李亞勇，楊培誠(chéng)，周學(xué)勇，陳勝凱，丁艷超

(1. 中建隧道建設(shè)有限公司，重慶 400055； 2. 中國(guó)建筑第五工程局有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410004； 3. 中國(guó)城鄉(xiāng)控股集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430208； 4. 重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074； 5. 重慶華盛檢測(cè)技術(shù)有限公司，重慶 400714)

0 引 言

梁拱組合剛構(gòu)橋是一種由拱圈和剛構(gòu)的剛性連接，并共同承擔(dān)荷載的新型組合體系橋梁。該類橋型同時(shí)具備拱橋跨越能力大和剛構(gòu)橋剛度大的特點(diǎn)，其結(jié)構(gòu)受力更為合理[1-4]。國(guó)內(nèi)學(xué)者通過建立空間計(jì)算模型分析了梁拱組合剛構(gòu)橋的力學(xué)特性，并取得相關(guān)的研究成果。例如，由瑞凱等[5]以北盤江特大橋?yàn)檠芯繉?duì)象，采用有限元軟件建立全橋的結(jié)構(gòu)模型，對(duì)三角區(qū)上弦支架施工過程進(jìn)行受力分析，結(jié)果表明上弦支架與一般現(xiàn)澆支架受力差異較大，施工支架設(shè)計(jì)及施工時(shí)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注；宗昕等[6]分析了北盤江特大橋斜腿-梁體匯合處的設(shè)計(jì)思路，提出了結(jié)構(gòu)力線需過度順暢的原則，并采用空間實(shí)體有限元法進(jìn)行了計(jì)算；王洪超[7]研究了矢跨比、剛度比等參數(shù)對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁拱組合剛構(gòu)橋結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響，并明確了相關(guān)參數(shù)合理的取值范圍；閆小翠等[8]通過建立龍峽谷大橋的有限元模型，分析了上部結(jié)構(gòu)懸臂澆筑施工過程中臨時(shí)扣索和支架的力學(xué)響應(yīng)。

除上述研究外，一些學(xué)者針對(duì)梁拱組合剛構(gòu)橋施工工藝復(fù)雜、結(jié)構(gòu)體系轉(zhuǎn)換多等難點(diǎn)，著重對(duì)該橋梁開展了模型試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)等方面的研究。張科峰[9]針對(duì)連續(xù)梁拱組合剛構(gòu)橋在施工過程中的受力性能開展了實(shí)橋測(cè)試，結(jié)果顯示結(jié)構(gòu)系梁、拱肋和橫梁等構(gòu)件在橋梁施工過程中均處于受壓狀態(tài)，實(shí)測(cè)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果吻合良好；姜軍等[10]對(duì)大跨度連續(xù)剛構(gòu)橋組合橋梁模型進(jìn)行了試驗(yàn)，研究了梁拱墩結(jié)合塊的復(fù)雜受力情況，得出了頂?shù)装?、腹板、拱腳和墩頂混凝土應(yīng)力分布的規(guī)律；代周超等[11]針對(duì)馬蹄河特大橋第一節(jié)段無法采用常規(guī)落地支架進(jìn)行現(xiàn)澆施工的難點(diǎn)，分析了施工過程中所采用“簡(jiǎn)易斜拉橋”施工工藝的關(guān)鍵控制技術(shù)；陳強(qiáng)等[12]利用Midas/Civil軟件建立了夜郎湖大橋的空間分析模型，計(jì)算出了理想結(jié)構(gòu)參數(shù)并指導(dǎo)全橋施工，在施工過程中，監(jiān)測(cè)拱圈線形及應(yīng)力、臨時(shí)索索力和索塔的偏位，并與理論計(jì)算進(jìn)行對(duì)比分析并修正，使得理論計(jì)算與實(shí)際施工狀態(tài)統(tǒng)一。

筆者以重慶市快速路二橫線西段項(xiàng)目禮嘉嘉陵江特大橋?yàn)檠芯繉?duì)象，利用Midas/Fea軟件建立了空間有限元模型，通過對(duì)4種工況在有無支撐體系時(shí)的下弦拱梁力學(xué)狀態(tài)進(jìn)行對(duì)比分析；基于施工過程中的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，得到了下弦拱梁力學(xué)狀態(tài)施工變化規(guī)律和支撐體系主動(dòng)頂升作用狀態(tài)下的拱梁力學(xué)傳遞規(guī)律。

