陶志凱

（華南理工大學，廣東 廣州 510641）

0 引言

懸索橋作為一種跨越能力極強、外觀線形優(yōu)美的橋型，得到了諸多專家和技術人員在各種應用場景的廣泛研究：余隆等[1]對香麗高速虎跳峽金沙江大橋上部結構施工監(jiān)控技術進行了研究；劉亞明等[2]對自錨式懸索橋的施工監(jiān)控過程進行了研究，確保了橋梁施工過程中結構的安全性,并實現(xiàn)了預期的成橋狀態(tài)；陳慶等[3]認為施工前仿真計算、自適應反饋控制分析、關鍵部位適時監(jiān)測是施工控制的關鍵；路韡等[4]對自錨式懸索橋體系轉換過程的精細控制與參數(shù)敏感性進行了分析；辛俊紅等[5]對自錨式懸索橋施工控制進行了研究；沈裕[6]分析了在高原山區(qū)修建懸索橋的難點問題并給出了相應對策；顧華[7]對懸索橋施工過程中各參數(shù)控制的影響因素進行了研究；湯蕙嘉[8]對懸索橋主梁吊裝過程中的內(nèi)力和線形控制問題以及錨錠大體積混凝土施工水化熱和溫度應力控制問題進行了研究。這些研究，較好地指導著懸索橋的建設。本文以有限元模型為研究分析工具，對“先纜后梁”施工方法的自錨式懸索橋——沙田大橋的分級加載同步吊裝和臨時吊索的拆除等施工關鍵技術及其控制進行研究。

1 工程概況

沙田大橋主跨為320m，目前是國內(nèi)最大跨徑采用“先纜后梁”施工方法的自錨式懸索橋。一般自錨式懸索橋通常采用“先梁后纜”的施工方法，此方法在施工期間會對橋下通航造成較大影響。結合該橋的通航需要，在經(jīng)多方專家論證后，該橋最終采用了修建臨時錨碇并進行“地錨轉自錨”的體系轉換的“先纜后梁”的施工方法。沙田大橋主橋的橋跨布置為60+130+320+130+65=705m。設計矢跨比為1/5，中跨主纜的設計矢高為64m。主橋橋跨布置如圖1所示。

圖1 沙田大橋主橋橋跨布置圖

2 有限元計算模型

根據(jù)相關設計圖紙和規(guī)范等資料，采用Midas/Civil有限元計算軟件對沙田大橋進行仿真化建模，如圖2所示。

圖2 沙田大橋有限元模型圖

主梁和主塔采用梁單元進行模擬，主纜單元采用僅受拉索單元進行模擬。主纜單元截面采用等效實心圓截面進行模擬。塔柱樁底和墩底處邊界采用一般支承，相鄰梁段之間邊界采用剛性連接。支座與梁段之間邊界采用彈性連接。散索套與主纜之間邊界采用彈性連接。索鞍和主梁的預偏采用變溫桿件法進行模擬。

3 施工關鍵技術及控制研究

由于沙田大橋采用了設置臨時地錨的“先纜后梁”施工方法，其施工方法區(qū)別于一般自錨式懸索橋采用的“先梁后纜”的施工方法，同時該橋矢跨比為1/5，吊裝時類似于一般地錨式懸索橋，但一般地錨式懸索橋的矢跨比為1/9～1/11，吊裝時較大的矢跨比會帶來主纜位形及索力變化較大和主纜與索鞍之間可能滑移等一系列難點問題。為確保沙田大橋施工過程的順利進行，需要對其施工關鍵技術及控制進行研究。

3.1 邊中梁段分級加載同步吊裝

一般懸索橋通常采用跨中合龍的吊裝方案，即先吊裝塔區(qū)附近梁段，再逐漸從塔區(qū)到跨中和錨固端，最后吊裝中跨跨中合龍口梁段。但由于該橋矢跨比大，標準梁段重量較大等原因，施工前期主纜內(nèi)力較小，若考慮先吊裝索鞍兩側A11 和A12 主梁，主纜變形和內(nèi)力變化十分劇烈，計算結果表明抗滑安全系數(shù)K 不能滿足規(guī)范要求，索鞍與主纜之間會發(fā)生相對滑移。而若是考慮塔區(qū)梁段設置伸長桿及壓重，則會面臨塔區(qū)臨時支架可能失穩(wěn)傾覆或是伸長桿調(diào)節(jié)施工困難等一系列問題。

在經(jīng)多方專家討論后，該橋最終決定采用先吊裝中跨大節(jié)段和邊跨靠錨跨側A17 梁段，然后再逐步吊裝其它梁段，最后進行塔區(qū)合龍的吊裝方案。

由于該橋吊裝設備及人員配置等原因的限制，只能單獨起吊單個梁段。但若是施工前期采取單獨吊裝單個梁段的方案，由于前期主纜內(nèi)力較小，中跨大節(jié)段和邊跨A17 梁段重量較大，單獨吊裝中跨大節(jié)段或邊跨A17時，索鞍吊裝側的主纜內(nèi)力會劇烈變化，而索鞍非吊裝側的主纜內(nèi)力變化幅度較小，這就導致索鞍兩側主纜力相差懸殊，抗滑安全系數(shù)K 不能滿足規(guī)范要求，索鞍與主纜之間會發(fā)生相對滑移，甚至可能導致塔頂局部應力過大造成結構破壞。因此，為確保結構安全，需要采取中跨大節(jié)段和邊跨A17梁段同步吊裝的方案，此時索鞍兩側主纜力較為均衡，抗滑安全系數(shù)K可以滿足規(guī)范要求。吊裝的相關參數(shù)分析如表1所示。

