大跨度鋼桁架系桿拱橋施工監控技術研究

賴允深，黃天立

（1.贛州市中心城區贛南大道建設指揮部，江西贛州 341000；2.中南大學土木工程檢測中心，湖南長沙 410000）

0 前言

鋼拱橋以其外形雄偉壯觀、用鋼量較省、跨越能力較大等優點，在城市橋梁的建造中是一種很有競爭力的方案，越來越受到人們的重視和歡迎。近年來，國內陸續建造了一批大跨度鋼拱橋，如上海盧浦大橋（中承式鋼箱系桿拱橋，主跨550 m）、重慶朝天門大橋（中承式鋼桁架系桿拱橋，主跨552 m）、重慶菜園壩長江大橋（剛構與鋼箱系桿拱、桁梁組合結構，主跨420 m）、廣州新光大橋（三跨連續鋼桁拱橋，主跨428 m）、大寧河大橋（三拱肋上承式鋼桁架拱橋，凈跨400 m）、常州新龍大橋（30.7 m+100 m+30.7 m三跨連續中承式鋼桁架拱橋）、寧波灣頭大橋（48 m+180 m+48 m三跨連續下承式鋼桁架拱橋）等[1-5]。

在鋼拱橋的建造過程中，施工過程中結構的受力性能（線形和應力）一直是設計和施工單位十分關注的重要問題。本文以贛州市贛南大道新世紀大橋為工程背景，研究了此類大跨度鋼桁架系桿拱橋采用懸臂拼裝施工過程中的監控技術，在有限元理論計算分析的基礎上，通過監測施工過程中各關鍵控制截面的應力以及各控制點線形，并與理論值進行對比，分析誤差原因，采取相應的調控手段，確保了拱肋順利合龍、成橋線形和應力狀態符合規范和設計要求。

1 工程概況

新世紀大橋是贛州市贛縣至南康連接線（贛南大道）上跨越章江的一座橋梁，該橋全長1192.34 m，其中主橋為50 m+168 m+50 m三跨連續中承式鋼桁架系桿拱橋，邊中跨比為0.268。主橋立面布置見圖1。

拱肋由2片桁架和5道風撐組成，2片桁架橫向中心距27.1 m，上弦桿由一段圓曲線，一段直線和一段拋物線組成；中跨下弦桿為二次拋物線，矢跨比1:3.5，邊跨下弦桿為懸鏈線，m=8。拱肋上弦桿采用1.3 m×1.5 m鋼箱結構，下弦桿采用1.5 m×1.5 m鋼箱結構，拱頂斷面總高度5.5 m。腹桿采用1.5 m×0.5～0.8 m工字型斷面。中跨桁架拱標準節間間距3.5m，支點附近采用變間距，最大間距邊跨直腹桿間距5.8m。下弦桿在拱腳采用固結。橋面結構由鋼系梁、鋼橫梁、鋼小縱梁、人行道挑梁和鋼筋混凝土橋面板組成的鋼、混凝土組合梁結構體系。中跨系梁采用1.5 m×1.5 m的開口式∏型結構，邊跨系梁采用1.5 m×1.5 m的封閉箱形結構。橫梁采用工字型結構，跨中梁高3 m（含混凝土橋面板）。小縱梁間距2.6 m，梁高0.7 m。人行道挑梁懸臂長度6.2 m。系梁在拱梁固結處斷開，設置牛腿。中跨系梁通過圓板式橡膠支座擱置在牛腿上。風撐采用鋼桁架結構，由上下弦桿和腹桿組成。邊跨和中橫梁附近下弦桿間設置下平聯，在中橫梁橫斷面處從拱腳到中橫梁間設置兩道斜撐。吊桿及橫梁間距7 m，采用PES7-121平行鋼絲；系桿索采用四根PESFD7-421平行鋼絲，系桿索從系梁兩側通過，錨固在邊跨系梁側面的鋼錨箱上。在穿過的每道橫梁和挑臂腹板處設置拖架。橋墩采用變寬度圓臺形實體橋墩，橋墩截面為圓端形。承臺采用圓形承臺，半徑7.5 m。基礎采用6根直徑2.6 m的鉆孔灌注端承樁基礎。

