大跨度懸索橋鋼箱梁吊裝施工技術分析

劉邦，劉建，柯紅軍

(長沙理工大學 土木工程學院，湖南 長沙 410114)

懸索橋上部結構施工主要分為主纜架設階段(從裸塔開始到主纜的空纜狀態)和鋼箱梁吊裝階段(從主纜空纜狀態到成橋狀態)。目前，雙塔單跨懸索橋鋼箱梁吊裝架設主流方案分為從跨中向兩主塔方向對稱吊裝、從主塔向跨中方向對稱吊裝2種方案，施工中根據工程背景選擇合適的吊裝方案。鐘繼衛通過簡化計算難度，對鋼箱梁吊裝進行精細化處理，提高了計算精度；姜軍等為消除施工誤差對鋼箱梁吊裝的影響，提出了反饋控制分析法；韋世國、劉曉濤等分別研究了鋼箱梁吊裝的線形變化和聯合研制的新型全液壓跨纜吊機施工，確保了鋼箱梁的合理吊裝；李永樂等采用梁單元模擬法、平均剛度法及臨時鉸接法模擬加勁梁吊裝過程中的臨時連接，再利用其動力特性進行分析比選；鄭憲政從節段的臨時連接著手，分析了懸索橋鋼箱梁架設過程中結構靜力特性及其變化，并簡單評價了幾類架設方法。但現有研究對不同吊裝方案下主纜線形、標高控制、吊索拉力及下翼緣板開口距等控制參數的分析還不夠。該文以重慶太洪長江大橋為工程背景，提出3種鋼箱梁吊裝架設方案，按照倒拆分析法模擬逆施工過程，對主纜線形、標高、吊索拉力及下翼緣板開口距等控制參數進行分析，確定合理的鋼箱梁吊裝方案。

1 工程概況

重慶太洪長江大橋采用主跨808 m懸索橋方案，矢跨比1/10。主塔為門式框架結構，索塔總高度為185.68 m，塔柱采用普通鋼筋砼結構。主纜的孔跨布置為(190+808+260)m，中跨為懸吊結構。主纜橫橋向中心間距為34 m，吊索順橋向標準間距為12 m。索塔中橫梁處設置橫向抗風支座、豎向支座和縱向阻尼器。加勁梁兩端各設一道伸縮縫，其不受約束的伸縮量為±800 mm。加勁梁采用流線型扁平鋼箱梁，箱梁中心線處高3.0 m(不含頂、底板厚度)，全寬39.6 m(含風嘴)。汽車荷載等級為公路一級。全橋加勁梁共5種類型(A、B、C、D、E)、68個梁段，其中A類標準梁段64個，長12 m，重201.5 t；合龍段B、C各1個，長9 m，重151.7 t；端節段D和E各1個，長度分別為9.2、10.8 m，重量分別為172.8、193.4 t。梁段分布見圖1。

圖1 重慶太洪長江大橋梁段劃分示意圖(單位：cm)

2 鋼箱梁吊裝方案比選

2.1 模型設計參數

鋼箱梁吊裝過程中，由于單元、荷載、邊界條件及工況變化復雜，常規解析方法已不適用，需采用非線性有限元進行分析。使用MIDAS/Civil軟件，考慮幾何非線性因素構建有限元模型，主纜和吊索采用索單元模擬，主塔和鋼箱梁采用梁單元模擬，對鞍座、吊索和鋼箱梁的臨時連接作細化模擬。

(1)鞍座與主纜的連接模擬。主纜與鞍槽連接處是一段圓弧線，與索鞍有2個切點。在鞍座位移變化過程中，主纜鞍座的相對位置變化直接影響主纜線形和鞍座的偏位。采用梁單元模擬鞍座，可將懸鏈線單元模擬的多分段主纜與鞍座設置成一段只受壓的接觸單元(見圖2)。

圖2 主纜與鞍座的接觸模擬

(2)吊索模擬。每吊點處均設有2根吊索，在模型中簡化成一個只受拉桁架單元，該單元兩端各有一個沿單元坐標系X軸方向的自由度。

(3)梁段之間的連接模擬。鋼箱梁吊裝前期相鄰梁端頂板通過臨時鉸接連接，底板不連接，梁段間可發生轉動。采用剛臂單元模擬箱梁截面，在相鄰箱梁單元間釋放轉動約束，剛臂單元下端用只受壓單元模擬箱梁底板間可以開口但不能被壓縮的單向變形(見圖3)。

