鐵路站場雨棚張弦梁鋼結構單側張拉施工監控的相關技術研究①

彭儀普，鄧群，李卓峰，2，林祥德

(1.中南大學土木工程學院，湖南 長沙 410075;2.浙江大學巖土工程研究所，浙江 杭州 310027)

張弦梁結構(Bean String Structure，簡稱BSS)是近年來發展應用的一種新型大跨度空間結構體系。它由撐桿連接抗彎受壓構件和抗拉構件構成，并通過在抗拉構件上施加預應力從而減輕壓彎構件負載而形成自平衡體系，是一種半柔性結構［1］。

大跨度張弦梁結構施工技術包括結構拼接、拉索連接、撐桿和拉索吊裝、預應力張拉以及施工監控，其中預應力張拉是整個施工關鍵技術。預應力張拉順序、張拉分級都會影響到結構受力。本文針對寧波鐵路南站改造工程施工由于受既有線運營的影響，其站場雨棚張弦梁鋼結構采用單側分級跳拉的施工方案，分析其施工和監控過程的關鍵技術。

1 工程概況

寧波鐵路南站改造工程位于浙江省寧波市海曙區，在主站場的東西兩側各有一個順軌向長147 m、垂直軌道向寬184.95 m的無站臺柱鋼結構張弦梁雨棚，總建筑面積54375.3 m2。張弦梁雨棚結構呈平板狀，三跨連續拱狀，屋面標高15.00 m，由橫向張弦梁、索承系統與鋼管混凝土柱組成，單個張拉單元尺寸為3×8.00 m×40.85 m(40.80 m，37.85 m)。其中東西向和南北向弦梁都為箱形梁;索承系統為一組1670級φ5鍍鋅鋼絲雙護層扭絞型船型拉索，由主索和分叉索組成，在撐桿下節點處分開，主索型號為199×φ5，分叉索型號為109×φ5，撐桿為φ194×7的鋼管。張弦梁雨棚如圖1和圖2所示。

圖1 單個張拉單元示意圖Fig.1 Diagram of single tensioning unit

圖2 西區張弦梁雨棚軸測圖Fig.2 Axonometric drawing of bean String Structure

由于該工程屬于既有線改造項目，雨棚施工時需確保既有鐵路線的安全通行，部分跨線雨棚結構不能一次成跨，致使張弦梁結果只能單側張拉拉索。為了研究單側張弦梁施工工藝，特選用西區北邊第一跨3個張拉單元作為試驗段，進行施工技術研究。

2 單側張拉施工方案

2.1 總體方案

鋼管柱吊裝好后進行鋼柱腳手架搭設，后進行東西上弦梁、橫桿和檁條的安裝。完成弦梁安裝后，根據設計吊裝索體構件，并分級張拉，同時用全站儀實時監測張拉產生的結構上拱，根據監測結果和仿真模擬結果對比調整張拉力。完成一個張拉區段施工后進入下一個區段施工。完張拉成后，進行端部鋼梁灌漿、天溝及屋面板安裝。

2.2 預應力方案

預應力方案選用單側分級跳拉法進行張拉。具體為:采用4套600 kN的張拉設備(含千斤頂、油泵、壓力表)對相鄰的2榀梁進行單側跳躍式張拉，每次同時張拉南向張拉端的2根分叉索，張拉力分2級張拉，第1級張拉至預張力的70%，第2級張拉至預張力的100%。具體張拉情況如圖3所示(S1～S18表示張拉端分叉索)。

圖3 單側張拉走向示意圖Fig.3 Alignment diagram of unilateral tension

2.3 施工監控方案

建立張弦梁屋面變形的高程控制網，在每榀張弦梁的跨中截面(L1～L10)和拉索結點(J1～J18)貼Leica 60 mm×60 mm全站儀反射片，每次張拉結束后及時使用全站儀(Leica TCRA1201+)測量張弦梁起拱高度和撐桿形位變化值。具體的測點布置如圖4。