新世紀大橋鋼桁拱、鋼橋面體系采用工廠制作，預拼成整體節段，采用纜索吊機進行節段整體定點起吊、安裝的施工方案。邊跨拱肋采用散件拼裝，利用臨時墩支架輔助懸臂施工，每片中跨拱肋包括14個整體吊裝段和1個合龍段，采用扣索輔助纜索吊懸臂安裝。為控制拱肋線形，在吊裝至第4、5、6段時分別設置扣索，并利用扣索調節桁架拱肋線形以及合龍口位移和轉角，最后跨中合龍。扣索一端通過索塔頂部的散索鞍轉向后進入后地錨張拉段，另一端則分別錨于中跨拱肋懸臂的第4、5、6段。索塔采用主、扣塔合一的方案，考慮施工場地地質情況以及施工吊裝凈空要求，東北岸索塔高80 m，西南岸索塔高82 m，索塔頂面標高距離拱頂標高30.5 m。

2 施工過程有限元仿真計算分析

2.1 施工階段劃分

根據新世紀大橋施工過程中拱肋、主梁節段的吊裝步驟，將其施工階段劃分22個施工階段，見表1。

表1 施工階段劃分

2.2 有限元計算模型

采用空間有限元分析軟件Midas/Civil 2006建立了模擬新世紀大橋施工過程的仿真計算模型，見圖2。

圖2 新世紀大橋施工階段全橋模型

在計算模型中，采用了如下假定：

第一，計算模型中鋼桁桿件均按空間梁單元模擬；索采用桁架單元模擬；橋面板按板單元模擬，橋面鋪裝等二期恒載等以荷載作用在橋面板、梁單元上，采用平均荷載直接分配到梁上。

第二，采用Midas/Civil 2006施工階段累加模型分析功能，計算中累加各個施工階段的結果來進行分析。

第三，考慮時間依存特性的效果和索初拉力類型，還考慮了施工階段新激活單位的初始切向位移。新安裝的單元考慮其由于已安裝單元轉角引起的初始位移，根據無應力長度法進行施工階段控制分析。

第四，計算中拱腳與橋墩按剛性連接考慮；施工過程中未考慮各支點由于地質情況引起的支點沉降。

第五，為準確模擬節段拼裝時扣索被動增加的索力及主體結構變形狀態，計算模型中考慮扣索塔架與主體結構之間的相互作用，并假定第一次掛設扣索前扣索塔架處于豎直狀態。

模型中采用的計算參數如下：

（1）幾何參數

大橋主體結構各桿件的幾何特性和材料特性按原始設計圖紙采用，索塔各桿件的幾何特性和材料特性按施工方案采用，其中扣索采用1860 MPa，直徑15.2 mm的鋼鉸線。

（2）荷載參數

a.自重：由于一些板件，如節點板、橫隔板等，其重量在桿系計算模型中不易模擬，本工程通過對結構桿系模型自重乘以自重系數來反映。

b.橋面鋪裝、人行道、欄桿及分隔帶附加荷載等二期恒載按照施工實際重量采用，以荷載作用在橋面板、梁單元上，采用平均荷載直接分配到梁上。

2.3 典型施工工況下有限元模型計算結果

限于篇幅，本文僅給出幾個典型施工工況下結構懸臂端位移（或結構最大、最小位移）、主桁桿件最大拉、壓應力以及各臨時支墩反力等計算結果[6]，典型施工工況包括中跨最大自由懸臂工況，即吊裝完成中跨拱肋節段4（CS7）、中跨拱肋無應力合龍工況，即中跨拱肋節段7（CS 13）、扣索系統拆除工況（CS15）、系桿第二次張拉工況（CS21）以及成橋工況（CS22）。

計算結果見表2，表中x為順橋向位移，以P8墩邊跨拱肋起點為原點，向P11墩為正；z為豎向位移，以向上為正；△X、△Z是相對于設計圖紙拱肋各節點坐標的位移值；計算的應力為鋼梁桿件名義應力，內力和應力以受拉為正，受壓為負；支座反力以受壓為正，受拉為負。由表2結果可以看出，施工過程中結構構件的應力、位移等均符合設計與安全要求。施工過程中主桁桿件最大應力為129.7 MPa，小于構件鋼材的容許應力。