表1 吊裝參數(shù)分析

由表1 不難看出，同步吊裝前后，K 值始終滿足規(guī)范要求。索鞍兩側主纜內(nèi)力吊裝前后變化較大，邊跨主纜內(nèi)力增長了2.1倍，中跨主纜內(nèi)力增長了2.3倍，邊跨主纜傾角減少了4.8°?？紤]到提升吊機在吊裝時需要一定時間進行供油進而提供提升力，且邊中跨的梁段重量存在較大差異，重量差異會導致邊中跨的最終提升力存在一定差異，直接一次性同步吊裝中跨大節(jié)段和邊跨A17 的施工風險極大，且索鞍與主纜之間極易發(fā)生相對滑移。因此，為確保施工過程安全可控，在綜合考慮各種因素之下，中跨大節(jié)段及邊跨A17 同步吊裝時最終采用分級加載的施工方案。同步吊裝一共分為9 級進行加載，如表2 所示，各主要參數(shù)變化如圖3～圖6所示。

表2 同步吊裝分級加載情況

由圖3 可以看出，在同步吊裝分級加載過程中，索鞍兩側邊跨和中跨主纜內(nèi)力呈交替上升態(tài)勢，邊跨主纜內(nèi)力從2340.1kN 增加到6323.5kN，增長了約1.7 倍；邊跨主纜內(nèi)力從2340.1kN 增加到7047kN，增長了約2.0倍。兩者施工過程中最大差值約723.5kN。

圖3 主纜內(nèi)力變化

由圖4 可以看出，在同步吊裝分級加載過程中，索鞍兩側的主纜角度均在不斷減小，邊跨側主纜傾角從43°減少到38.7°，吊裝前后差值約為4.3°；邊跨側主纜傾角從35.6°減少到29.3°，吊裝前后差值約為6.3°。

圖4 主纜傾角變化

由圖5 可以看出，在同步吊裝分級加載過程中，抗滑移安全系數(shù)K始終≥1.5，能滿足施工過程中的結構抗滑移需求。

圖5 抗滑安全系數(shù)K變化

由圖6 可以看出，在同步吊裝分級加載過程中，輔助墩墩頂偏位在-0.9～0.3cm（正值表示往中跨偏）之間變化，主塔塔頂偏位在-1.5～13.4cm（正值表示往中跨偏）之間變化。該橋設計主塔最大塔偏為±17cm，輔助墩最大偏位為±1.5cm，塔墩位移能滿足設計要求。

圖6 塔墩偏位變化

由圖7和圖8可以看出，在同步吊裝分級加載過程中，主塔最大拉應力為1.11N/mm2；輔助墩最大拉應力為1.31N/mm2，均小于C50 混凝土的抗拉強度設計值1.89N/mm2。

圖8 輔助墩最大應力圖

3.2 邊跨A17梁段臨時吊索拆除時機

由于該橋在綜合考慮各種因素下，采用的是先吊裝邊跨A17 梁段的吊裝方案，邊跨A17 梁段自身單一吊索無法保證主梁平穩(wěn)，因此需要在A17 梁段增加臨時吊索來保障前期邊跨梁段的順利吊裝。待邊跨吊裝完部分梁段，梁段之間形成較為穩(wěn)定的結構體系后，再拆除邊跨A17 梁段的臨時拉索，使主梁自重等荷載完全由其自身結構來承擔。邊跨A17 梁段臨時吊索拆除前后示意圖如圖9所示。

圖9 拆除邊跨A17臨時吊索前后示意圖

由圖9可見，以邊跨A16梁段吊裝完畢后拆除臨時吊桿為例，拆除前后A17 梁端處的豎直位移為0.94m，此時拆除會引起邊跨梁段姿態(tài)較大的變化。此外，邊跨A17 梁段臨時吊桿的拆除對E 階段的吊裝和合攏時的姿態(tài)也會有所影響。

由圖10 可見，保留A17 臨時吊桿時能改善合攏口兩端的高差（高差減少約76cm），且可改善邊跨已吊梁段的傾斜度。不同時機下拆除邊跨A17 臨時拉索的主要參數(shù)變化如表3所示。

圖10 邊跨E梁段起吊時梁段豎向位移圖

表3 不同拆除時機的主要參數(shù)變化

綜合考慮上述各種因素，拆除前吊索力情況基本相同，吊裝完邊跨E 梁段后進行拆除，A17 梁端傾角差和位移差最小，同時相較于在邊跨E 梁段吊裝前拆除，延后拆除對合龍更有利。因此邊跨A17 梁段臨時吊索應該在邊跨E梁段吊裝完再進行拆除。

4 結束語

本文對沙田大橋分級加載同步吊裝過程中的各主要參數(shù)的變化情況以及臨時吊索的拆除時機進行了研究分析，分析結果表明：各主要參數(shù)均能滿足需求，確保了吊裝過程中的結構安全；吊裝完成后，臨時吊索拆除應在邊跨E 梁段吊裝完畢后進行為最佳時機。同時，本文相關研究內(nèi)容能為同類型懸索橋施工控制提供一定的參考。