鄂東大橋混合梁斜拉橋合龍技術

劉明虎，譚 皓，徐國平，趙燦暉

(1．中交公路規劃設計院有限公司，北京 100088;2．西南交通大學土木學院，成都 610031)

1 前言

混合梁斜拉橋集鋼梁和混凝土梁各自優點于一體，滿足了大跨度、建設條件及經濟性的要求，在千米級乃至更大跨度斜拉橋方案中具有獨特的競爭優勢［1］。我國混合梁斜拉橋在過去15年間表現出跨度的跨越式發展(見圖1)，中跨合龍是斜拉橋建設過程的關鍵環節。文章對鄂東大橋主橋混合梁斜拉橋中跨合龍方案及關鍵技術進行了研究。大橋位于湖北省黃石市，主橋采用橋跨布置為(3×67．5+72．5+926+72．5+3 ×67．5)m 的連續半飄浮雙塔混合梁斜拉橋。主梁中跨采用鋼箱梁，邊跨采用混凝土箱梁，結合部設置在索塔向中跨側12．5 m處。邊跨采用支架分段逐跨現澆施工，中跨采用懸臂拼裝施工。

2 斜拉橋合龍方案

大跨度斜拉橋合龍方案的選擇與其施工監控理論密不可分。目前大跨度斜拉橋施工控制通常采用以下兩種方法:a．傳統的索力—主梁標高雙控法;b．無應力控制法(幾何控制法)，該法可消除施工臨時荷載及溫度的影響，并在理論上能滿足多工序同步作業［2～5］。

圖1 中國大跨混合梁斜拉橋Fig．1 Long span hybrid girder cable stayed bridges in China

對于中跨為鋼梁的斜拉橋(全鋼梁或混合梁)，通常有兩種合龍方案:其一為配切合龍，即現場即時配切合龍段以適應中跨合龍口寬度;其二為加載合龍，即合龍段按設計理論長度制造，合龍時根據實際溫度，通過施加外力頂推或牽拉來調整合龍口寬度以喂入合龍段［6］。頂推或牽拉可以在合龍口梁端實施，也可以在索塔下橫梁處實施。通過剛性構件加載為頂推，通過柔性構件加載為牽拉。鄂東大橋通過索塔下橫梁與主梁之間的剛性構件進行加載，為方便起見，以下加載均稱為頂推。上述兩種合龍 方案的比較如表1所示。

表1 中跨合龍方案比較Table 1 Comparison of mid span closure solutions

表1中，a為合龍口臨時勁性骨架鎖定(順橋向自由)，合龍口壓重;b為合龍口長度連續觀測;c為根據實測穩定時段溫度條件下的合龍口長度實施合龍段配切;d為頂推主梁，至合龍口寬度滿足設計要求;e為起吊合龍段，穩定時段溫度條件下嵌入合龍口;f為焊接合龍段兩端焊縫，實現合龍。對于兩種不同的合龍方案，相同實施流程的作用和工藝略有差別。分析表明，若忽略結構安裝誤差，兩種合龍方案的最大差異在于對合龍時溫度的適應性上。理論上，若合龍時溫度與設計基準溫度一致，且合龍后一段時間內溫度保持穩定，則兩種合龍方案并無本質區別。

3 鄂東大橋合龍方案研究

3．1 結構受力及構造特點

鄂東大橋主梁結構特點與全鋼主梁大跨度斜拉橋存在以下區別:

1)邊跨混凝土梁在提供較大剛度的同時，也提供了較大的重量，保證邊跨壓重。

2)邊、中跨主梁的力學行為存在一定的獨立性。邊、中跨索力水平分量的合力不平衡。經總體受力計算分析，為保證合理的成橋狀態，須使施工期拉索水平分量的合力指向中跨側。

3)塔梁臨時約束在構造上與全鋼梁斜拉橋不同(見圖2)。鄂東大橋由于邊跨混凝土梁伸入中跨，塔梁臨時約束可以利用為運營期受力而設置的混凝土限位擋塊，在其間填塞臨時填充物來實現，構造簡單、經濟。

4)邊跨采用排架法施工，在中跨合龍前形成了多點支承小跨徑主梁。

圖2 塔梁臨時約束構造比較(僅縱向)Fig．2 Comparison of temporary restricting structures between tower and beam(only longitudinal)

3．2 影響因素計算分析

合龍影響因素計算分析時，恒載及溫度作用下的橋梁各部受力大小及狀態需通過全橋總體靜力計算獲得。全橋總體靜力計算采用TDV－RM2006空間桿系非線性程序，以理論豎曲線為基準進行結構離散，考慮斜拉索的垂度效應(采用多單元法，將每根斜拉索分成8個單元來模擬拉索在荷載作用下的曲線構形)、大位移效應和P－delta效應，按照施工進程，分331個施工階段進行模擬，全面分析結構各階段直至合龍工況的內力和位移情況。全橋分析模型見圖3。

