梁家熙 彭世杰 劉 陽

（珠海交通集團有限公司，廣東 珠海 519000）

自錨式懸索橋多采用“先梁后纜，再張拉吊索”的施工工序，通過張拉吊索逐漸將主梁自重轉換到主纜上，實現(xiàn)全橋的體系轉換，在吊索張拉過程中主纜幾何非線性突出，吊索索力相互影響，過程控制難度大[1]。體系轉系既是自錨式懸索橋的施工難點，又是施工監(jiān)控的關鍵工作。該文以一座主跨150m的雙塔自錨式懸索橋為背景，對該工程中所做的體系轉換施工監(jiān)控實踐研究工作進行總結。

1 工程概況

該文所研究的雙塔自錨式懸索橋全長294m，跨徑組成為（32+40+150+40+32）m，矢跨比為1/5.3，全橋共設2根平行鋼絲主纜，主跨側設28對鍍鋅高強鋼絲吊索，主跨采用鋼-混疊合梁，邊跨及次邊跨采用預應力混凝土連續(xù)箱梁，主塔及邊墩上設約束橫向位移的支座及縱向阻尼器，橋型立面布置如圖1所示。

圖1 橋型立面布置圖（單位：m）

大橋總體采用“先塔梁同步施工、再掛設主纜、最后張拉吊索（體系轉換）”的施工工序，在吊索張拉完成后大橋完成體系轉換。該文針對在大橋體系轉換過程中的主纜掛設控制、索夾定位及安裝復核、吊索張拉及索鞍頂推、二輪調索等施工監(jiān)控要點進行總結。

2 有限元仿真分析計算

該文先基于無應力狀態(tài)法[2]，根據設計基礎參數(shù)和實測數(shù)據，采用有限元軟件MIDAS CIVIL建立仿真計算的成橋狀態(tài)模型，其中主梁、橋塔均采用空間梁單元模擬，主纜、吊索采用索單元模擬，邊墩及次邊墩實際支承條件采用一般支承模擬，計算模型如圖2所示；再通過倒裝分析法確定空纜線形；最后以空纜狀態(tài)作為初始狀態(tài)，通過正裝分析法對大橋體系轉換過程進行仿真分析，確定體系轉換過程中的關鍵理論參數(shù)。

圖2 全橋有限元分析模型

3 主纜掛設控制

通過有限元分析可計算出主纜中心索股的無應力長度，再根據錨端及主索鞍處主纜的空間位置分布對各索股的無應力長度進行精細化計算，確定主纜各索股的下料長度[3]。

當主纜掛設時，以底緣的索股作為基準索股，考慮現(xiàn)場實際溫度與設計基準溫度偏差對主纜垂度的影響[4]，以主、邊跨的跨中垂點為控制測點進行主纜掛設控制。在基準索股架設完成后，分別在主、邊跨的跨中垂點處布設自動化溫度傳感器（圖3），并采用測量機器人，以每小時1次的監(jiān)測頻率同時測量基準索股垂點高程及溫度變化；分析連續(xù)72h監(jiān)測數(shù)據，在確定中、邊跨垂點高程與溫度的實際相關性后，對基準索股的垂點定位進行再次調整。采用與相鄰索股“若即若離”的原則，完成其余一般索股的掛設。在緊纜后，測量復核主纜中跨垂點高程，實測高程與理論高程偏差僅為3mm。

圖3 自動化溫度傳感器布置圖（單位：m）

4 索夾定位及安裝復核

主纜的大位移效應導致索夾安裝前須先在空纜狀態(tài)下在主纜上放樣標記全部索夾的安裝位置，方便準確安裝索夾。該文先計算出索夾從空纜狀態(tài)到成橋狀態(tài)的累計縱向、橫向位移，再將索夾的成橋狀態(tài)坐標與累計位移相減得到設計基準溫度下的空纜索夾定位坐標；在實際索夾位中還需要現(xiàn)場實際溫度與設計基準溫度間的差異來對索夾定位坐標進行溫度修正。現(xiàn)場實際索夾定位坐標如公式（1）所示。

式中：x0、y0為空纜狀態(tài)下索夾縱向、橫向定位坐標；xc、yc為成橋狀態(tài)下索夾縱向、橫向位置坐標；?x、?y為空纜狀態(tài)到成橋狀態(tài)的累計縱向、橫向位移；T實際、T設計分為現(xiàn)場實際溫度和設計基準溫度；?x溫、?y溫為每升溫1℃空纜狀態(tài)下索夾的位移變化。

在索夾全部安裝后須再次測量復核索夾實際安裝位置，糾正放樣、安裝的偏差。索夾安裝后的理論位置可通過計算空纜狀態(tài)到索夾安裝后的位置變化和溫度偏差修正來得到。經過復核和糾偏，背景橋索夾安裝后的縱向實際坐標與理論坐標偏差為-11mm～12mm，橫向實際坐標與理論坐標偏差為-2mm～2mm，位置偏差滿足設計文件的相關要求。

