大跨小半徑曲線轉體斜拉橋施工控制技術*

鄭建新，于 哲，孫南昌，黃甘樂

(1.中交第二航務工程局有限公司，湖北 武漢 430040；2.長大橋梁建設施工技術交通行業重點實驗室，湖北 武漢 430040；3.交通運輸行業交通基礎設施智能制造技術研發中心，湖北 武漢 430040；4.中交公路長大橋建設國家工程研究中心有限公司，北京 100120；5.中交第二公路勘察設計研究院有限公司，湖北 武漢 430056)

1 工程概況

鄭萬高速鐵路上行聯絡線與鄭西高速鐵路夾角17°，設計采用(32+138+138+32)m單塔雙索面轉體斜拉橋，塔墩梁固結體系，豎向位于R=1 400m平曲線上，縱坡2.906 2%，采用165 000kN轉體球鉸支座，橫向偏心0.847m，設計球鉸中心與結構重心重合。球鉸以上索塔全高89.0m。主梁為單箱雙室預應力混凝土箱梁。全橋共11對斜拉索。

本工程主梁采用滿堂支架澆筑，其中索塔兩側各128m主梁采用在制梁位現澆，斜拉索張拉完畢后與索塔整體平轉至設計目標位置，再與邊跨梁段合龍。總體施工工藝流程為：基礎施工→下、上球鉸安裝→索塔液壓爬模施工→主梁支架現澆→斜拉索掛設及張拉→主梁與支架接觸脫空→臨時鎖定拆除→結構稱重和配重→天窗時間轉體，精確定位后封固球鉸→合龍段澆筑和二期施工→斜拉索二次張拉。橋型及布置如圖1所示。

圖1 橋型及布置(單位：m)

2 施工控制方法

2.1 全過程控制方法

本工程平曲線半徑小、跨度大，在索塔施工過程中，索塔重心相對于轉動中心往曲線外側偏移0.847m，隨著主梁由索塔往前端澆筑，結構橫向重心逐漸往曲線內側偏移，最終達到轉動體重心與轉動球鉸中心重合。大跨小半徑曲線轉體斜拉橋相對于傳統轉體橋梁施工，經歷了結構偏心轉換過程，結構穩定性控制難度大。同時，主梁轉動前端、塔頂到球鉸中心的距離分別為撐腳到球鉸中心距離的28.4倍、19.7倍，撐腳位置微小變形會導致主梁標高及塔偏誤差放大，控制精度要求高；且跨繁忙高速鐵路，屬小天窗轉體，施工可靠性需保證。

針對轉體斜拉橋結構及施工特點，采用施工全過程控制方法，主要分為計劃階段、澆筑張拉階段、轉體階段。在計劃階段，結合結構特點及施工工藝進行施工全過程分析，確定關鍵控制參數、施工預拱度、成橋控制目標等；在澆筑張拉階段，重點進行轉體系統精細化安裝控制、支架安全性主動控制、自重及索力誤差識別與修正；在轉體階段，通過轉動速度控制、結構受力與空間姿態實時監測，實現精準對接。全過程控制方法如圖2所示。

圖2 全過程控制方法

2.2 施工控制目標狀態

斜拉橋施工控制的目標狀態為成橋結構線形與內力逼近設計目標值。基于全過程控制思路，結構內力控制主要為變形和索力控制，線形控制主要為現澆立模線形和張拉階段變形控制。本工程主梁采用滿堂支架現澆，體系轉換復雜，參數識別困難，線形控制成為施工控制中的難點。

主梁成橋高程目標線形為“設計線形+恒載撓度反拱+1/2活載撓度反拱”，其中“恒載撓度反拱+1/2活載撓度反拱”即為立模豎向預拱度；主梁軸線控制目標為偏差<10mm。主梁預拱度如圖3a所示。計算分析同時表明，斜拉索張拉過程中，索力水平分量差導致主梁產生沿平曲線內側最大達50mm變形，因此需設置軸線預偏，如圖3b所示。

圖3 預拱度與軸線預偏設置

3 施工控制關鍵技術

3.1 穩定性分析與控制

由于本工程從索塔到主梁施工過程中，結構橫向重心不斷變化，在轉動體重心與轉動球鉸中心重合前，結構一直處于偏心受力狀態，因此需設置可靠的鎖定裝置，確保澆筑張拉階段結構穩固。為此，在上轉盤外緣均勻布置8個直徑1m砂箱，每個砂箱出廠前預壓荷載21 000kN，砂箱中心離球鉸中心4.5m，單個砂箱可提供94 500kN·m不平衡力矩，索塔混凝土3 254m3，0.847m偏心距產生的力矩約68 900kN·m，可滿足澆筑張拉階段穩定性要求。同時，沿上、下轉盤布置56根φ40精軋螺紋鋼，精軋螺紋鋼預拉，其與砂箱同時作用，將上、下轉盤鎖定穩固。

在實際施工過程中，因不可避免的施工誤差，主塔兩側的梁重不可能完全一致，從而產生一個不平衡力矩。同時，施工過程中的風荷載也會產生不平衡力矩。臨時鎖定解除后，不平衡力矩成為影響結構穩定性的主要因素。

在風壓作用下，結構所承受的最大偏載彎矩Mf可按下式計算：

Mf=wkblh0

(1)

式中：wk為主梁處風荷載，按wk=bgzmsmzw0計算，wk=0.1kN/m2；b為橋面寬度，b=11m；l為主塔單側懸臂長度，l=128m；h0為力臂；h0=128/2=64m；則風荷載產生的彎矩Mf=9 011kN·m。