由中跨拱肋無應力合龍工況（CS13）計算結果可知，當扣索3張拉完成后，拱肋懸臂前端位移值（△X=11.0 mm,△Z=-28.1 mm）較小，完全可以通過最后一個拱肋節段的長度配切實現拱肋無應力合龍，表明本橋所采用的中跨拱肋懸臂拼裝，扣索輔助調節線形中跨合龍的施工方案是可行的。

3 施工監控實測結果與計算結果對比分析

施工監控的目的就是通過監控計算、監控測試和監控測量和反饋控制等手段，使最終實際成橋狀態逼近設計成橋狀態，同時保證結構在施工過程中的安全，防止各種指標超限。在本橋的施工監控工作中，采取以線形監控為主，應力監控為輔的原則，確保拱肋懸臂拼裝的順利合龍、成橋后拱肋和主梁的線形符合設計和規范要求以及施工過程中結構的安全，應力水平處于安全范圍之內。

3.1 拱肋線形

線形監控過程中，在每一個拱肋吊裝節段上弦桿的懸臂前端設置了線形觀測控制點，通過全站儀監測其里程、標高及軸線偏差。

在中跨懸臂拼裝過程中，實時監測各吊裝節段（JD8至JD2）上弦桿懸臂前端的線形，并與理論值進行比較，分析誤差原因，及時采取調整節段預抬量、調整扣索的布置以及扣索力等線形調整措施，拱肋合龍前標高誤差-22 mm，合龍口相對標高誤差為零，實現了拱肋的順利合龍。

圖3（a）給出了中跨拱肋懸臂拼裝過程中各節段上弦桿懸臂前端線形控制點的撓度實測值和理論值數據。由圖可見，在中跨拱肋懸臂拼裝過程中，上弦桿懸臂前端撓度實測值和理論值吻合程度較好。在中跨拱肋節段JD8至JD5的吊裝過程中，即扣索1張拉之前，拱肋處于懸臂狀態，拱肋懸臂前端計算撓度為-20 mm，實測值為-14 mm，實測值較理論計算值偏小；隨著扣索1的張拉以及后續拱肋節段JD4、JD3的吊裝并相應張拉扣索2、扣索3，拱肋節段JD3懸臂前端撓度為-31 mm；由理論分析可知，在拱肋節段JD2吊裝后，由于JD2的自重作用，拱肋節段JD2懸臂前端的撓度將繼續增大，因此，在實際施工過程中，與JD2拱肋吊裝同步施工過程中，通過調節拱肋上三道扣索力（即扣索1至扣索3）使得拱肋合龍前JD2懸臂前端的撓度控制為-22 mm，兩相對JD2節段（即合龍口）的標高誤差為零，符合施工規范關于拱肋合龍精度的要求，實現了主拱肋的順利合龍。

表2 典型施工工況下主要計算結果

拱肋合龍后，繼續對拱肋線形進行了復測，并與理論線形進行了對比分析，分析結果表明拱肋線形與設計線形基本吻合，拱肋標高誤差皆控制在3.5 cm以內。

圖3（b）、（c）、（d）給出了拱肋合龍后 3個典型施工工況1/2主拱線形實測值與理論值的對比結果。由圖可見，扣索拆除后拱頂最大撓度為-36 mm，中跨鋼結構安裝完成后拱頂最大撓度為-61 mm，系桿第一次張拉至2800 t后使得主拱上抬，拱頂上撓26 mm，拱頂最大撓度為-35 mm。總體而言，主拱實測撓度較理論值偏大，但總體偏差幅度較小，控制在3.5 cm以內，拱肋線形與設計線形基本吻合。