圖3 梁段間的連接模擬

2.2 鋼箱梁吊裝方案

目前，主流懸索橋鋼箱梁吊裝順序分為兩種：一是從跨中向兩主塔側方向進行吊裝，最后在靠近主塔處某一位置合龍，該方案有2個合龍段；二是從兩主塔側向跨中方向對稱吊裝，最后在跨中處合龍，該方案只有1個合龍段。受枯水期水位的影響，重慶太洪長江大橋靠近兩主塔側的幾片鋼箱梁無法通過運駁船運輸至指定地點豎直起吊，經綜合考慮，在上面2種主流方案的基礎上進行優化，提出3種鋼箱梁吊裝方案進行比選。

2.2.1 從跨中向兩主塔吊裝

該方案利用跨纜吊機、臨時吊索、牽引索和牽引卷揚機采用蕩移吊裝的方法將S33、N33梁段吊裝至中橫梁上，通過運駁船將S1、N1梁段運輸到指定位置，利用跨纜吊機豎直起吊至指定位置，然后依次將剩余鋼箱梁對稱吊裝，兩片相鄰梁段間采用臨時鉸接，合龍段為S34、N34梁段(見圖4)。

圖4 方案一鋼箱梁總體吊裝流程

2.2.2 從兩主塔側向跨中吊裝

該方案受南北兩岸水位條件的影響較大，先將靠近主塔側4～5片鋼箱梁(S33、S34、S32～S30、N33、N34、N32～N30)利用跨纜吊機、臨時吊索、牽引索和牽引卷揚機采用蕩移吊裝的方法吊裝至相應位置，再通過跨纜吊機的豎直起吊將剩下梁段依次向跨中對稱吊裝，兩片相鄰梁段間采用臨時鉸接，合龍段為S1、N1梁段(見圖5)。

圖5 方案二鋼箱梁總體吊裝流程

2.2.3 先從兩側向跨中，再跨中向兩側吊裝

該方案為優化版的方案一和方案二。先將靠近主塔側的幾片鋼箱梁(S33、S34、S32～S28、N33、N34、N32～N28)吊裝到位，再從跨中向兩主塔側對稱吊裝S26～S1、N26～N1梁段，兩片相鄰梁段間采用臨時鉸接，合龍段為S27、N27梁段(見圖6)。

圖6 方案三鋼箱梁總體吊裝流程

2.3 控制參數比較

2.3.1 主纜標高控制

在鋼箱梁吊裝階段，隨著主跨荷載的增加，主纜的彈性伸長量和主塔的水平偏位增加，相應地主纜和鋼箱梁的標高發生變化。在吊裝階段，著重選取主跨跨中L/4、L/2、3L/4處標高作為控制點，其中主跨跨中L/2處的標高更能反映變化規律。圖7為3種吊裝方案下主纜跨中標高的變化。由于鋼箱梁的吊裝順序不同，主纜的受力也不同，直接表現在主纜線形標高上，方案一和方案二的主纜跨中標高線形變化較簡單，方案一主纜跨中標高先減小再增大，方案二則相反即先增大再減小；方案三主纜跨中標高先增大后迅速減小再平緩增大。

圖7 不同吊裝方案下主纜跨中標高的變化

2.3.2 吊索拉力

鋼箱梁吊裝過程中吊索拉力不斷變化，可通過實時監控得到。對比3種吊裝方案下鋼箱梁吊裝期間吊索拉力的變化，可大致得出鋼箱梁的受力狀態，其中每根吊索拉力都是該吊點的2根索力之和。如圖8所示，方案一吊裝初期吊索拉力初始值較大，隨著鋼箱梁的不斷對稱吊裝，吊索拉力趨于平穩，在合龍處吊索拉力出現小范圍突變；方案二和方案三的索力分布大致接近，吊裝初期，方案二在兩側吊裝鋼箱梁比方案三多，兩側吊索拉力偏大，進入吊裝后期，2種方案均趨于平穩，在合龍處索力出現小范圍突變。