1 工程概況和設(shè)計(jì)要求

1.1 工程概況

禮嘉嘉陵江大橋是重慶快速路二橫線西段項(xiàng)目的控制性工程，主橋全長(zhǎng)785 m，采用5跨連續(xù)布置(140+245+190+130+80)m，最大跨徑245 m(矢跨比為1/7.7)；大橋按雙向8車道設(shè)計(jì)，分左右兩幅設(shè)置，單幅標(biāo)準(zhǔn)段橋?qū)?8 m。該橋?yàn)閲?guó)內(nèi)首座上承式梁拱組合剛構(gòu)橋，采用對(duì)下部結(jié)構(gòu)無推力、自平衡的梁—拱組合受力體系，充分融合了拱橋和梁橋的優(yōu)點(diǎn)，避免了連續(xù)剛構(gòu)橋的開裂下?lián)蠁栴}，如圖1。

圖1 禮嘉大橋橋型布置示意Fig. 1 Schematic diagram of bridge type layout of Lijia Bridge

大橋建設(shè)過程中需經(jīng)歷梁橋、懸澆拱橋、矮塔斜拉橋等多次體系轉(zhuǎn)換；梁拱組合三角區(qū)上弦箱梁和下弦拱梁需同步采用斜拉扣掛法，施工過程對(duì)中線形控制精度要求極高，該工藝是行業(yè)內(nèi)首次采用，尚無成功的經(jīng)驗(yàn)可借鑒。

1.2 設(shè)計(jì)要求

根據(jù)《禮嘉嘉陵江大橋工程第1分冊(cè)總體設(shè)計(jì)及橋梁附屬設(shè)施施工圖設(shè)計(jì)說明》，梁拱組合三角區(qū)長(zhǎng)61 m、高度31.5 m，由上弦箱梁與下弦拱梁組合交匯形成(交匯處夾角約14°)，如圖2。

圖2 梁拱組合三角區(qū)尺寸Fig. 2 Dimensions of triangular area of beam andarch combination

三角區(qū)下弦拱梁底緣線按2.2次拋物線規(guī)律變化，其變化方程為y=-0.000 692 4(119-x)2.2+25.5，坐標(biāo)原點(diǎn)為下弦底緣線延伸線與橋墩邊緣的交點(diǎn)；沿橋梁軸線方向共25個(gè)節(jié)段，其中0 #節(jié)段采用墩旁托架與橋墩同時(shí)澆筑，其余梁段采用掛籃懸臂澆筑施工工藝。上弦箱梁沿橋梁軸線方向共25個(gè)節(jié)段，其中0 #節(jié)段長(zhǎng)度12 m(包括墩兩側(cè)各外伸2.5 m)，與橋墩固結(jié)；0 #節(jié)段采用墩旁托架施工工藝與橋墩同時(shí)澆筑，1 #～12 #節(jié)段長(zhǎng)度在4.5～5.0 m范圍，采用掛籃懸臂澆筑施工工藝。

1.3 施工工藝

三角區(qū)上弦箱梁與下弦拱梁均需要采用掛籃懸澆澆筑，掛籃選型為菱形掛籃。下弦拱梁在2 #～12 #節(jié)段設(shè)置錨固于拱梁頂板的臨時(shí)扣索，以改善下弦拱梁受力狀態(tài)；上弦箱梁與下弦拱梁在第13#節(jié)段進(jìn)行交匯。施工過程中，上弦箱梁采用菱形掛籃懸澆施工，下弦拱梁選擇“倒三角”掛籃進(jìn)行懸澆施工，如圖3。

圖3 下弦拱梁倒三角掛籃施工示意Fig. 3 Schematic diagram of construction of inverted triangle hanging basket of lower chord arch beam

2 有限元數(shù)值分析

2.1 有限元模型建立

筆者采用有限元軟件MIDAS-FEA建立禮嘉嘉陵江大橋三維模型，如圖4。模型中采用四面體網(wǎng)格劃分橋墩及梁體，模型邊界條件在墩底固結(jié)，對(duì)稱面采用對(duì)稱邊界約束。

