理可行的。

[1]孫宏軍.預(yù)應(yīng)力混凝土斜拉橋引橋合龍施工技術(shù)[J].交通標(biāo)準(zhǔn)化，2014(7):131-133 . SUN Hongjun.Approach span closure technology of prestressed concrete cable-stayed bridge[J].Transportation Standardiza-tion,2014(7):131-133.

[2]劉志輝.荊州長(zhǎng)江公路大橋斜拉橋中跨合龍方案[J].中外公路，2002 , 22(5):92-93. LIU Zhihui.Main span closure scheme of Jingzhou Yangtze River Cable-Stayed bridge[J].Journal of China and Foreign Highway，2002,22(5):92-93.

[3]ZHANG Q W, CHANG T Y P, CHANG C C.Finite-element model updating for the kap shui mun cable-stayed bridge[J].Journal of Bridge Engineering ,2001, 6(4):285-293.

[4]REN W X, PENG X L.Baseline finite element modeling of a large span cable-stayed bridge through field ambient vibration tests[J].Computers & Structures, 2005, 83(8):536-550.

[5]TANG E K C, HAO H.Numerical simulation of a cable-stayed bridge response to blast loads：Part I:Model development and response calculations[J].Engineering Structures, 2010, 32(10):3180-3192.

[6]HAO H, TANG E K C.Numerical simulation of a cable-stayed bridge response to blast loads：Part II:Damage prediction and FRP strengthening[J].Engineering Structures, 2010,32(10):3193-3205.

[7]SUN H J,AMP H R,CO B G.Approach span closure technology of prestressed concrete cable-stayed bridge[J].Transportation Standardization,2014，42(14):131-133.

[8]JIN J,WANG J G,LIU Y Z.Study on the closure technology and closure sequence of the low tower cable-stayed bridge[J].Journal of Jiangnan University,2010， 9(5):572-576.

[9]CUI X.Analysis on construction process of closure segment of prestressed concrete cable-stayed bridge[J].Urban Roads Bridges & Flood Control,2014(3):99-100，110.

[10]劉來君，賀栓海，宋一凡.大跨境橋梁施工控制溫度效應(yīng)分析[J].中國(guó)公路學(xué)報(bào)，2004,17(1):53-56. LIU Laijun，HE Shuanhai，SONG Yifan.Analysis of temperature stress in control of long-span bridge construction[J].China Journal of Highway & Transport，2004,17(1):53-56.

[11]DANIELL W E,MACDONALD J H G.Improved finite element modelling of a cable-stayed bridge through systematic manual tuning[J].Engineering Structures, 2007, 29(3):358-371.

[12]WANG J,ZHANG K,Co N E.Application of grey system theory in large span cable-stayed bridge′s beam closure[J].Port Engineering Technology，2016，53(1):56-58.

[13]WANG T L,HUANG D.Closure of cable-stayed bridge vibration due to road surface roughness[J].Journal of Structural Engineering，1993,119:2504-2505.

[14]FLEMING J F,EGESELI E A.Dynamic behaviour of a cable-stayed bridge[J].Earthquake Engineering & Structural Dynamics，2010,8(1):1-16.

[15]SHAO X,ZHAO H,LI L,et al.Design and experimental study of a harp-shaped single span cable-stayed bridge[J].Journal of Bridge Engineering，2005,10(6):658-665.

[16]HE W L，YANG J N，AGRAWAL A K.Applications of some semiactive control systems to benchmark cable-stayed bridge[J].Journal of Structural Engineering，2003,129(7):884-894.

[17]WU Mingwei，HUA Yong，XIANG Lili, et al.Closure construction technology of cable-stayed bridge with large span steel truss composite girder[J].Construction Technology,2016,45(S1):294-297.

[18]劉永剛，潘盛山.梁格法的劃分對(duì)單箱多室梁橋設(shè)計(jì)的影響[J].山東交通學(xué)院學(xué)報(bào)，2010,18(2):48-52. LIU Yonggang，PAN Shengshan.The influence of beam grid divided method for single-multi-room box girder bridge design[J].Journal of Shandong Jiaotong University，2010,18(2):48-52.

[19]喻璐，王翊波.重慶馬桑溪長(zhǎng)江大橋合龍方案[J].重慶交通學(xué)院學(xué)報(bào)，2003,22(2):10-14. YU Lu，WANG Yibo.Closure scheme design of Masangxi Yangtze River Bridge in Chongqing[J].Journal of Chongqing Jiaotong Institute，2003 ,22(2):10-14.

[20]劉明虎，譚皓，徐國(guó)平，等.大跨徑混合梁斜拉橋合龍技術(shù)研究與實(shí)踐[J].橋梁建設(shè),2011,41(4):83-87. LIU Minghu，TAN Hao，XU Guoping，et al.Research and practice of closure techniques for long span hybrid girder cable-stayed bridge[J].Bridge Construction，2011,41(4):83-87.

[21]田衛(wèi)東，柳俊峰.合肥南淝河大橋主橋合龍施工技術(shù)[J].橋梁建設(shè)，2012, 42(S1):126-130. TIAN Weidong，LIU Junfeng.Construction techniques for closure of main bridge of south feihe river bridge in Hefei[J] .Bridge Construction，2012, 42(S1):126-130.

OptimizationSchemeofCable-StayedBridgeClosureConstructionandItsComparisonAnalysis

YANGKang,CHENYue,LIDuo

(InstituteofHighway,Chang′anUniversity,Xi′an710064,China)

In order to solve the adverse effect of temperature rise of the overall structure in the process of closure, a double-tower and three-span prestressed concrete cable-stayed bridge with 380 m main span is taken as an example to analyze the effect in the construction stage and the completion stage of two central span closure construction schemes. According to the actual situation, the optimal construction program is achieved through the method of floating first and closing later, which provides some reference for the construction of the prestressed concrete cable-stayed bridge with cantilever casting.

cable-stayed bridge; closure; construction scheme

U448.275

：A

：1672-0032(2017)03-0062-05

(責(zé)任編輯：郎偉鋒)

2017-03-13

楊康(1989—)，男，河南南陽人，碩士研究生，主要研究方向?yàn)闃蛄航Y(jié)構(gòu)與施工控制，E-mail： 872056607@qq.com.

10.3969/j.issn.1672-0032.2017.03.010