5 吊索張拉及索鞍頂推

5.1 吊桿張拉及控制原則

吊索張拉是自錨式懸索橋體系轉換中最關鍵的施工步驟，通過分批張拉吊索，將主跨主梁質量通過吊索傳遞至主纜，再經由主纜傳遞至索塔及邊跨主梁。根據結構受力和施工特點，吊索張拉及控制應遵循以下原則：1）應確保整個過程中吊索的強度安全系數(shù)滿足《公路懸索橋設計規(guī)范》（JTG/T D65—05—2015）[5]中的相關要求。2）在吊索張拉過程中，塔頂索鞍處于鎖定狀態(tài)，為平衡索鞍兩側主纜水平力，索塔塔身彎矩逐漸增大，須在適當?shù)臅r機進行索鞍頂推，釋放塔身彎矩或預存一定的反向彎矩來避免塔身開裂[6]。3）隨著吊索張拉，主纜在索鞍處產生的豎向力將逐漸增大，索鞍與底板間的摩阻力也逐漸增大，索鞍頂推宜盡早進行。4）應確保主梁在整個過程中的受力安全。5）張拉方案宜依序連續(xù)作業(yè)，盡量減少設備投入量和設備搬移次數(shù)。6）吊索控制“以無應力長度控制為主、以索力控制為輔”。

5.2 吊索張拉方案

根據前述吊索張拉及控制原則，結合現(xiàn)場施工條件，采用4套200t張拉設備，按D14吊索至D1吊索的順序進行逐對吊索掛設和張拉，具體張拉方案見表1。

表1 吊索張拉及索鞍頂推控制表

5.3 索塔塔身受力分析

根據表1的張拉方案，以索塔的塔根以及塔梁交界處較為薄弱的截面作為控制截面進行受力分析，分析結果如圖4所示。分析結果表明，吊索張拉過程中，索塔控制截面的最大拉應力為1.82MPa，最大壓應力為6.13MPa，未超過塔身C50混凝土的抗壓強度設計值和抗拉強度設計值；在吊索張拉完成后，索塔控制截面未出現(xiàn)拉應力，塔身受力狀態(tài)合理。

圖4 吊索張拉過程中索塔控制截面最大、最小應力圖

5.4 吊索索力分析

由表1的張拉方案可知，每根吊索均以錨頭拔出量控制為主，一次將吊索張拉到位。經有限元計算分析，隨著吊索逐對張拉，臨時支墩所承受的中跨主梁自重逐步向主纜轉移，當完成D7吊索張拉后，中跨主梁開始逐漸脫架；但在主梁逐漸脫架的過程中，由于分擔主梁自重的吊索數(shù)量少于體系轉換完成后的吊索數(shù)量，部分吊索的索力值較大，甚至可能超過其設計承載能力限值，因此需要計算吊索張拉過程中各吊索的最大索力，確保其強度安全系數(shù)滿足設計要求。吊索張拉過程中各吊索的最大索力值和強度安全系數(shù)如圖5所示，D1～D14吊索的最大索力為1819kN，D1～D14吊索的最小強度安全系數(shù)為2.0，滿足《公路懸索橋設計規(guī)范》中施工過程強度安全系數(shù)不小于1.21的要求。

圖5 吊索張拉過程中各吊索最大索力值

6 二輪調索

受到上下錨點位置偏差、吊索張拉偏差等影響，第一輪吊索張拉后的橋梁實際狀態(tài)與理論狀態(tài)存在一定偏差，需要通過二輪調索使橋梁的實際狀態(tài)盡量逼近理論狀態(tài)。根據實際施工情況，背景橋的二輪調索步驟如下：1）在第一輪張拉后，先對主梁線形、主纜線形以及吊索索力等重要控制指標進行通測復核，找出偏差并分析偏差形成的原因。2）通過有限元分析確定每根吊索索力間以及每根吊索索力與主梁線形間的影響矩陣。3）以主梁線形平順、吊索索力合理為控制目標，利用影響矩陣法[7]，通過調整最少數(shù)量的吊索來完成橋梁狀態(tài)調整。4）在調索完成后，對主梁線形、主纜線形以及吊索索力等進行再次通測復核，若偏差滿足設計要求，則二輪調索完成，若偏差未能滿足要求則重復2）～4）直至滿足要求。

經二輪調索后，背景橋中跨主梁線形平順，實測線形與理論線形偏差為-4mm～11mm；長吊索D1～D9的實測索力與理論索力偏差為-9.4%～9.9%；左、右幅主纜中跨跨中垂點高程偏差分別為-18mm、-19mm，滿足設計文件中垂點高程偏差不大于±20mm的要求。二輪調索達到預期目標。

7 結語

該文基于無應力狀態(tài)法來建立背景橋的有限元成橋模型，通過倒拆分析法確定空纜狀態(tài)，再以空纜狀態(tài)為初始狀態(tài)通過正裝分析法對大橋體系轉換過程進行仿真分析。該文通過自動化溫度傳感器及測量機器人經72小時連續(xù)監(jiān)測后確定了基準索股垂點高程和溫度變化的實際相關性，緊纜后的中跨垂點實測高程與理論高程偏差僅為3mm。該文介紹了考慮溫度修正的索夾放樣坐標及安裝后坐標的計算方法，經復核、糾偏后，索夾安裝位置偏差滿足設計要求。該文介紹了吊索張拉及控制原則，并根據該原則制定了吊索張拉方案；針對該方案對吊索張拉過程中的塔身受力和吊索索力進行計算分析，在體系轉換過程中塔身控制截面最大拉、壓應力未超過其設計值，在體系轉換后塔身控制截面未出現(xiàn)拉應力，吊索索力的施工過程強度安全系數(shù)滿足規(guī)范的相關要求。該文根據背景橋施工情況進行了二輪調索。在體系轉換完成后，主梁線形平順，吊索索力偏差小于10%，主纜中跨跨中垂點高程偏差滿足設計文件要求，二輪調索達到預期目標。