圖8 不同吊裝方案下吊索拉力分布

2.3.3 鋼箱梁下翼緣開口距

在鋼箱梁吊裝階段，隨著鋼箱梁荷載的增加，主纜線形變化較大，鋼箱梁線形也發生變化。在吊裝初期，鋼箱梁線形表現為凹曲線，隨著鋼箱梁的吊裝，鋼箱梁線形變化為凸曲線，最后達到設計成橋線形。為避免梁段間產生較大彎曲次內力，相鄰梁段間上翼緣板采用臨時鉸接，下翼緣板開口可變化。

如圖9所示，跨中處和靠近主塔處的梁段間下翼緣開口距較大。方案一中下翼緣開口距的最大值56 mm出現在跨中處，從跨中向兩側開口距逐漸減小直至閉合。方案二與之相反，下翼緣開口距的最大值51 mm出現在靠近主塔處，從主塔側向跨中下翼緣開口距逐漸減小直至閉合。方案三由于其吊裝順序的復雜性，跨中處和主塔處的下翼緣板開口距均較大，但跨中下翼緣開口距的最大值只有45 mm，與方案一相比有所減小，變化規律也是從跨中向兩側逐漸減小直至閉合。

圖9 不同吊裝方案下翼緣開口距最大值分布

2.4 吊裝方案的確定

通過對3種吊裝方案下梁段間下翼緣板開口距、吊索拉力最大值、主纜線形標高等控制參數及工期、施工難度、合龍段誤差的對比分析(見表1)，選出最合適的吊裝方案。

從表1可看出:方案一雖然在施工難度、梁段間下翼緣開口距和主纜線形變化規律方面具有優勢，但由于在吊裝橋塔側鋼箱梁時河道航運無法滿足駁運條件，需等到豐水期后才能吊裝，導致無法按工期施工。方案二雖然可按工期施工，但在吊裝至合龍段處時梁段間高差較大且不易控制，導致合龍難度加大。方案三在吊裝前期可通過蕩移吊裝方式解決靠近主塔側的鋼箱梁吊裝，后續鋼箱梁吊裝可按工期正常進行，雖然施工難度稍大，但通過合理的連接裝置可滿足施工要求，既可解決施工工期問題，又可將鋼箱梁在吊裝合龍段處梁段間的高差控制在合理范圍內。綜合比選，選定方案三為最終方案。

表1 3種吊裝方案控制參數對比

目前，重慶太洪長江大橋通車在即，全橋已順利通過荷載試驗。采用方案三進行鋼箱梁吊裝，全橋的目標成橋線形與監控理論線形誤差很小(見圖10)，在合理范圍內，該方案為最合理的吊裝方案。

圖10 吊裝后成橋線形

3 結論

根據大跨度懸索橋的結構特點，以重慶太洪長江大橋為施工背景，提出3種鋼箱梁吊裝方案，經過比選，選定方案三為最終方案。主要結論如下：

(1)鋼箱梁吊裝初期，由于主纜變化明顯，梁段的增加對下翼緣開口距變化的影響較大，會出現波浪狀的彎折變化且開口距均較大，最大值51 mm；進入吊裝后期，開口距逐漸減小直至閉合，合龍段附近開口距出現正負交替波動現象。

(2)鋼箱梁吊裝架設過程中，隨著荷載的不斷累積，主纜線形和鋼箱梁線形發生變化，主纜線形的跨中標高呈現先迅速上升后逐漸下降至平緩的趨勢；鋼箱梁線形初期表現為較明顯的凹曲線，隨著鋼箱梁的不斷吊裝，線形逐漸變化為凸曲線，進入吊裝后期線形呈現為目標成橋線形。

(3)每根吊索拉力都是該吊點的2根索力之和，吊索拉力在鋼箱梁吊裝架設前期變化較大，達到1 930 kN；隨著鋼箱梁的吊裝，吊索拉力變化逐漸趨于平緩并維持在1 920 kN左右；吊裝后期，在合龍段處會呈現峰值突變現象，達到2 000 kN左右。