斜拉桥悬浇段超大跨合龙施工监控研究∗

彭华，曾文西

（湘西土家族苗族自治州公路管理局，湖南吉首 416000）

斜拉桥悬浇段超大跨合龙施工监控研究∗

彭华，曾文西

（湘西土家族苗族自治州公路管理局，湖南吉首 416000）

砼悬浇施工方案的合龙段一般为1～2m，目前尚无对大跨合龙段施工方案的介绍与研究。为了验证大跨合龙段施工方案的可行性与安全性，文中以国内某砼斜拉桥5.5m合龙段为工程背景，分析该合龙方案下主梁位移、应力和索力变化，结合现场实测数据论证该合龙方案的可行性。结果表明该项目悬臂端因需200t水箱配重而使合龙阶段主梁发生较大位移，该阶段的立模指令数据尤为重要；与设计方案的1.5m合龙段方案相比，边跨合龙之后尾索索力相对较低；主梁应力控制截面为3/4悬臂下缘，即辅助墩顶截面位移。

桥梁；合龙段；悬臂浇筑；施工监控；位移；应力

砼斜拉桥通常采用悬臂法施工。该方法以主塔为中心，将主梁与斜拉索对称逐段悬臂施工，施工过程中结构状态不断变化，在边跨或中跨合龙后通常还存在体系转换问题。大跨度预应力砼斜拉桥的施工控制效果直接影响成桥运营期的力学性能，边跨的合龙施工控制关系到斜拉桥结构体系转换，对成桥线形与成桥内力有重要影响。

通常情况下，全桥上下游标高测量和索力测量是斜拉桥合龙阶段施工控制的主要方法和手段。在合龙控制方法方面，主要采用卡尔曼滤波法、最小二乘误差控制法、无应力状态法等实用分析方法。秦顺全院士首先提出了无应力索长和无应力状态分析方法，并应用于施工控制技术，解决了之前所面临的多种施工控制难题。然而对大跨度预应力砼斜拉桥施工过程中的一些因素对施工控制精度的影响仍然未得到解决。悬臂施工桥梁的合龙段长度一般为1 ～2m。砼斜拉桥合龙段跨度的增加使施工控制面临新的挑战。该文以某主跨为420m的双塔砼斜拉桥为工程背景，分析边跨两种合龙方案下的力学行为与施工控制要点，结合边跨大节段合龙段的施工监控数据验证大节段合龙方案的可行性。

1　工程背景

某砼斜拉桥上部结构跨径组合为（210+420+ 210）m，桥面宽30m，梁段划分为边跨33对、中跨34对悬浇块件和3个合龙段、2个边跨现浇段，共140个块件。边跨合龙段结构如图1所示。主梁边跨GBA33～GBA34梁段为边跨合龙段，是主梁施工难度最大的关键部位，其施工过程中涉及的技术要求、控制措施、施工方案及步骤等直接影响全桥的安全、质量和外观。

图1　某大桥边跨合龙段的构造（单位：cm）

根据该桥的基本情况，拟定两种边跨合龙方案：实施方案为1#～32#梁段对称浇筑，33#与34#梁段为合龙段（长度5.5m）；比选方案为1#～33#梁段对称浇筑，34#梁段为合龙段（长度1.5m）。施工流程如图2所示。

由图2可知：两种方案的最大区别在于合龙段的长度，实施方案采用的是5.5m合龙段，对比方案采用的是1.5m合龙段。实施方案是将最后一个悬臂段与边跨合龙段合为一体同时施工，而对比方案是将二者拆开分别施工。

对比方案是常用的桥梁合龙方案，但鉴于该桥的特殊性，无法采用对比方案进行合龙。因此，需对实施方案进行验算与论证。

图2　两种边跨合龙方案的施工流程

2　超大跨合龙方案分析

2.1有限元模型

采用MIDAS/Civil2010软件建立全桥有限元模型（如图3所示），全桥划分为3335个节点、3261个单元、125个施工阶段。主梁、索塔与桥墩为梁单元，斜拉索为桁架单元。合龙阶段的荷载采用集中力加载，荷载数值如表1所示。

图3　某大桥有限元模型

表1　边跨合龙段荷载数值　kN

2.2数据分析

2.2.1合龙段位移分析

根据有限元数值模拟结果，悬浇段从0#块至成桥运营3年后的累积位移如图4所示。

图4　考虑施工阶段的全桥主梁竣工3年后位移

由图4可知：原始方案中，即对称浇筑33#主梁后合龙边跨（合龙段1.5m），最大悬臂位置（BA33）的位移达到-30.3cm。采用大跨度合龙方案，即将33#与合龙段同时浇筑，悬臂端部位移仅为-17.8cm。

以BA32梁段为研究对象分析合龙施工阶段最大悬臂端的位移情况，边跨合龙7个步骤下该主梁前端的位移时程如图5所示。

斜拉桥施工控制以梁底标高为主，主要表现为相邻梁段高差和标高误差。对于悬臂浇筑的砼斜拉桥，相邻梁段高差控制在于挂篮定位与变形控制，而标高误差在施工过程中不断变化，且整体可调。对于该桥大跨度合龙，合龙口的标高控制直接影响全桥成桥线形与内力。结合现场实测数据，边跨合龙阶段7个荷载步下D1测点的变形如图6所示。