圖4 三維計(jì)算模型Fig. 4 Three-dimensional computing model

2.2 計(jì)算工況

筆者通過建立4種計(jì)算工況，對(duì)有無主動(dòng)支撐體系時(shí)的下箱梁受力狀態(tài)進(jìn)行分析，各計(jì)算工況如表1；掛籃各支點(diǎn)支反力如表2。計(jì)算中需要考慮箱梁、墩柱自重等荷載；墩頂恒載2 832 kN，單只掛籃質(zhì)量880 kN，對(duì)拉預(yù)緊力600 kN(主墩兩側(cè)三角托架采用精軋螺紋鋼進(jìn)行對(duì)拉預(yù)緊)，主動(dòng)支撐體系千斤頂頂升力600 kN。

表1 計(jì)算工況Table 1 Working condition of calculation

表2 掛籃各支點(diǎn)支反力Table 2 Support and reaction force of hanging basket kN

3 無支撐體系時(shí)受力狀態(tài)

3.1 數(shù)值計(jì)算結(jié)果

圖5為無支撐體系時(shí)下弦拱梁主拉應(yīng)力分布。由圖5可知：當(dāng)掛籃處于空載狀態(tài)時(shí)(工況1)，下弦拱梁呈頂板受拉、底板受壓的工作狀態(tài)，墩拱結(jié)合部位最大拉應(yīng)力約為1.18 MPa，小于C60混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；當(dāng)掛籃懸臂澆筑2#節(jié)段混凝土?xí)r(工況2)，墩拱結(jié)合部位最大拉應(yīng)力增大至2.8 MPa，超出C60混凝土設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度(1.96 MPa)的43%，若不采取措施則存在拉裂的風(fēng)險(xiǎn)；腹板部位主拉應(yīng)力達(dá)到5.9 MPa，遠(yuǎn)超C60混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，這是因?yàn)楦拱蹇拷^桿組集中荷載施加部位引起應(yīng)力集中所致，施工預(yù)壓階段應(yīng)密切關(guān)注該部位的受力情況。

圖5 下弦拱梁主拉應(yīng)力分布Fig. 5 Distribution of main tensile stress of lower chord arch beam

圖6為無支撐體系時(shí)下弦拱梁主拉應(yīng)力超過1.96 MPa時(shí)的分布。圖6中：拉應(yīng)力超出C60混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值的區(qū)域主要集中于腹板中下部和墩拱結(jié)合部位的端部。工況2較工況1拉裂區(qū)域范圍有大幅擴(kuò)大，施工中應(yīng)密切關(guān)注超出部位的應(yīng)力、應(yīng)變情況。

圖6 下弦拱梁主拉應(yīng)力超過1.96 MPa分布Fig. 6 Distribution of main tensile stress of lower chord arch beam exceeding 1.96 MPa

下弦拱梁2 #～11 #節(jié)段均需要在頂板錨固設(shè)置臨時(shí)扣索，若掛籃錨桿組錨固于拱梁頂板，錨桿組向下的錨固力與臨時(shí)扣索向上的預(yù)拉力將會(huì)引起腹板部位出現(xiàn)較為嚴(yán)重的應(yīng)力集中，導(dǎo)致腹板開裂。為避免上述不利影響，后續(xù)施工過程中應(yīng)將倒三角掛籃錨桿組錨固點(diǎn)調(diào)整至下弦拱梁頂板的位置。

3.2 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)控量測(cè)結(jié)果

下弦拱梁受力體系復(fù)雜且敏感，為監(jiān)測(cè)大橋應(yīng)力、應(yīng)變的變化規(guī)律，筆者在下弦拱梁典型斷面上布設(shè)了監(jiān)測(cè)元件，如圖7。施工中定期收集應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)，以掌握應(yīng)力變化規(guī)律。

圖7 下弦拱梁應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置示意Fig. 7 Layout of stress monitoring points of lower chord arch beam

