斜拉橋懸澆段超大跨合龍施工監(jiān)控研究?

彭華，曾文西

（湘西土家族苗族自治州公路管理局，湖南吉首 416000）

斜拉橋懸澆段超大跨合龍施工監(jiān)控研究?

彭華，曾文西

（湘西土家族苗族自治州公路管理局，湖南吉首 416000）

砼懸澆施工方案的合龍段一般為1～2m，目前尚無對(duì)大跨合龍段施工方案的介紹與研究。為了驗(yàn)證大跨合龍段施工方案的可行性與安全性，文中以國(guó)內(nèi)某砼斜拉橋5.5m合龍段為工程背景，分析該合龍方案下主梁位移、應(yīng)力和索力變化，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)論證該合龍方案的可行性。結(jié)果表明該項(xiàng)目懸臂端因需200t水箱配重而使合龍階段主梁發(fā)生較大位移，該階段的立模指令數(shù)據(jù)尤為重要；與設(shè)計(jì)方案的1.5m合龍段方案相比，邊跨合龍之后尾索索力相對(duì)較低；主梁應(yīng)力控制截面為3/4懸臂下緣，即輔助墩頂截面位移。

橋梁；合龍段；懸臂澆筑；施工監(jiān)控；位移；應(yīng)力

砼斜拉橋通常采用懸臂法施工。該方法以主塔為中心，將主梁與斜拉索對(duì)稱逐段懸臂施工，施工過程中結(jié)構(gòu)狀態(tài)不斷變化，在邊跨或中跨合龍后通常還存在體系轉(zhuǎn)換問題。大跨度預(yù)應(yīng)力砼斜拉橋的施工控制效果直接影響成橋運(yùn)營(yíng)期的力學(xué)性能，邊跨的合龍施工控制關(guān)系到斜拉橋結(jié)構(gòu)體系轉(zhuǎn)換，對(duì)成橋線形與成橋內(nèi)力有重要影響。

通常情況下，全橋上下游標(biāo)高測(cè)量和索力測(cè)量是斜拉橋合龍階段施工控制的主要方法和手段。在合龍控制方法方面，主要采用卡爾曼濾波法、最小二乘誤差控制法、無應(yīng)力狀態(tài)法等實(shí)用分析方法。秦順全院士首先提出了無應(yīng)力索長(zhǎng)和無應(yīng)力狀態(tài)分析方法，并應(yīng)用于施工控制技術(shù)，解決了之前所面臨的多種施工控制難題。然而對(duì)大跨度預(yù)應(yīng)力砼斜拉橋施工過程中的一些因素對(duì)施工控制精度的影響仍然未得到解決。懸臂施工橋梁的合龍段長(zhǎng)度一般為1 ～2m。砼斜拉橋合龍段跨度的增加使施工控制面臨新的挑戰(zhàn)。該文以某主跨為420m的雙塔砼斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘埃治鲞吙鐑煞N合龍方案下的力學(xué)行為與施工控制要點(diǎn)，結(jié)合邊跨大節(jié)段合龍段的施工監(jiān)控?cái)?shù)據(jù)驗(yàn)證大節(jié)段合龍方案的可行性。

1　工程背景

某砼斜拉橋上部結(jié)構(gòu)跨徑組合為（210+420+ 210）m，橋面寬30m，梁段劃分為邊跨33對(duì)、中跨34對(duì)懸澆塊件和3個(gè)合龍段、2個(gè)邊跨現(xiàn)澆段，共140個(gè)塊件。邊跨合龍段結(jié)構(gòu)如圖1所示。主梁邊跨GBA33～GBA34梁段為邊跨合龍段，是主梁施工難度最大的關(guān)鍵部位，其施工過程中涉及的技術(shù)要求、控制措施、施工方案及步驟等直接影響全橋的安全、質(zhì)量和外觀。

圖1　某大橋邊跨合龍段的構(gòu)造（單位：cm）

根據(jù)該橋的基本情況，擬定兩種邊跨合龍方案：實(shí)施方案為1#～32#梁段對(duì)稱澆筑，33#與34#梁段為合龍段（長(zhǎng)度5.5m）；比選方案為1#～33#梁段對(duì)稱澆筑，34#梁段為合龍段（長(zhǎng)度1.5m）。施工流程如圖2所示。