圖4 監控點布置圖Fig.4 Alignment of arrangement for monitoring point

3 施工過程仿真模擬

3.1 仿真模型

利用midas/civil對試驗段進行模擬計算。該試驗段南北跨度為40.850 m，東西為3跨，跨度為24.000 m。

圖5 計算模型Fig.5 Calculation model

鋼－混凝土柱截面是φ1000×20的Q345B鋼柱內灌微收縮的C40混凝土;拉索是強度不低于1670 MPa的低松弛鍍鋅鋼絞線，主索和分叉索截面面積分別為3907 mm2和2140 mm2，彈性模量取1.9×105MPa;其余的鋼結構都采用Q345B鋼材，彈性模量都取2.1×105MPa，東西向弦梁截面尺寸(單位均為mm)為B1000×700×35×12，南北向弦梁1截面尺寸為B800×350×12×26，南北向弦梁2截面尺寸為B800×350×10×18，橫桿截面尺寸為B400×150×6×6，西側邊跨檁條截面尺寸為B400×150×6×6，其他檁條截面尺寸為B220×150×6×6，撐桿截面尺寸為 φ194×7。在模型中拉索采用索單元，撐桿采用桁架單元，其他構件都采用一般梁單元，模型見圖5所示。

在試驗段施工時，結構只受到自重、拉索預應力和邊跨3榀梁灌漿荷載作用，模型工況和荷載情況見表1。其中灌漿加載72 h后并不考慮砂漿強度，僅考慮配重質量為3.0 kN/m的作用。由于張弦梁結構考慮幾何非線性效應的結果和線性分析結果非常接近［2］，并且只受靜荷載和預應力作用，因此，本文仿真模型僅考慮線性分析。張拉各工況如列表1所示。

表1 工況列表Table 1 Lists of stages

3.2 模擬計算結果與監測數據對比

3.2.1 跨中節點位移對比

在張弦梁結構中，拉索張拉會引起結構的上拱，最終張拉完后，結構產生預拱度。張弦梁結構就是通過拉索張拉后的預拱度抵消結構上部如屋面恒載、活載等產生的豎向位移。因此，每步張拉產生的結構上拱的控制十分重要。通過模型分析和實際施工監測數據對比，得出相關結論，為以后工程積累經驗。

由于節點、工況多，為了清晰地觀測分析模擬計算結果和實際監測值的關系，選取各工況下L1和L5節點以及第一級(Stage3，Stage12)張拉和第2級(Stage5，Stage15)張拉的各跨中節點模擬計算豎向位移和監測豎向位移的數據進行對比分析。結果如圖6、圖7所示。

由圖6、圖7可看出，考慮測量誤差(反射片模式誤差±2 mm)，模擬計算結果和實測值比較吻合，但總體看模擬計算結果比實際情況的位移偏大。究其因，實際弦梁截面中施焊了橫隔板和加勁肋，而在模型中沒有加以考慮，因此實際截面的抗彎剛度要比模型截面的要大。故實際張拉過程產生的預拱度都小于模擬計算結果。此外，在Stage20工況，模型計算時采用設計荷載3 kN/m對西側邊跨3榀梁進行加載來模擬實際灌漿荷載，而實際灌漿荷載并沒有達到設計荷載值，這也導致了灌漿72 h后的豎向位移小于模擬計算結果。

圖6 L1和L5節點豎向位移計算值和監測值單次變化對比Fig.6 Computed values and measured data of L1，L5 node

圖7 跨中節點豎向位移隨工況單次變化對比Fig.7 Single variable displacement contrast of inter node with stages

從圖6可以看出，中間弦梁跨中節點L5峰值數目是邊跨跨中節點L1峰值數目的2倍，說明影響中間弦梁的拉索區域大，影響兩邊跨弦梁的拉索區域小。從圖7也可以看出，張拉邊跨拉索的工況(Stage3，Stage5)峰的開口寬度是張拉中間拉索的工況(Stage12，Stage15)峰的開口寬度的0.5倍左右，說明索張拉對其相連的兩榀梁和其左右各1榀梁影響較大，且越靠近張拉索的梁受影響越大，如第2級張拉S9和S10時，L4～L7節點位移分別為4.7，23.2，24.0 和 7.4 mm，其中索 S9 和 S10 所在張拉單元節點L5和L6的豎向位移最大。

3.2.2 撐桿結點空間形位變化對比

在張弦梁結構中，分叉索、主索和撐桿通過“剛性”結點連接，在施加預應力時，結點空間形位發生變化。在設計和施工時若不加以考慮這一變化，會影響撐桿的受力和美觀。尤其是撐桿順著主索方向的形位變化過大，將造成撐桿不垂直于地面和弦梁，影響美觀，同時也易失穩，讓人產生不安全感。因此，研究撐桿結點空間形位變化是很有必要的。