圖8為墩拱結(jié)合斷面頂板拉應(yīng)力、底板壓應(yīng)力(以正值表示)隨施工過程變化的情況。由圖8可知：1#節(jié)段荷載均由三角托架承擔(dān)，箱梁頂、底板應(yīng)力均接近0；托架拆除后頂板拉應(yīng)力和底板壓應(yīng)力分別增大至0.45、0.22 MPa；掛籃安裝完成后，頂板拉應(yīng)力和底板壓應(yīng)力增大至0.81、0.68 MPa。監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)表明：下弦拱梁受力情況與施工狀態(tài)密切相關(guān)；當(dāng)托架拆除、掛籃安裝階段時(shí)，弦拱梁頂和底板應(yīng)力均有較大增長(zhǎng)。

圖8 頂?shù)装鍛?yīng)力變化曲線Fig. 8 Stress variation curve of roof and floor

圖9是計(jì)算結(jié)果和監(jiān)控量測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比。由圖9可知：數(shù)值計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)基本一致，驗(yàn)證了所建立模型的準(zhǔn)確性。根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果和監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可推斷：拆除托架導(dǎo)致與原設(shè)計(jì)工況有較大區(qū)別，會(huì)引起箱梁頂板較大的拉應(yīng)力。施工過程中需要采取主動(dòng)牽引或主動(dòng)頂升等措施來抵消因拆除托架所引起的應(yīng)力增量，增大拱梁頂板拉應(yīng)力儲(chǔ)備，避免拱梁頂板開裂。

圖9 數(shù)值結(jié)果與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比分析Fig. 9 Comparative analysis of numerical results and monitoring data

4 施加主動(dòng)支撐體系時(shí)受力狀態(tài)

4.1 主動(dòng)支撐體系設(shè)置

為限制拱梁最大主拉應(yīng)力在C60混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值范圍內(nèi)，避免箱梁表面出現(xiàn)拉裂，施工過程中擬采用兩種主動(dòng)支撐方案：① 在拱梁頂板設(shè)置臨時(shí)扣索進(jìn)行主動(dòng)牽引；② 在既有三角托架上搭設(shè)支撐體系主動(dòng)頂推。

4.1.1 頂板施加臨時(shí)扣索

圖10為頂板臨時(shí)扣索主動(dòng)牽引方案。該方案需在已澆筑1#節(jié)段頂板和墩柱部位設(shè)置臨時(shí)扣索錨固點(diǎn)，通過張拉臨時(shí)扣索對(duì)拱梁產(chǎn)生向上的主動(dòng)牽引，用于抵消拱梁根部拉應(yīng)力，改善拱梁根部受力狀態(tài)。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)條件，橋梁主墩和拱梁頂板并未預(yù)埋張拉鐵件和預(yù)留孔洞；此外，由于掛籃錨桿組設(shè)置于拱梁底板，這會(huì)導(dǎo)致拱梁腹板拉應(yīng)力過于集中，因而施工過程中采取該方案實(shí)施難度較大。

圖10 臨時(shí)扣索主動(dòng)牽引示意Fig. 10 Schematic diagram of temporary cable active traction

4.1.2 三角托架上搭設(shè)支撐體系主動(dòng)頂推

該方案是在已澆筑段1 #節(jié)段向2 #節(jié)段方向的下緣附近，通過在既有三角托架上搭設(shè)鋼管支撐架，支撐體系與三角托架支架連接部位采用千斤頂主動(dòng)頂升，對(duì)1 #節(jié)段施加向上荷載，解決下弦拱梁端部拉應(yīng)力過大的情況，2 #節(jié)段在施工完成后拆除主動(dòng)頂升系統(tǒng)。

圖11為下弦拱梁主動(dòng)支撐體系示意。施工過程為：在下弦梁0 #節(jié)段的三角托架上安裝三拼I56b工字鋼→Φ(400×10)mm鋼管支柱搭設(shè)→鋼管底部千斤頂及限位裝置安裝→Φ(400×10)mm鋼管支柱頂部安裝雙拼H500×300型鋼→鋼管支撐上部梁底接觸點(diǎn)布設(shè)楔形塊→Φ(400×10)mm鋼管支柱斜撐連接系I25工字鋼安裝→Φ(400×10)mm鋼管支柱斜撐[25雙拼槽鋼安裝→下弦梁1#節(jié)段鋼管輔助支撐架驗(yàn)收→鋼管輔助支撐架加載主頂力。

