朱立山，才振山，蔣雨骎

(1.湖南路橋建設集團有限責任公司，湖南 長沙 410004; 2.西南交通大學 土木工程學院)

橋梁合龍段的施工，是整座橋梁主體施工的關(guān)鍵階段，同時也是難度最大的階段之一。利用加勁梁吊裝階段和吊裝后階段必然出現(xiàn)的無應力剛接窗口，梁段的剛接與吊裝可以同步完成，可實現(xiàn)加勁梁合龍即剛接完畢的目標。使用該方法進行施工，合龍段安裝前，全橋加勁梁已基本實現(xiàn)剛接，合龍段需要在此基礎上進行剛接安裝，這與傳統(tǒng)的全鉸接法施工的鋼桁架加勁梁懸索橋，在合龍階段的可伸縮有較大的不同。如果在合龍口上、下間距不相等的情況下進行合龍施工，會造成合龍施工困難或無法進行、成橋后加勁梁局部應力偏大及加勁梁線形不平順等問題。當采用配重方案調(diào)整合龍口梁段間的寬度、高差和傾角時，施工工期長、施工難度高、梁段姿態(tài)調(diào)整效率低，同時受外界因素干擾大，不利于把握最佳合龍時機，實現(xiàn)無應力合龍困難較大。因此，為了達到設計成橋狀態(tài)，同時也為降低施工難度、加快施工進度，有必要對使用窗口剛接法施工的鋼桁梁懸索橋合理合龍方案進行討論。合理合龍方案的分析，就是保證合龍梁段安裝時，梁段間寬度、高差和傾角滿足合龍段的無應力安裝要求。

1 基本原理及實現(xiàn)思路

根據(jù)無應力狀態(tài)法思路，大跨度鋼桁架懸索橋施工時，主纜、吊索及梁段的安裝，只要按無應力狀態(tài)實現(xiàn)連接并保證成橋邊界條件與設計一致，結(jié)構(gòu)成橋內(nèi)力理論上與施工過程無關(guān)?；诖嗽瓌t，為了達到設計成橋狀態(tài)，懸索橋合龍段施工時，必須以無應力合龍作為控制目標，避免節(jié)點處存留殘余應力。尤其對于窗口剛接法施工的鋼桁架加勁梁懸索橋，合龍段需要剛接安裝，梁段間寬度、高差和傾角的調(diào)整效率決定了合龍段的無應力安裝質(zhì)量，如果能利用纜載吊機自身提升力實現(xiàn)梁段姿態(tài)的實時動態(tài)調(diào)整，可以為合龍施工提供新方法，設計的實現(xiàn)思路如圖1所示。

纜載吊機起吊合龍段后，通過空中調(diào)整梁段姿態(tài)，使合龍段一端先與已安裝梁段對接，完成無應力剛接，由于合龍段無吊索，一側(cè)剛接后如果沒有吊機提升力作用，梁段會發(fā)生十分明顯的下?lián)?，此時梁段另一端通過吊機抬升，調(diào)整梁段姿態(tài)實現(xiàn)弦桿截面與相鄰梁段弦桿截面相互平行且豎向高差為零，實現(xiàn)鋼桁梁各桿件的無應力連接與永久固結(jié)，最終順利完成鋼桁梁合龍。

圖1 鋼桁梁合龍施工示意圖

此方法利用纜載吊機動態(tài)調(diào)整合龍段姿態(tài)，可以高效地控制梁段間寬度、高差和傾角的變化，擺脫氣候、臨時荷載等外部因素的制約，節(jié)省配重方案所需要的工期、物資、設備、人力等各類成本，提高施工精度。

2 工程應用

2.1 工程概況

杭瑞高速岳陽洞庭湖大橋主橋采用雙塔雙跨鋼桁梁懸索橋，跨徑組成為(460+1 480+491)m。主索中心距為35.4 m，采用平面索布置，全橋設置117對吊索，吊索標準間距16.8 m，跨中吊索間距17.6 m。主梁采用板桁結(jié)合加勁梁方案，主桁高9 m，桁寬35.4 m，為帶豎腹桿華倫式結(jié)構(gòu)，跨徑組成為(1 480+453.6)m。全橋共分115個節(jié)段，其中主跨88個節(jié)段(編號B1～B44，B44′～B1′)，邊跨27個節(jié)段(編號A1～A27)，全橋共3個合龍口，主跨為B17與B17′梁段，邊跨為A8梁段。主橋結(jié)構(gòu)立面布置如圖2所示。