為了清晰分析數據，選取邊跨拉索結點J1和J2、中間跨拉索結點J9和J10進行分析。撐桿結點空間形位計算值和監測值比較如圖8～10所示。

圖8 J1，J2，J9和J10結點X方向(東為正)單次變化對比Fig.8 Single variable displacement to X direction contrast of J1，J2，J9 and J10 node

圖9 J1，J2，J9和J10結點Y方向(北為正)單次變化對比Fig.9 Single variable displacement to Y direction contrast of J1，J2，J9 and J10 node

圖10 J1，J2，J9和J10結點H方向(上為正)單次變化對比Fig.10 Single variable displacement to H direction contrast of J1，J2，J9 and J10 node

由于張弦梁結構自身特點，根據其不同受力狀態定義:①零狀態，無預應力的放樣狀態;②初始態，無外部荷載作用時的空間形體以及預應力分布;③工作狀態，外部荷載下的荷載狀態［3］。在模型中，吊裝撐桿和拉索后形成的結構處于零狀態;而實際施工時，拉索并非處于零狀態，而是松弛狀態。

從圖8～10可以看出，模擬計算值和實際監測值大體一致，除第1級張拉工況外，其他工況下模擬計算值都比實測值大。究其因，在施工時，施加第1級預應力前拉索處于松弛狀態，模型卻處于零狀態，并且結點存在一定形變和連接處存在間隙，因此施加第一級預應力時，結點位移遠大于模擬值，在X方向大10 mm左右，在Y方向大200 mm左右，在H方向大10 mm左右。在第1級張拉完后，索體繃緊，在施加第2級預應力時，由于模型中上弦梁沒有考慮橫隔板和加勁肋，直接導致了模擬計算值稍大，但各方向變化值都在10 mm以內。

從圖8可以看出，結點X方向位移隨工況起伏變化，說明拉索張拉對結點X方向形位變化影響明顯，但是其變化幅度不大，均不超過8 mm。若再考慮索體松弛的影響，其最大值為15 mm。這么小的形位變化在施工時完全可以忽略。

從圖9可以看出，結點位移主峰值均出現在結點本索施加預應力的工況，如施加索S9和S10第1，2級預應力時本索結點J9計算位移值分別為－20.6 mm和－7.9 mm，其他工況位移值幾乎都小于2 mm。這說明結點Y方向位移變化主要影響因素是本索預應力的施加。此外，J1位移大于J2，J9位移大于J10，且均出現在張拉結點本索的工況，說明張拉端結點Y方向位移大于固定端結點位移，相對位移量于拉索力有關。通過對比研究，發現相對位移量很接近主索受拉產生的變形。如S9和S10第2級張拉工況的J9實測值比J10實測值大4.7 mm，主索拉力增大209 kN，相應的主索伸長量為4.4 mm。因此，同一索體上2結點Y方向相對位移主要是由主索受拉伸長引起的。這一特點也是單向張弦梁結構特點之一。

從圖10可以看出，J1和J2，J9和J10的 H方向位移曲線幾乎重合，說明同索體2結點H方向相對位移幾乎為0。另外，結點豎向位移曲線都有3個峰值，說明索張拉對其左右相鄰索H方向形位變化有影響。

4 結論

(1)單向張弦梁拉索張拉時，對其相連的2榀梁和其左右各1榀梁位移影響較大，且越靠近張拉索的梁受影響越大。在施工時，應該采取分段施工和分級張拉的方法，以減小拉索張拉對結構不利的影響。

(2)單向張弦梁結構中撐桿結點X方向的形位變化對拉索張拉敏感度高，但變化值小，在施工時可以忽略。而對于撐桿結點H方向的形位變化受本索和左右相鄰索張拉控制，并且同索體2結點H方向相對位移幾乎為0。由于不產生相對位移，故在施工和監測時，撐桿結點H方向位移可不作為監測重點。

(3)單向張弦梁結構中撐桿結點Y方向形位變化大，只受本索體張拉影響。并且張拉端和固定端結點存在相對位移，相對位移量由主索受拉伸長控制。此外，還存很大由于索體松弛而引起的結點Y方向位移增量，本工程該增量為200 mm左右。因此，為了使撐桿垂直弦梁和地面，在設計和施工時，結點放樣位置要預留索體松弛引起的Y方向形位增量和結點Y方向的形位增量。

(4)分級張拉拉索可以減小對已張拉結構的影響，但是分級過多會影響施工進度，并增加成本。因此，張弦梁結構分2～3級張拉較合適。

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