由圖2可知：兩種方案的最大區(qū)別在于合龍段的長(zhǎng)度，實(shí)施方案采用的是5.5m合龍段，對(duì)比方案采用的是1.5m合龍段。實(shí)施方案是將最后一個(gè)懸臂段與邊跨合龍段合為一體同時(shí)施工，而對(duì)比方案是將二者拆開分別施工。

對(duì)比方案是常用的橋梁合龍方案，但鑒于該橋的特殊性，無法采用對(duì)比方案進(jìn)行合龍。因此，需對(duì)實(shí)施方案進(jìn)行驗(yàn)算與論證。

圖2　兩種邊跨合龍方案的施工流程

2　超大跨合龍方案分析

2.1有限元模型

采用MIDAS/Civil2010軟件建立全橋有限元模型（如圖3所示），全橋劃分為3335個(gè)節(jié)點(diǎn)、3261個(gè)單元、125個(gè)施工階段。主梁、索塔與橋墩為梁?jiǎn)卧崩鳛殍旒軉卧：淆堧A段的荷載采用集中力加載，荷載數(shù)值如表1所示。

圖3　某大橋有限元模型

表1　邊跨合龍段荷載數(shù)值　kN

2.2數(shù)據(jù)分析

2.2.1合龍段位移分析

根據(jù)有限元數(shù)值模擬結(jié)果，懸澆段從0#塊至成橋運(yùn)營(yíng)3年后的累積位移如圖4所示。

圖4　考慮施工階段的全橋主梁竣工3年后位移

由圖4可知：原始方案中，即對(duì)稱澆筑33#主梁后合龍邊跨（合龍段1.5m），最大懸臂位置（BA33）的位移達(dá)到-30.3cm。采用大跨度合龍方案，即將33#與合龍段同時(shí)澆筑，懸臂端部位移僅為-17.8cm。

以BA32梁段為研究對(duì)象分析合龍施工階段最大懸臂端的位移情況，邊跨合龍7個(gè)步驟下該主梁前端的位移時(shí)程如圖5所示。

斜拉橋施工控制以梁底標(biāo)高為主，主要表現(xiàn)為相鄰梁段高差和標(biāo)高誤差。對(duì)于懸臂澆筑的砼斜拉橋，相鄰梁段高差控制在于掛籃定位與變形控制，而標(biāo)高誤差在施工過程中不斷變化，且整體可調(diào)。對(duì)于該橋大跨度合龍，合龍口的標(biāo)高控制直接影響全橋成橋線形與內(nèi)力。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，邊跨合龍階段7個(gè)荷載步下D1測(cè)點(diǎn)的變形如圖6所示。

由圖6可知：監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與理論分析數(shù)據(jù)較為吻合，證明了數(shù)據(jù)分析結(jié)果的正確性與可靠性，同時(shí)從位移角度驗(yàn)證了該方案的可行性。

圖5　邊跨合龍階段主梁與索塔位移時(shí)程

圖6　邊跨合龍階段BA32#主梁位移

在第2個(gè)荷載步，即邊中跨同時(shí)配重200t水箱，主梁住移由-8.7cm下降至-23.1cm，主梁變形值達(dá)到14.4cm，而索塔基于無變形。該階段的變形主要由對(duì)稱配重荷載產(chǎn)生。在第3個(gè)荷載步，即邊跨掛籃改為合成吊架，主梁相對(duì)變形為上撓15 cm，索塔向河心偏移7.2cm。該階段的變形主要由于邊跨現(xiàn)澆段分配掛籃一部分重量，導(dǎo)致懸臂端配重相對(duì)減小，索塔向河心偏移，而索塔與主梁幾何長(zhǎng)度比值為1∶2，即主梁上撓值為索塔偏位值的2倍。在勁性骨架鎖定之后，主梁幾乎無變形，而隨著合龍段預(yù)應(yīng)力及斜拉索索力的施加，索塔逐漸向邊跨偏移。

2.2.2合龍段附近的斜拉索索力分析

斜拉橋成橋索力一般采用剛性支承連續(xù)梁法、零彎矩法等與優(yōu)化算法結(jié)合計(jì)算得到，然后采用結(jié)構(gòu)倒拆法與正裝迭代法或無應(yīng)力構(gòu)形控制法計(jì)算施工階段索力。斜拉橋合龍階段的索力變化反映梁段的受力情況。該橋成橋索力分布如圖7（a）所示，邊跨合龍階段BA32、BA31拉索索力如圖7（b）所示。