合龍口合理位置的設置與合龍順序的選擇，要考慮到鋼桁梁的制造、運送、存放，以及為了滿足合龍段幾何尺寸和施工所需空間而預偏處理相鄰梁段的難易程度。該橋最終合龍口位置確定為B17、B17′和A8梁段，如圖3所示。合龍前已安裝梁段需要的預偏距離、預偏方向、預偏牽引力以及合龍順序經(jīng)過計算，匯總?cè)绫?所示。由于合龍時要預偏一側(cè)梁段，因此合龍段的剛接一般先選擇未預偏加勁梁的一側(cè)進行。

圖2 全橋總體布置圖(單位：mm)

圖3 合龍段位置示意圖

表1 梁段預偏拉力匯總表

2.2 有限元模型

洞庭湖大橋合龍施工過程有限元計算，采用橋梁結(jié)構(gòu)非線性計算軟件Bnlas進行模擬仿真分析。加勁梁、索塔、主索鞍、散索鞍采用梁單元模擬；主纜用只受拉懸索單元模擬；吊索用只受拉桿單元模擬。邊界條件：主纜錨固點和塔底固結(jié)約束；散索鞍處釋放轉(zhuǎn)動自由度；加勁梁為縱漂體系，梁端釋放縱橋向平動自由度與轉(zhuǎn)動自由度，不同梁段間合理進行鉸接或固結(jié)。

為了分析結(jié)果的準確性，模型將每一個合龍段施工分解為4個荷載工況模擬：工況1模擬合龍段起吊并剛接未預偏一側(cè)；工況2模擬通過纜載吊機或壓重調(diào)整后鉸接下弦桿(或上弦桿)；工況3模擬通過纜載吊機或壓重調(diào)整后鉸接上弦桿(或下弦桿)；工況4模擬合龍段合龍施工完成。纜載吊機提升力采用在梁段作用點加載集中力的方式模擬，同時主纜作用相應反作用力并考慮纜載吊機、吊具自重。

2.3 合龍方案分析

(1)壓重方案(方案1)

采用壓重方案實現(xiàn)懸索橋合龍需要在適當?shù)牧憾芜M行合理數(shù)量的壓重，通常的壓重方案是在合龍口兩側(cè)進行配重，從而使得合龍口兩端的傾角、高差滿足合龍施工要求。因為合龍之前兩側(cè)梁段要拉開1.2 m，以滿足合龍段幾何尺寸和施工空間的要求，所以合龍分析重點關(guān)注梁段間傾角與高差。然而洞庭湖大橋合龍段沒有設置吊索，合龍段一側(cè)若與已安裝梁段剛接后，如果沒有纜載吊機提升力作用，會發(fā)生十分明顯的下?lián)?，導致合龍口兩?cè)傾角、高差不相等，此時合龍口處傾角規(guī)律為：θ1>θ2，如圖4、5所示(θ1為合龍段剛接一側(cè)后處于懸臂狀態(tài)的水平夾角；θ2為預偏側(cè)梁段上弦桿的水平夾角)，無法滿足梁段無應力拼裝要求。

圖4 合龍段拼接過程示意圖

圖5 上弦桿局部放大示意圖

經(jīng)過計算發(fā)現(xiàn)，這種狀態(tài)下的傾角差如果僅靠局部壓重調(diào)整是很困難的。以B17′合龍段為例，在B18′與B17′剛接后，B17′在懸臂狀態(tài)下與B16′的上弦桿傾角差值為Δθ=θ1-θ2=0.241°(合龍口B17′側(cè)水平傾角θ1大于B16′側(cè)水平傾角θ2)，合龍口高差為Δh=13.8 cm(合龍口B17′側(cè)標高小于B16′側(cè)標高)。以傾角為控制目標，需要在B43′～B34′梁段壓重96 kN/m，總計1 612.8 t，才能使合龍口兩側(cè)傾角差值變成0.04°，然而此時合龍口早已頂死(有限元模型中合龍口水平重疊長度已達到22.2 cm)，但豎向高差卻沒有減小，因此可以看出僅靠局部壓重使合龍口兩側(cè)傾角差和豎向高差滿足施工要求是很困難的，即使存在一種壓重方式使得合龍口處的傾角差和豎向高差滿足要求，這種壓重方式也必然是相當復雜的，且易受其他臨時施工荷載、外部氣候條件變化的影響，無法實現(xiàn)合龍梁段高程的動態(tài)調(diào)整，不適宜在施工時采用。