圖3 RM2006全橋分析模型Fig．3 RM2006 whole bridge analysis model

結構計算邊界條件為:主梁與過渡墩之間縱向自由、豎向及橫向約束;主梁與輔助墩縱向及橫向自由、豎向約束;索塔橫梁與主梁之間在合龍前整個施工期間三向線位移約束、平面內及橫橋向轉角約束，在合龍實施頂推時解除縱向約束;塔底采用模擬實際基礎剛度的彈性約束。

1)溫度。計算分析表明:不考慮施工誤差及焊縫預留量時，主梁在不同溫度情況下，合龍口的頂推變位量(合龍段配切量)如圖4所示?？梢?，當合龍溫度低于20℃(設計基準溫度)時，主梁需向中跨側頂推位移;高于20℃時，需向邊跨側頂推位移;頂推位移量與合龍溫度基本呈線性關系。對于加載合龍方案，通過合龍口寬度的調整，抵消了部分合龍時氣溫的影響，合龍后的結構狀態與設計基準溫度時接近;對于配切合龍方案，則在主梁中存留了溫度的影響，合龍后的結構狀態與設計基準溫度時相差較大。不同合龍溫度時兩種方案對成橋結構線形的影響見圖5。

圖4 單側主梁加載位移量Fig．4 Displacement due to loading on completed single side of girder

圖5 合龍方案對成橋結構線形影響比較Fig．5 Comparison of impact on structure alignment of bridge by closure solutions

2)頂推力。采用配切合龍方案時，主梁不需頂推。采用加載合龍方案，則必須對主梁主動施加外力。要確定頂推力的大小，需首先分析主梁頂推時的受力狀態:在頂推時，主梁主要受到邊跨支座的摩阻力、中邊跨拉索不平衡力的水平向合力以及頂推力;其中支座摩阻力是阻止主梁運動的，對于頂推不利。摩擦力特性決定了支座的靜摩擦系數與動摩擦系數存在較大的差異。根據相關單位提供的試驗資料，鄂東大橋所使用的球形鋼支座的摩擦系數見表2。根據全橋總體計算支反力結果得到頂推啟動時的靜摩阻力最大值為6262 kN。

表2 摩擦系數試驗值Table 2 Friction coefficient test value

由于中、邊跨索力不同，主梁受到中、邊跨拉索不平衡力的水平向合力。以向中跨加載頂推為例:在剛開始頂推時，此力的方向向中跨為4756 kN，對主梁頂推有利。但隨著頂推位移量的增大，由于拉索角度的變化，此力的方向會反向(見圖6)。

以湖北黃石地區3月下旬平均最低氣溫13．5℃為例計算主梁頂推力。該溫度條件下，不考慮主梁施工誤差及截面溫差造成的縫寬差異，主梁需向中跨側頂推位移36 mm。根據上述分析，得到主梁頂推啟動力及頂推過程中的最大力?？紤]分級加載過程中存在穩載過程，支座摩阻力均按初始靜摩擦系數取用。由表3計算頂推力可見，頂推初始狀態并不是頂推設備提供最大頂推力的工況，隨著主梁逐步向中跨側移動，頂推力逐漸增大直至3190 kN。應注意，摩擦系數不可避免地存在較大離散性［7］，若取用較小的摩擦系數，則存在僅邊中跨不平衡索力就能使主梁移動的情況。因此，在頂推的實施過程中，應采取適當限位措施防止主梁突然向中跨前沖。

圖6 頂推位移量與拉索不平衡力的關系Fig．6 Relation between jacking displacement and unbalanced force of cable

表3 計算頂推力Table 3 Calculation of jacking force

此外，考慮頂推時主梁溫度超過設計基準溫度的情況，此時主梁需向邊跨側頂推，則在頂推啟動時需要提供11018 kN的頂推力以克服支座摩阻力和不平衡索力的合力(僅為理論預測分析，實際由于頂推力較大而難以實施，故對于本橋，選擇合龍溫度時應嚴格杜絕高于設計基準溫度的情形)。

3)構件局部承載能力。在合龍實施過程中，不同的方案對結構局部的承載能力要求有所不同。如配切合龍時，考慮結構的穩定性及安全性，在合龍后解除塔梁臨時約束，則應考慮環焊縫匹配到施焊完畢時間段內的溫度變化造成的附加力，明確其傳力途徑最終落實的構件。如采用加載合龍時，根據不同的溫度情況計算施工過程中所需提供的最大頂推力，并明確頂推力作用的構件，應充分保證其承載能力。