進一步分析主拱實際撓度較理論撓度偏大的原因可能有兩個：（1）有限元模型分析誤差；模型中主拱肋剛度較實際剛度偏大，因而造成拱肋撓度理論值偏小；（2）主拱肋的預拼；考慮到本橋跨度不大以及預拼方便，本橋的主拱肋沒有采用與實際狀態一致的立拼，而是采用的臥拼，拱肋自重產生的撓度沒有考慮。

3.2 拱肋應力

應力監控中，在拱肋關鍵控制截面布置了應力測點，實時監測其在施工過程中的應力情況，并與理論計算值進行對比分析，確保施工安全。

圖3 位移歷程

限于篇幅，本文僅給出施工過程中L/4、L/8、拱腳截面以及邊跨拱腳應力的計算值與實測值累計歷程，見圖4。從圖4（a）、（b）可以看出，邊跨拱腳截面一直處于受壓狀態，且實測值和理論值吻合程度較好，在主拱合龍前應力較平穩，且應力水平較低。隨著主拱合龍后，壓應力逐漸增大。從圖4（c）可以看出，中跨拱腳截面上弦桿受拉，實際值和理論值也較吻合。在最大自由懸臂工況（扣索安裝前）和最大懸臂工況（合龍前）此截面拉應力出現兩次峰值，峰值處實際拉應力分別為23.40 MPa、25.86 MPa。隨后應力逐漸減小，主拱合龍后應力又回到較低水平。由于兩峰值中增加了3道扣索，從圖中可以看出扣索力對此截面應力影響較大，能有效減小該截面的拉應力。從圖4（d）可以看出，中跨拱腳截面下弦桿受壓，實際值和理論值吻合程度較好。扣索拆除前應力水平較低，其后壓應力逐漸增大，當橋面板和濕接縫安裝完成后最大壓應力達到40.06 MPa，從圖4（e）可以看出，L/8截面上弦桿應力實際值和理論值較吻合。在最大自由懸臂工況（扣索安裝前）和最大懸臂工況（合龍前）此截面拉應力出現兩次峰值，峰值處實際拉應力分別為8.99 MPa、13.31 MPa。隨后應力逐漸減小，并由受拉變為受壓。系桿張拉至2800 t后其壓應力為34.50 MPa。從圖4（f）可以看出，L/4截面下弦桿受壓，實際值和理論值吻合程度較好。且隨著荷載的不斷施加其壓應力不斷增大，當系桿張拉至2800 t后出現最大壓應力，達到 42.20 MPa。從圖4（g）可以看出，L/4截面上弦桿應力實際值和理論值也較吻合。在最大懸臂工況（合龍前）和中跨鋼結構安裝完成后此截面的應力出現兩次峰值，峰值處實際拉應力分別為5.13 MPa、28.29 MPa。隨后應力逐漸減小，并由受拉變為受壓。扣索拆除后其壓應力為20.36 MPa。從圖中可以看出在吊裝中跨鋼結構時L/4處有反拱的趨勢。從圖4（h）可以看出，L/4截面下弦桿受壓，實際值和理論值吻合程度較好。且隨著荷載的不斷施加其壓應力不斷增大，當系桿張拉至2800 t后出現最大壓應力，達到29.79 MPa。據發現，采用這種方法很好地解決了鋼梁在澆筑邊跨壓重混凝土時對中跨的變形不統一造成中跨標高超限的問題，而邊跨鋼梁處于自由狀態，梁體應力能夠得到很好的釋放，對結構沒有不利影響，保持了較好的美學效果。

圖4 拱肋截面應力歷程

圖5 預應力筋分批錨固示意圖（單位：cm）

4 結語

該橋全長216.25 m，跨高速鐵路施工，受天窗點的影響，混凝土無法一次性澆筑完成。運用大型通用有限元軟件ANSYS進行數值模擬，確定了先澆注邊跨橋面板，再澆注中跨跨中區段橋面板，最后澆注墩頂橋面板的分段澆筑順序，確保了鋼梁疊合時面板與鋼梁之間的連接質量，能夠使其使用功能得到更好發揮。

[1]JTG TF50—2011，公路橋涵施工技術規范[S].

[2]JGJ 18—2003，鋼筋焊接及驗收規程[S].

[3]GB 50496—2009，大體積混凝土施工規范[S].