圖11 下弦梁鋼立柱支撐Fig. 11 Steel column support of lower chord beam

支撐體系完工后在豎向鋼管和橫向工字鋼分配梁之間采用千斤頂進(jìn)行主動(dòng)頂升，每根鋼管柱下方設(shè)置2個(gè)千斤頂，每臺(tái)千斤頂主動(dòng)定推力為600 kN。施工步驟為：安裝主動(dòng)支撐體系(工況1)→施加千斤頂主動(dòng)頂升力(工況3)→掛籃預(yù)壓消除彈性變形(預(yù)壓荷載取為2 #節(jié)段施工荷載的110%，對(duì)應(yīng)工況4)→掛籃懸臂澆筑施工。

4.2 支撐體系主動(dòng)頂升數(shù)值計(jì)算

圖12為支撐體系施工主動(dòng)頂升力后下弦拱梁應(yīng)力分布。由圖12可看出：施加主動(dòng)頂升力后下弦拱梁根部拉應(yīng)力降低至0.26 MPa，有較大程度降低在施工2 #節(jié)段時(shí)，根部和腹板部位拉應(yīng)力有較大程度增長(zhǎng)，其中根部最大主拉應(yīng)力增大至2.15 MPa。

圖12 施加主動(dòng)支撐應(yīng)力計(jì)算結(jié)果Fig. 12 Calculation results of applying active support stress

由圖12與圖6對(duì)比可看出：施加主動(dòng)力后1#節(jié)段塑性區(qū)較無主動(dòng)力工況有較大程度減小，支撐體系施加主動(dòng)頂升力對(duì)橋梁受力體系有較大程度改善。

4.3 支撐體系主動(dòng)頂升監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析

4.3.1 監(jiān)測(cè)系統(tǒng)布設(shè)

在原有監(jiān)測(cè)體系基礎(chǔ)上，在拱梁腹板部位表貼應(yīng)變片監(jiān)測(cè)混凝土拉應(yīng)力，在鋼管支持體系鋼管表面布設(shè)表貼式智能鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)變計(jì)監(jiān)測(cè)支撐系統(tǒng)應(yīng)力(在支撐系統(tǒng)中每根Φ(400×10)mm鋼管底部、選取兩根托架縱梁前端的腹板處設(shè)置測(cè)點(diǎn))，利用萊卡TS09全站儀監(jiān)測(cè)三角托架豎向位移變化。具體測(cè)點(diǎn)布置如圖13，所采用監(jiān)測(cè)元件如表3。

圖13 監(jiān)測(cè)點(diǎn)位布置Fig. 13 Layout of monitoring points

表3 監(jiān)測(cè)儀器情況Table 3 Monitoring instrument condition

4.3.2 主動(dòng)頂升后下弦拱梁監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析

表4和圖14反應(yīng)了監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)及其變化規(guī)律。

表4 墩拱結(jié)合部位頂板軸向拉應(yīng)力Table 4 Axial tensile stress of roof at pier and arch joint MPa

圖14 墩拱結(jié)合部位頂板軸向拉應(yīng)力變化Fig. 14 Variation of axial tensile stress of roof at pier andarch joint

由圖14可看出：在千斤頂主動(dòng)頂升后拱梁軸向拉應(yīng)力由0.87 MPa降低至0.36 MPa，支撐體系頂升較大程度降低了拉應(yīng)力數(shù)值。隨著掛籃堆載預(yù)壓，拱梁根部軸向拉應(yīng)力呈線型增長(zhǎng)態(tài)勢(shì)，最大拉應(yīng)力增大至0.96 MPa，應(yīng)力增長(zhǎng)率為166.6%。

腹板采用表貼式應(yīng)變片進(jìn)行應(yīng)力監(jiān)測(cè)，因應(yīng)變片有效監(jiān)測(cè)周期較短，筆者僅對(duì)掛籃堆載預(yù)壓階段應(yīng)力變化進(jìn)行監(jiān)測(cè)，如表5和圖15。

表5 拱梁端部腹板主拉應(yīng)力Table 5 Main tensile stress of web at end of arch beam MPa

圖15 拱梁端部腹板主拉應(yīng)力變化Fig. 15 Variation of main tensile stress of web at end of arch beam

