彭華，曾文西

（湘西土家族苗族自治州公路管理局，湖南吉首 416000）

斜拉橋懸澆段超大跨合龍施工監(jiān)控研究?

彭華，曾文西

（湘西土家族苗族自治州公路管理局，湖南吉首 416000）

砼懸澆施工方案的合龍段一般為1～2m，目前尚無對大跨合龍段施工方案的介紹與研究。為了驗證大跨合龍段施工方案的可行性與安全性，文中以國內某砼斜拉橋5.5m合龍段為工程背景，分析該合龍方案下主梁位移、應力和索力變化，結合現場實測數據論證該合龍方案的可行性。結果表明該項目懸臂端因需200t水箱配重而使合龍階段主梁發(fā)生較大位移，該階段的立模指令數據尤為重要；與設計方案的1.5m合龍段方案相比，邊跨合龍之后尾索索力相對較低；主梁應力控制截面為3/4懸臂下緣，即輔助墩頂截面位移。

橋梁；合龍段；懸臂澆筑；施工監(jiān)控；位移；應力

砼斜拉橋通常采用懸臂法施工。該方法以主塔為中心，將主梁與斜拉索對稱逐段懸臂施工，施工過程中結構狀態(tài)不斷變化，在邊跨或中跨合龍后通常還存在體系轉換問題。大跨度預應力砼斜拉橋的施工控制效果直接影響成橋運營期的力學性能，邊跨的合龍施工控制關系到斜拉橋結構體系轉換，對成橋線形與成橋內力有重要影響。

通常情況下，全橋上下游標高測量和索力測量是斜拉橋合龍階段施工控制的主要方法和手段。在合龍控制方法方面，主要采用卡爾曼濾波法、最小二乘誤差控制法、無應力狀態(tài)法等實用分析方法。秦順全院士首先提出了無應力索長和無應力狀態(tài)分析方法，并應用于施工控制技術，解決了之前所面臨的多種施工控制難題。然而對大跨度預應力砼斜拉橋施工過程中的一些因素對施工控制精度的影響仍然未得到解決。懸臂施工橋梁的合龍段長度一般為1 ～2m。砼斜拉橋合龍段跨度的增加使施工控制面臨新的挑戰(zhàn)。該文以某主跨為420m的雙塔砼斜拉橋為工程背景，分析邊跨兩種合龍方案下的力學行為與施工控制要點，結合邊跨大節(jié)段合龍段的施工監(jiān)控數據驗證大節(jié)段合龍方案的可行性。

1　工程背景

某砼斜拉橋上部結構跨徑組合為（210+420+ 210）m，橋面寬30m，梁段劃分為邊跨33對、中跨34對懸澆塊件和3個合龍段、2個邊跨現澆段，共140個塊件。邊跨合龍段結構如圖1所示。主梁邊跨GBA33～GBA34梁段為邊跨合龍段，是主梁施工難度最大的關鍵部位，其施工過程中涉及的技術要求、控制措施、施工方案及步驟等直接影響全橋的安全、質量和外觀。

圖1　某大橋邊跨合龍段的構造（單位：cm）

根據該橋的基本情況，擬定兩種邊跨合龍方案：實施方案為1#～32#梁段對稱澆筑，33#與34#梁段為合龍段（長度5.5m）；比選方案為1#～33#梁段對稱澆筑，34#梁段為合龍段（長度1.5m）。施工流程如圖2所示。

由圖2可知：兩種方案的最大區(qū)別在于合龍段的長度，實施方案采用的是5.5m合龍段，對比方案采用的是1.5m合龍段。實施方案是將最后一個懸臂段與邊跨合龍段合為一體同時施工，而對比方案是將二者拆開分別施工。

對比方案是常用的橋梁合龍方案，但鑒于該橋的特殊性，無法采用對比方案進行合龍。因此，需對實施方案進行驗算與論證。

圖2　兩種邊跨合龍方案的施工流程

2　超大跨合龍方案分析

2.1有限元模型

采用MIDAS/Civil2010軟件建立全橋有限元模型（如圖3所示），全橋劃分為3335個節(jié)點、3261個單元、125個施工階段。主梁、索塔與橋墩為梁單元，斜拉索為桁架單元。合龍階段的荷載采用集中力加載，荷載數值如表1所示。

圖3　某大橋有限元模型

表1　邊跨合龍段荷載數值　kN

2.2數據分析

2.2.1合龍段位移分析

根據有限元數值模擬結果，懸澆段從0#塊至成橋運營3年后的累積位移如圖4所示。

圖4　考慮施工階段的全橋主梁竣工3年后位移

由圖4可知：原始方案中，即對稱澆筑33#主梁后合龍邊跨（合龍段1.5m），最大懸臂位置（BA33）的位移達到-30.3cm。采用大跨度合龍方案，即將33#與合龍段同時澆筑，懸臂端部位移僅為-17.8cm。

以BA32梁段為研究對象分析合龍施工階段最大懸臂端的位移情況，邊跨合龍7個步驟下該主梁前端的位移時程如圖5所示。

斜拉橋施工控制以梁底標高為主，主要表現為相鄰梁段高差和標高誤差。對于懸臂澆筑的砼斜拉橋，相鄰梁段高差控制在于掛籃定位與變形控制，而標高誤差在施工過程中不斷變化，且整體可調。對于該橋大跨度合龍，合龍口的標高控制直接影響全橋成橋線形與內力。結合現場實測數據，邊跨合龍階段7個荷載步下D1測點的變形如圖6所示。