基于上面的分析，可以假設一種比較理想的狀況：合龍段起吊到位后，先不與任何一側(cè)的梁段連接，首先在合龍段兩側(cè)的梁段上進行壓重，通過調(diào)整壓重位置和壓重量大小使合龍段兩側(cè)的梁段傾角差值和豎向高差都滿足合龍施工的要求，之后同時連接兩側(cè)梁段完成合龍的初步連接。

通過計算分析，合龍B17′的配重位置最終確定為B19′、B16′和B13′，合龍A8梁段配重位置為A7和A9，合龍B17梁段配重位置為B18和B16，壓重量均為93.2 kN/m，3處合龍口壓重量總計939.5 t。具體計算分析結(jié)果如表2所示。

表2 壓重后各參數(shù)匯總

注：“豎向高差”指兩側(cè)梁段上弦桿延長線之間的距離。

由表2可得：在合龍梁段未同兩側(cè)梁段連接時進行壓重，可壓重到理想狀態(tài)。但其壓重量仍比較大，且受外界因素影響較多。

(2)纜載吊機提升方案1(先連接上弦桿，方案2)

經(jīng)對方案1討論后可知：僅依靠壓重調(diào)整合龍口參數(shù)進行連接費工費料，所以該橋考慮利用纜載吊機提升梁段的方式進行合龍，利用吊機提升力變化實現(xiàn)合龍施工中各參數(shù)的動態(tài)調(diào)整。具體實現(xiàn)過程如下：梁段提升到位后首先剛接未預偏一側(cè)，如圖3所示，然后通過調(diào)整纜載吊機提升力調(diào)整梁段姿態(tài)，依次鉸接上弦桿、剛接下弦桿、剛接上弦桿，最終完成合龍。若纜載吊機提升力無法滿足上述要求，則配合進行相應的壓重。

纜載吊機吊具與合龍段臨時吊耳的連接方式，如圖4所示，以此分析吊機提升力傳力路徑，并根據(jù)合龍梁段臨時吊耳所允許的荷載最大值，反算出纜載吊機提升力的上限為420 t，同時纜載吊機起重吊具重量按30 t考慮。為了方便后面數(shù)據(jù)處理與分析，以纜載吊機的實際提升力與額定提升力的比值描述梁段吊裝過程中的提升力使用情況，具體比例對應的提升力見表3，其他比例的提升力可根據(jù)該表計算。

經(jīng)過計算分析，得到合龍口處上下弦桿的開口量和上弦桿傾角差值，其結(jié)果如圖6、7所示。

由圖6、7可以看出：上弦桿的傾角差值和豎向高差均與提升力成線性關(guān)系，且擬合較好。把各合龍段的合龍?zhí)嵘R總?cè)绫?所示。

表3 實際提升力對照

圖6 提升力與高差匯總圖(方案2)

圖7 提升力與傾角差匯總圖(方案2)

表4 各合龍段提升力匯總(方案2)

由表4可知：大橋在合龍時不需要進行額外配重，依靠纜載吊機的提升力變化就可以實現(xiàn)各參數(shù)的動態(tài)調(diào)整，完成梁段合龍，且臨時鉸、吊耳等構(gòu)件承載能力均滿足強度要求。

(3)纜載吊機提升方案2(先連接下弦桿，方案3)

方案2基于合龍施工時后剛結(jié)一側(cè)先連接上弦桿的情況，但考慮到在合龍時加勁梁已經(jīng)處于上拱的狀態(tài)，為了更加順利地實現(xiàn)加勁梁的無應力合龍，可考慮先連接合龍口處的下弦桿，再連接上弦桿。具體實現(xiàn)過程如下：梁段提升到位后首先剛接未預偏一側(cè)，然后通過調(diào)整纜載吊機抬升力，依次鉸接另一側(cè)下弦桿、上弦桿、最后永久剛接上、下弦桿完成合龍施工。

該方案提升力方式與表3一致，基于上述思路進行計算分析，合龍口處上、下弦桿的開口量和下弦桿傾角差值如圖8、9所示。

圖8 提升力與高差匯總圖(方案3)

圖9 提升力與傾角差匯總圖(方案3)

由圖8、9可以看出：下弦桿的傾角差值和豎向高差均與提升力成線性關(guān)系，且擬合較好。各合龍段的合龍?zhí)嵘R總?cè)绫?所示。

表5 各合龍段提升力匯總(方案3)