由圖15可看出：腹板應(yīng)力變化與掛籃堆載預(yù)壓呈線性相關(guān)，掛籃預(yù)壓完成后腹板拉應(yīng)力增大至2.72 MPa，應(yīng)力增長(zhǎng)率為353.3%。

表6、表7分別為支撐體系頂升和掛籃堆載預(yù)壓階段支撐體系鋼管應(yīng)力與托架位移監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)；圖16為支撐體系應(yīng)力與位移隨施工過程變化曲線。由圖16可看出：千斤頂主動(dòng)頂升階段支撐體系(鋼管、托架)應(yīng)力與位移均隨著頂升呈線性變化規(guī)律；頂升完成后鋼管軸向應(yīng)力約為98 MPa，托架剪應(yīng)力約為89 MPa，托架最大沉降量約6 mm。

表6 支撐體系鋼管應(yīng)力Table 6 Steel tube stress of support system MPa

表7 支撐體系三角托架位移Table 7 Displacement of triangular bracket of support system m

圖16 支撐體系應(yīng)力與位移隨施工過程變化曲線Fig. 16 Variation curve of stress and displacement of the supportsystem changing with construction process

掛籃堆載預(yù)壓階段，支撐體系應(yīng)力與位移變化均不顯著，預(yù)壓完成后鋼管應(yīng)力增長(zhǎng)量約6 MPa(增長(zhǎng)率6.1%)，托架剪應(yīng)力增長(zhǎng)量約4 MPa(增長(zhǎng)率4.5%)，托架位移增長(zhǎng)量約1 mm(增長(zhǎng)率16.7%)，遠(yuǎn)小于掛籃堆載預(yù)壓階段拱梁應(yīng)力增長(zhǎng)率。由此可知：因下弦拱梁剛度要顯著大于支撐體系，掛籃堆載預(yù)壓階段荷載主要由下弦拱梁自身承擔(dān)，支撐體系應(yīng)力及變形增長(zhǎng)量較小。

5 結(jié) 論

1)在不采取支撐體系情況下，墩拱結(jié)合墩拱結(jié)合部位最大主拉應(yīng)力達(dá)2.8 MPa，超出C60混凝土設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度(1.96 MPa)的43%；需在1 #節(jié)段施加向上的主動(dòng)力減小拱梁頂板拉應(yīng)力，避免2 #節(jié)段施工時(shí)導(dǎo)致墩拱結(jié)合部位混凝土拉裂。

2)下弦拱梁2 #～11 #節(jié)段均需在頂板設(shè)置臨時(shí)扣索錨固點(diǎn)，為避免掛籃錨桿組底板錨固力與臨時(shí)扣索頂板主動(dòng)牽引力兩個(gè)作用力相反的荷載引起腹板拉應(yīng)力過大，在后續(xù)施工過程應(yīng)倒三角掛籃錨桿組錨固點(diǎn)設(shè)置于下弦拱梁頂板部位。

3)支撐體系主動(dòng)頂升后，下弦拱梁根部拉應(yīng)力由1.18 MPa降低至0.26 MPa，施加主動(dòng)力后拱梁拉裂區(qū)域較無支撐體系有較大程度減小，支撐體系施加主動(dòng)頂升力對(duì)橋梁受力體系有較大程度改善。

4)主動(dòng)頂升階段支撐體系(鋼管、托架)應(yīng)力與位移均隨著頂升呈線性變化規(guī)律；頂升完成后鋼管軸向應(yīng)力約為98 MPa，托架剪應(yīng)力約為89 MPa，托架最大沉降量約6 mm。掛籃堆載預(yù)壓階段，應(yīng)力及位移無明顯增長(zhǎng)，增長(zhǎng)率遠(yuǎn)小于拱梁應(yīng)力。因下弦拱梁剛度要顯著大于支撐體系，掛籃堆載預(yù)壓階段荷載主要由下弦拱梁自身承擔(dān)。

5)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)表明：采用支撐體系主動(dòng)頂升后墩拱結(jié)合部位軸向拉應(yīng)力小于理論計(jì)算值；現(xiàn)場(chǎng)無裂縫產(chǎn)生；支撐系統(tǒng)強(qiáng)度、剛度滿足規(guī)范要求；采用支撐體系主動(dòng)頂推方式有效解決墩拱結(jié)合部位主拉應(yīng)力過大的問題。