由圖6可知：監(jiān)測數據與理論分析數據較為吻合，證明了數據分析結果的正確性與可靠性，同時從位移角度驗證了該方案的可行性。

圖5　邊跨合龍階段主梁與索塔位移時程

圖6　邊跨合龍階段BA32#主梁位移

在第2個荷載步，即邊中跨同時配重200t水箱，主梁住移由-8.7cm下降至-23.1cm，主梁變形值達到14.4cm，而索塔基于無變形。該階段的變形主要由對稱配重荷載產生。在第3個荷載步，即邊跨掛籃改為合成吊架，主梁相對變形為上撓15 cm，索塔向河心偏移7.2cm。該階段的變形主要由于邊跨現澆段分配掛籃一部分重量，導致懸臂端配重相對減小，索塔向河心偏移，而索塔與主梁幾何長度比值為1∶2，即主梁上撓值為索塔偏位值的2倍。在勁性骨架鎖定之后，主梁幾乎無變形，而隨著合龍段預應力及斜拉索索力的施加，索塔逐漸向邊跨偏移。

2.2.2合龍段附近的斜拉索索力分析

斜拉橋成橋索力一般采用剛性支承連續(xù)梁法、零彎矩法等與優(yōu)化算法結合計算得到，然后采用結構倒拆法與正裝迭代法或無應力構形控制法計算施工階段索力。斜拉橋合龍階段的索力變化反映梁段的受力情況。該橋成橋索力分布如圖7（a）所示，邊跨合龍階段BA32、BA31拉索索力如圖7（b）所示。

由圖7可以看出：隨著邊跨合龍的進行，BA32 與BA31斜拉索索力均出現小幅波動，兩者變化趨勢相同。在配重階段，BJ32斜拉索索力升高432kN；在張拉預應力與BJ33索力張拉階段，BJ32斜拉索索力降低624kN。需說明的是，盡管在第3個荷載步，即邊跨掛籃改為合龍吊架時主梁和索塔均發(fā)生較大位移（如圖5所示），但該階段的索力并未發(fā)生較大變化。該階段的位移是由于主梁懸臂兩端不平衡配重產生的整體結構面內扭轉所導致，因而索力無較大變化。隨著邊跨預應力及BJ3斜拉索的張拉，索塔向邊跨偏移，導致BJ32與BJ31及其他斜拉索索力降低。此外，合龍方案變更后對索力的影響相對較小。

圖7　成橋索力及邊跨合龍階段BA32與BA31拉索索力

由于索力安全富余較大，可通過索力調整來滿足標高和應力要求。例如：若主梁超重，則增加索力；若施工溫度有誤差，則通過索力調查進行調整。斜拉索BA32與BA31拉索索力變化趨勢如圖8所示。

圖8　邊跨合龍階段BA31與BA32拉索索力變化趨勢

2.2.3砼主梁內力分析

合龍階段的主梁應力直接反映結構的安全儲備情況。根據施工階段仿真數值分析結果，全橋成橋后主梁應力如圖9（a）所示。從中可以看出主梁應力較大的位置為主梁BA26（約為懸臂長度的3/4）下緣，最大應力達15MPa。因此，在合龍階段選取該點作為應力控制點。邊跨合龍階段7個荷載步下BA26主梁應力變化如圖9 （b）所示。

圖9　施工階段主梁應力

由圖9（b）可知：邊跨合龍階段，BA26上下緣應力基本呈對稱分布，主梁最大應力為11.01MPa。BA26梁段位于邊跨懸臂長約3/4的位置，在張拉合龍段預應力前，該梁段下緣壓應力逐步增加，而上緣壓應力逐步減小，表明主梁負彎矩效應逐步增加。合龍段預應力張拉后，該梁段下緣應力減小約0.8 MPa；斜拉索張拉完成后，下緣應力略有增加。

對于主梁和索塔均為砼的斜拉橋，砼應力控制是安全控制的重要內容，應力誤差應控制在2MPa以內。由于砼應力測試較難，通常由應變反映，而應變包含了材料收縮、徐變等，故應力測試結果的精度難以滿足。該橋采用JMZX-215型埋入式應變計，測量精度為1με?？刂茢嗝鍮A26截面上下緣應

力實測數據與理論數據對比如圖10所示。由圖10可看出：邊跨合龍階段BA26主梁應力與理論值的誤差在2MPa之內，施工控制效果較好。該施工方案下，主梁應力控制截面為3/4懸臂下緣，即輔助墩頂截面位移。

3　結論

圖10　邊跨合龍階段主梁BA26應力變化趨勢

龍過程中主梁懸臂端發(fā)生約18cm位移，最大懸臂端的立?？刂朴葹橹匾?/p>

（2）與對比方案的1.5m合龍段相比，按照大跨合龍方案施工完成后的尾索索力相對較低，成橋后需進一步調節(jié)。

（3）主梁應力控制截面為3/4懸臂下緣，即輔助墩頂截面位移。

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（1）該砼斜拉橋的大跨度合龍方案可行，但合

U445.1

A

1671-2668（2016）04-0209-04

?國家重點基礎研究發(fā)展計劃（973計劃）資助項目（2015CB057700）

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