由表5可得：大橋在合龍時不需要進行額外的配重，依靠纜載吊機提升力的變化即可以實現(xiàn)各參數(shù)的動態(tài)調(diào)整，完成梁段合龍，且臨時鉸、吊耳等構(gòu)件承載能力均滿足強度要求。

(4)最終合龍方案選擇

上述分析結(jié)果表明：利用纜載吊機完成合龍段安裝是一種更有效、便捷的施工方式，因此放棄配重方案(方案1)的實施。對于合龍施工過程中加勁梁處于整體上撓的狀態(tài)，從施工便捷性的角度，先連接下弦桿，再調(diào)整吊機抬升力連接上弦桿，顯得更加方便。通過計算分析結(jié)果也可以看出：方案3的纜載吊機提升力明顯小于方案2提升力，從構(gòu)件的受力角度考慮該方案也占優(yōu)。因此，洞庭湖大橋選取方案3作為合龍方案，該方案各施工參數(shù)如表6所示。

表6 洞庭湖大橋合龍段施工方案

注：“T”為纜載吊機提供的額定提升力，見表3。

綜上所述，該套合龍方案無需額外局部配重調(diào)整鋼梁線形，只需通過調(diào)節(jié)纜載吊機的提升力，以傾角和豎向高差作為控制變量，可實現(xiàn)無應力合龍；纜載吊機的提升力未超過限制，且存在較大富余；但調(diào)節(jié)纜載吊機提升力時，變化幅度不宜過大，應保證提升力緩慢平穩(wěn)變化。

2.4 其他影響因素

由于該橋合龍梁段為類似工字梁的開口結(jié)構(gòu)，若不設置臨時封口桿件，合龍梁段的上弦桿會因為提升力的作用發(fā)生比較大的局部變形。因此該橋在每一個合龍梁段的兩側(cè)安裝臨時封口桿件。在方案2、3中，驗算了臨時封口桿件的焊縫強度，符合強度要求。

按照設計文件要求，一對用于梁段吊裝的橋面臨時吊耳最大承受能力為105 t。在方案2、3中，臨時吊耳最大拉力值為73.5 t，還有相當大的安全儲備，因此臨時吊耳受力滿足要求。同樣纜載吊機也有最大提升力限制，嚴禁超限提升，該橋的纜載吊機實際最大提升力為370 t，在方案2、3中，纜載吊機需要提供的最大提升力為294 t，安全儲備較高，因此纜載吊機提升力滿足施工要求。

考慮到該橋的特大跨度，溫度影響是一個不容忽略的因素，根據(jù)現(xiàn)場施工監(jiān)控和理論計算分析，溫度改變1 ℃，會使跨中處加勁梁標高變化約5 cm。但經(jīng)過計算分析，溫度的改變對合龍口左右的傾角差和豎向高差影響不大，合龍施工時只要保證環(huán)境溫度穩(wěn)定即可。

洞庭湖大橋按照確定的方案，經(jīng)過施工實踐，準確地實現(xiàn)了3個合龍段的施工。

3 實施效果

通過實際施工實施可知，在合龍段連接時，利用纜載吊機自身提升力調(diào)整合龍段的姿態(tài)，纜載吊機的提升力為316 t，與理論計算值相差不大，安全可靠；同時合龍口上下弦桿的拼接精度都能控制在1.5 mm以內(nèi)，為合龍段的順利拼接提供了保障；由于取消了合龍口兩側(cè)的配重，不僅節(jié)約了配重所產(chǎn)生的成本投入，而且節(jié)約了施工工期，單個合龍段的吊裝、拼接僅需1 d就可以完成。

4 結(jié)語

岳陽洞庭湖大橋合龍段的實施成果驗證了利用纜載吊機自身提升力實現(xiàn)梁段姿態(tài)的動態(tài)調(diào)整，完成梁段合龍施工是合理可行的。相對于壓重合龍方案，該方案可以實時、高效地控制梁段間寬度、高差和傾角的變化，擺脫氣候、臨時荷載等外部因素的制約，節(jié)省配重方案所需要的工期、物資、設備、人力等各類成本，提高施工精度，與“窗口剛接法”配合使用，具有安全、經(jīng)濟、施工效率高的優(yōu)勢，值得在大跨度鋼桁架加勁梁懸索橋施工中推廣。

洞庭湖大橋的順利精確合龍，驗證了該文方案的合理性、可靠性，合龍后加勁梁線形符合設計要求，為后續(xù)施工打下了良好的基礎。