由圖7可以看出：隨著邊跨合龍的進(jìn)行，BA32 與BA31斜拉索索力均出現(xiàn)小幅波動(dòng)，兩者變化趨勢(shì)相同。在配重階段，BJ32斜拉索索力升高432kN；在張拉預(yù)應(yīng)力與BJ33索力張拉階段，BJ32斜拉索索力降低624kN。需說明的是，盡管在第3個(gè)荷載步，即邊跨掛籃改為合龍吊架時(shí)主梁和索塔均發(fā)生較大位移（如圖5所示），但該階段的索力并未發(fā)生較大變化。該階段的位移是由于主梁懸臂兩端不平衡配重產(chǎn)生的整體結(jié)構(gòu)面內(nèi)扭轉(zhuǎn)所導(dǎo)致，因而索力無較大變化。隨著邊跨預(yù)應(yīng)力及BJ3斜拉索的張拉，索塔向邊跨偏移，導(dǎo)致BJ32與BJ31及其他斜拉索索力降低。此外，合龍方案變更后對(duì)索力的影響相對(duì)較小。

圖7　成橋索力及邊跨合龍階段BA32與BA31拉索索力

由于索力安全富余較大，可通過索力調(diào)整來滿足標(biāo)高和應(yīng)力要求。例如：若主梁超重，則增加索力；若施工溫度有誤差，則通過索力調(diào)查進(jìn)行調(diào)整。斜拉索BA32與BA31拉索索力變化趨勢(shì)如圖8所示。

圖8　邊跨合龍階段BA31與BA32拉索索力變化趨勢(shì)

2.2.3砼主梁內(nèi)力分析

合龍階段的主梁應(yīng)力直接反映結(jié)構(gòu)的安全儲(chǔ)備情況。根據(jù)施工階段仿真數(shù)值分析結(jié)果，全橋成橋后主梁應(yīng)力如圖9（a）所示。從中可以看出主梁應(yīng)力較大的位置為主梁BA26（約為懸臂長(zhǎng)度的3/4）下緣，最大應(yīng)力達(dá)15MPa。因此，在合龍階段選取該點(diǎn)作為應(yīng)力控制點(diǎn)。邊跨合龍階段7個(gè)荷載步下BA26主梁應(yīng)力變化如圖9 （b）所示。

圖9　施工階段主梁應(yīng)力

由圖9（b）可知：邊跨合龍階段，BA26上下緣應(yīng)力基本呈對(duì)稱分布，主梁最大應(yīng)力為11.01MPa。BA26梁段位于邊跨懸臂長(zhǎng)約3/4的位置，在張拉合龍段預(yù)應(yīng)力前，該梁段下緣壓應(yīng)力逐步增加，而上緣壓應(yīng)力逐步減小，表明主梁負(fù)彎矩效應(yīng)逐步增加。合龍段預(yù)應(yīng)力張拉后，該梁段下緣應(yīng)力減小約0.8 MPa；斜拉索張拉完成后，下緣應(yīng)力略有增加。

對(duì)于主梁和索塔均為砼的斜拉橋，砼應(yīng)力控制是安全控制的重要內(nèi)容，應(yīng)力誤差應(yīng)控制在2MPa以內(nèi)。由于砼應(yīng)力測(cè)試較難，通常由應(yīng)變反映，而應(yīng)變包含了材料收縮、徐變等，故應(yīng)力測(cè)試結(jié)果的精度難以滿足。該橋采用JMZX-215型埋入式應(yīng)變計(jì)，測(cè)量精度為1με。控制斷面BA26截面上下緣應(yīng)

力實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與理論數(shù)據(jù)對(duì)比如圖10所示。由圖10可看出：邊跨合龍階段BA26主梁應(yīng)力與理論值的誤差在2MPa之內(nèi)，施工控制效果較好。該施工方案下，主梁應(yīng)力控制截面為3/4懸臂下緣，即輔助墩頂截面位移。

3　結(jié)論

圖10　邊跨合龍階段主梁BA26應(yīng)力變化趨勢(shì)

龍過程中主梁懸臂端發(fā)生約18cm位移，最大懸臂端的立模控制尤為重要。

（2）與對(duì)比方案的1.5m合龍段相比，按照大跨合龍方案施工完成后的尾索索力相對(duì)較低，成橋后需進(jìn)一步調(diào)節(jié)。

（3）主梁應(yīng)力控制截面為3/4懸臂下緣，即輔助墩頂截面位移。

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U445.1

A

1671-2668（2016）04-0209-04

?國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃（973計(jì)劃）資助項(xiàng)目（2015CB057700）

2016-01-10