由图6可知：监测数据与理论分析数据较为吻合，证明了数据分析结果的正确性与可靠性，同时从位移角度验证了该方案的可行性。

图5　边跨合龙阶段主梁与索塔位移时程

图6　边跨合龙阶段BA32#主梁位移

在第2个荷载步，即边中跨同时配重200t水箱，主梁住移由-8.7cm下降至-23.1cm，主梁变形值达到14.4cm，而索塔基于无变形。该阶段的变形主要由对称配重荷载产生。在第3个荷载步，即边跨挂篮改为合成吊架，主梁相对变形为上挠15 cm，索塔向河心偏移7.2cm。该阶段的变形主要由于边跨现浇段分配挂篮一部分重量，导致悬臂端配重相对减小，索塔向河心偏移，而索塔与主梁几何长度比值为1∶2，即主梁上挠值为索塔偏位值的2倍。在劲性骨架锁定之后，主梁几乎无变形，而随着合龙段预应力及斜拉索索力的施加，索塔逐渐向边跨偏移。

2.2.2合龙段附近的斜拉索索力分析

斜拉桥成桥索力一般采用刚性支承连续梁法、零弯矩法等与优化算法结合计算得到，然后采用结构倒拆法与正装迭代法或无应力构形控制法计算施工阶段索力。斜拉桥合龙阶段的索力变化反映梁段的受力情况。该桥成桥索力分布如图7（a）所示，边跨合龙阶段BA32、BA31拉索索力如图7（b）所示。

由图7可以看出：随着边跨合龙的进行，BA32 与BA31斜拉索索力均出现小幅波动，两者变化趋势相同。在配重阶段，BJ32斜拉索索力升高432kN；在张拉预应力与BJ33索力张拉阶段，BJ32斜拉索索力降低624kN。需说明的是，尽管在第3个荷载步，即边跨挂篮改为合龙吊架时主梁和索塔均发生较大位移（如图5所示），但该阶段的索力并未发生较大变化。该阶段的位移是由于主梁悬臂两端不平衡配重产生的整体结构面内扭转所导致，因而索力无较大变化。随着边跨预应力及BJ3斜拉索的张拉，索塔向边跨偏移，导致BJ32与BJ31及其他斜拉索索力降低。此外，合龙方案变更后对索力的影响相对较小。

图7　成桥索力及边跨合龙阶段BA32与BA31拉索索力

由于索力安全富余较大，可通过索力调整来满足标高和应力要求。例如：若主梁超重，则增加索力；若施工温度有误差，则通过索力调查进行调整。斜拉索BA32与BA31拉索索力变化趋势如图8所示。

图8　边跨合龙阶段BA31与BA32拉索索力变化趋势

2.2.3砼主梁内力分析

合龙阶段的主梁应力直接反映结构的安全储备情况。根据施工阶段仿真数值分析结果，全桥成桥后主梁应力如图9（a）所示。从中可以看出主梁应力较大的位置为主梁BA26（约为悬臂长度的3/4）下缘，最大应力达15MPa。因此，在合龙阶段选取该点作为应力控制点。边跨合龙阶段7个荷载步下BA26主梁应力变化如图9 （b）所示。

图9　施工阶段主梁应力

由图9（b）可知：边跨合龙阶段，BA26上下缘应力基本呈对称分布，主梁最大应力为11.01MPa。BA26梁段位于边跨悬臂长约3/4的位置，在张拉合龙段预应力前，该梁段下缘压应力逐步增加，而上缘压应力逐步减小，表明主梁负弯矩效应逐步增加。合龙段预应力张拉后，该梁段下缘应力减小约0.8 MPa；斜拉索张拉完成后，下缘应力略有增加。

对于主梁和索塔均为砼的斜拉桥，砼应力控制是安全控制的重要内容，应力误差应控制在2MPa以内。由于砼应力测试较难，通常由应变反映，而应变包含了材料收缩、徐变等，故应力测试结果的精度难以满足。该桥采用JMZX-215型埋入式应变计，测量精度为1με。控制断面BA26截面上下缘应

力实测数据与理论数据对比如图10所示。由图10可看出：边跨合龙阶段BA26主梁应力与理论值的误差在2MPa之内，施工控制效果较好。该施工方案下，主梁应力控制截面为3/4悬臂下缘，即辅助墩顶截面位移。

3　结论

图10　边跨合龙阶段主梁BA26应力变化趋势

龙过程中主梁悬臂端发生约18cm位移，最大悬臂端的立模控制尤为重要。

（2）与对比方案的1.5m合龙段相比，按照大跨合龙方案施工完成后的尾索索力相对较低，成桥后需进一步调节。

（3）主梁应力控制截面为3/4悬臂下缘，即辅助墩顶截面位移。

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（1）该砼斜拉桥的大跨度合龙方案可行，但合

U445.1

A

1671-2668（2016）04-0209-04

∗国家重点基础研究发展计划（973计划）资助项目（2015CB057700）

2016-01-10