轉動體相對于球鉸中心偏移引起的傾覆力矩Mg可按式(2)計算。本橋設計理論偏心距e=0.847m，以實際重心偏離設計0.6e=508mm考慮。

Mg=0.6Ge=165 000×0.508=83 853kN·m

(2)

為克服臨時鎖定解除后的不平衡力矩，在上轉盤外緣設置8對φ800×24雙圓筒撐腳，內填C50混凝土，防止轉動體發生傾覆(見圖4)。

圖4 臨時鎖定及支撐布置

撐腳反力計算：

(3)

式中：L為撐腳位置處的滑道半徑，取4.5m。

抗傾覆安全系數為：

(4)

式中：n為安全系數；Fl為單對雙箱筒的承載力，取47 978kN。

風荷載及自重不平衡力矩作用下，轉體系統的抗傾覆安全系數n=2.32，滿足安全性要求。

3.2 結構稱重與配重

本工程轉動體高89m、長256m，結構龐大，平曲線半徑小，施工中不可避免會存在誤差，造成橋體縱、橫向重心偏離球鉸中心，形成不平衡力矩。相對于直線轉體橋梁，本工程需進行雙向偏心控制。

稱重測試轉動體不平衡力矩原理為，千斤頂作用力矩、自重不平衡力矩、球鉸摩阻力矩三者間的平衡關系。結構存在不平衡力矩MG大于或小于摩阻力矩Mf的情況。為此，臨時鎖定解除前，在縱、橫橋向布置4組共8臺千斤頂，千斤頂頂面與梁底密貼。稱重千斤頂布置如圖5所示。

圖5 稱重千斤頂布置

稱重時，球鉸兩側頂升力分別為F1，F2，千斤頂距球鉸中心距離分別為L1，L2，平衡臨界狀態力矩平衡方程為：

(5)

臨時鎖定拆除后，千分表采集的撐腳與滑板間隙變化微小，最大間隙變化<0.3mm。初步判斷為不平衡力矩小于摩阻力矩。

配重前，橫橋向最大偏心69mm，往曲線內側；縱橋向最大偏心95mm，往大里程側。

由于橫橋向偏心較小，且橫橋向可施加配重的區域小，因此，僅考慮對縱橋向進行配重，在萬州側離索塔中心48.6m、橋梁中心線處配重15t，縱橋向偏心調整至50mm。配重施加位置如圖6所示。

圖6 配重位置示意

3.3 斜拉索合理張拉工序控制

為保證轉體施工全過程的安全性，臨時鎖定拆除前，需將主梁現澆滿堂支架卸落至主梁底板以下約3m，確保體系轉換及轉體過程中主梁不會觸碰到下面的支架。而支架若在受力狀態下卸落，則會產生極大安全隱患，因此，需通過斜拉索合理張拉工藝控制，使得斜拉索張拉完成后主梁與支架脫空。

基于全過程控制方法，以施工期主梁拉應力小于C55混凝土容許抗拉強度1.89MPa、支架卸落前主梁上拱為階段控制目標，通過索力與主梁響應分析，得到支架卸落前斜拉索索力為成橋索力的0.6～1.0倍時，主梁整體上拱。支架卸落前索力與成橋索力比值以及主梁變形分別如圖7，8所示。

圖7 支架卸落前索力與成橋索力比值

圖8 支架卸落前主梁變形

采用MIDAS /Civil有限元模型，支架卸落前，若斜拉索一次張拉至階段目標索力，主梁部分區域出現拉應力超限，為此，優化斜拉索為兩次張拉工序，其中第1次張拉力為第2次張拉力的0.7倍，施工全過程主梁最大拉應力1.6MPa，結構狀態合理可控。施工全過程主梁最大拉應力如圖9所示。

圖9 施工全過程主梁最大拉應力

3.4 轉體實時監測技術及系統

為實現轉體全過程結構姿態及受力狀態的實時監測，轉體前，在梁端安裝靜力水準儀、索塔上安裝傾角傳感器、轉盤上安裝拉繩位移計、撐腳與滑道間安裝千分表、牽引設備上安裝壓力傳感器，結合主梁及索塔施工期預埋的應變計，通過自動化傳感測試系統無線采集各項參數(見圖10)。

圖10 平臺總體構成

開發了橋梁轉體實時監測系統，通過傳感器實時監測值驅動橋梁三維模型運動，將轉體過程中的實時狀態進行三維可視化展示，同時動態分析及展示梁體空間姿態與受力狀態，實現了實時掌握、研判結構轉動姿態和狀態，以及輔助決策控制和異常狀況及時預警，轉體施工全過程結構平穩、對位精準(見圖11)。

圖11 三維實時監測平臺

4 結語

1)針對鄭萬高速鐵路轉體斜拉橋轉體長度大、高度高、曲線偏心大、小天窗轉體等特點，提出了轉體斜拉橋施工全過程控制方法，該方法思路清晰，結構安全和精度控制可靠。

2)通過設置臨時砂箱、撐腳等措施，確保了在風荷載及結構重心偏差影響下轉體系統的抗傾覆安全系數>2。

3)通過4組千斤頂多向精確稱重，有效控制橫、縱橋向偏心在規范范圍內。

4)優化斜拉索各階段目標索力，使得現澆滿堂支架卸落前與主梁脫空，確保支架體系轉換安全性。

5)轉體智能監測技術及平臺實現了對大橋空間姿態、變形、關鍵部位應力等參數的實時監測和輔助決策，確保了轉體施工安全和精準對接。