4 鄂東大橋合龍技術實踐

根據施工進度計劃，鄂東大橋預計合龍時間為3月底或4月初，為季節轉換時期，由統計分析，存在晝夜溫差大、日平均氣溫分布較為離散的特點。經綜合考慮，確定采用加載合龍方案。

4．1 實施流程

中跨最后4對斜拉索張拉至合龍口調整線形所需的合龍索長，邊跨側相應斜拉索張拉至設計第二次張拉索長并施加主梁自重等代臨時配重→拆除邊跨主梁所有落地排架支墩→橋面吊機前移至吊裝合龍段位置→初步調整合龍口形狀及局部梁段線形→進行48 h合龍口寬度的連續觀測以確定施工累計梁長誤差及合龍段喂入合龍口時機→合龍口兩側勁性骨架鎖定橫向及豎向，順橋向仍為放松→起吊合龍段，卸除臨時配重→在溫度合適時喂入合龍口→解除塔梁臨時約束，合龍段單側匹配→實施主梁頂推→主梁頂推到位，合龍段兩側匹配完成→勁性骨架順橋向鎖定→合龍段兩端環焊縫施焊。至此完成力學意義上的合龍，后續流程不贅述。

4．2 關鍵技術措施

1)合龍口高差及頂底口寬度差調整。由于本橋施工監控采用無應力控制方法，在各構件的制造、安裝均納入該控制體系的前提下，施工期的索力增量及臨時荷載的變化，理論上對大橋成橋后無影響。因此，合龍口高差及頂底口寬度差的調整，采用調整中跨最后4對斜拉索索力及施加局部梁段配重實現;合龍段兩端環口的局部變形采用馬板馬平。在合龍完成后卸除局部梁段配重并將斜拉索的索長調整至設計第二次張拉索長。

2)頂推的實施及塔梁臨時約束解除。主梁的主頂推點設置在塔梁臨時約束的限位擋塊處，在上、下游擋塊處設置同步千斤頂進行頂推(見圖7)。從圖7可見，中、邊跨側均安裝了千斤頂，并設置由抽插鋼片構成的限位裝置。目的在于防止主梁頂推運動后支座摩阻力由靜摩阻轉化為動摩阻造成的主梁前沖的可能。即采用限位千斤頂置換塔梁臨時約束裝置的臨時填充物;按照連續觀測的結果確定頂推量并采用頂推千斤頂分級實施，在每一級頂推過程中，限位千斤頂逐級放松，同時抽出限位鋼片。將解除塔梁臨時約束的過程融合入頂推實施過程中，頂推完成的同時塔梁約束裝置的解除也同步完成，從而減小施工期的風險。

3)合龍段喂入合龍口及匹配焊接時機。合龍口一晝夜間梁溫的變化見圖8，測溫時為陰有小雨的天氣;并根據短期天氣預報，在合龍實施過程中仍將持續陰天。由溫度統計情況可見，梁溫最大值出現在下午16:00左右，最高溫度不超過20℃，低于設計基準溫度。同時可見，即便是陰天，在該時段主梁的頂、底板溫差仍超過4℃，主梁晝夜的平均溫差超過7℃。由上述溫度分析，因日最高梁溫低于設計基準溫度，只需留出合龍段兩端的導向操作空間，合龍段即能順利喂入合龍口。18:00以后，主梁頂底板溫差小于3℃，可以保證合龍段的匹配。由于晝夜溫差相對較大，因此，需在次日上午8:00前完成合龍段環縫焊接。

圖7 主頂推點布置Fig．7 Arrangement of main jacking point

圖8 鋼箱梁溫度變化曲線Fig．8 Temperature variation curve of steel box girder

4)勁性骨架的設置。合龍口勁性骨架(見圖9)在頂推實施過程中起導向作用，應能夠保證在頂推完畢后主梁的軸線偏位、合龍口形狀均基本保持合龍口形狀初步調整后的狀態。因此，需要勁性骨架具有良好的豎向及橫向抗彎剛度。同時，為克服晝夜溫差對焊接的影響，在合龍段匹配完畢后，應鎖定勁性骨架的順橋向自由度。勁性骨架橫、豎向自由度與順橋向自由度的鎖定功能應分開設置。

圖9 合龍口勁性骨架Fig．9 Stiffness skeleton frame of closure section

5 結語

斜拉橋合龍方案應綜合考慮橋梁結構形式及細部構造特點、力學特性、預計合龍時間以及合龍方法對合龍時及成橋后的影響、工藝實施的風險等諸多因素，趨利避害，在理論分析的基礎上制定切實可行的方案。

加載合龍方法具有較好的溫度適應性;對成橋結構線形和受力影響很小，滿足無應力施工控制方法的要求;通過切實可行的措施與預案可以有效控制施工中的風險，使中跨合龍始終處于受控狀態，適用于大跨徑混合梁斜拉橋。

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