池州長江公路大橋施工控制關鍵技術

余 竹，袁 博，鄒本輝，杜憲亭

（1.安徽省交控建設管理有限公司，安徽 合肥 230088；2.交通運輸部公路科學研究所，北京市 100088；3.北京交通大學，北京市 100044）

1 工程概況

池州長江公路大橋連接安徽省銅陵市樅陽縣和池州市貴池區，是濟祁高速跨越長江的控制性工程，采用一級公路、速度100 km/h的雙向6車道標準設計。其主通航孔橋為3×48 m+96 m+828 m+280 m+100 m的雙塔雙索面不對稱混合梁斜拉橋，采用半飄浮結構體系，見圖1。主通航孔橋橋面寬39.0m（含風嘴），橋梁中心線處梁高為3.5 m，設置2%的雙向橫坡。樅陽側輔助墩側主梁為長147 m的單箱六室預應力混凝土箱梁，其余主梁為長1 301 m的扁平鋼箱梁，鋼混結合段位于Z3號輔助墩偏中跨方向3 m處。索塔為花瓶造型的鋼筋混凝土結構，北塔高237 m，南塔高243 m。塔柱直線段內以13.5 m的間距設置6道7.0 m×7.0 m×5.5 m的鋼橫梁，自下至上分別編號為GHL1～GHL6。總計27組鋼絞線斜拉索分組集聚式錨固于塔柱間的鋼橫梁上（自下而上對應鋼橫梁編組為3+4+5+5+5+5），為國內首創[1]。

圖1 池州長江公路大橋橋型布置圖（單位：m）

主橋索塔劃分為54個節段，在樁基礎施工完成后采用爬模法施工，當作業臨近鋼橫梁時，提前安裝托架，便于后續的鋼橫梁定位與安裝。樅陽側預應力混凝土主梁采用支架現澆法施工，臨近鋼混結合段部分需待鋼箱梁N6段施工完成后再進行澆筑。鋼箱主梁采用懸臂拼裝法施工。以樅陽側索塔為例，先利用浮吊安裝塔區0、1號段，臨時錨固塔梁，張拉1號斜拉索，并完成江、岸側橋面吊機安裝，接著對稱安裝2～6號段。具體安裝工序為：鋼箱梁起吊、腹板定位、連接臨時匹配件、主梁全截面栓-焊連接、斜拉索掛設與一次張拉、吊機前移、斜拉索二次張拉。6號段施工完成后進行鎖定，澆筑最后一段混凝土主梁，并張拉鋼混結合段預應力鋼束，從而完成樅陽側邊跨合龍。此后，樅陽側跨主梁采用單懸臂法施工，直至27號梁段完成，最后采用配切法進行中跨合龍段（HLD）合龍施工。

池州大橋所采用的集聚式錨固體系具有極強的創新性[2]，以至于索塔、主梁施工作業較為復雜。尤其是邊跨輔助墩墩頂鋼箱梁安裝、鋼混結合段定位、鋼橫梁安裝等均給施工控制帶來極大的挑戰。此外，鋼箱梁的栓、焊混合連接方式縮小了安裝線形可調的范圍，提升了制造線形的精準性要求。為確保主梁高精度合龍且成橋狀態符合設計要求，采用幾何控制法進行大橋施工控制：建立大橋分階段施工有限元模型和鋼橫梁局部有限元模型，計算各關鍵部件的內力和位移，結合數據現場監測，對索塔、主梁、斜拉索進行控制[3-4]。

2 有限元模型

2.1 分階段施工有限元模型

采用Midas/Civil軟件建立全橋分階段施工有限元模型，見圖2。用梁單元模擬主墩、索塔、主梁，用索單元模擬拉索，共計620個單元、748個節點。邊界條件的處理方式為：主梁與索塔下橫梁及過渡墩、輔助墩墩頂間均采用彈性連接，主墩、過渡墩、輔助墩墩底均采用固結。

圖2 主通航孔橋分階段施工有限元模型

參考實際施工工序，將大橋的施工過程劃分為181個階段。模型計算過程中，考慮了混凝土收縮徐變和斜拉索垂度效應。在此基礎上，進行結構參數（索塔剛度、主梁剛度等）敏感性分析，提取關鍵控制參數，為施工過程提供依據[5]。

2.2 集聚錨局部有限元模型

為掌握由集聚式錨固體系造成的局部受力和變形情況，基于ABAQUS軟件建立錨固區域有限元精細化分析模型，見圖3。在該模型中，采用四節點曲面殼單元（S4R）模擬鋼橫梁，采用線性四面體實體單元（C3D4）模擬塔柱混凝土部分，采用兩節點空間線性桁架單元（T3D2）模擬錨桿及鋼筋，采用梁單元（B31）模擬剪力釘，用embedded（嵌入區域約束）功能實現鋼筋埋入混凝土的模擬。鋼橫梁與塔柱之間法向采用硬接觸，切向采用庫倫摩擦接觸，摩擦系數取0.3；塔柱邊界條件由分階段施工的受力分析結果確定[6-7]。計算荷載主要考慮自重和斜拉索索力，其中斜拉索索力以均布壓力的方式進行模擬。

圖3 集聚錨局部有限元模型

3 施工控制關鍵技術

在池州大橋主橋施工控制中，基于幾何控制法，利用分階段施工有限元模型和集聚錨局部有限元模型計算結果，推算出塔、梁無應力曲率和斜拉索無應力長度，指導各構件的制造和安裝，通過誤差識別及修正，使成橋狀態達到設計要求[8]。

3.1 索塔施工控制關鍵技術

根據集聚錨局部有限元模型計算結果，鋼橫梁豎向最大相對位移為1.9 mm，順橋向最大相對位移為1.8 mm，見圖4。由此可見：相對于鋼橫梁自身尺寸而言，自身相對變形非常小，因此，鋼橫梁制造階段按照設計尺寸及空間位置制造，無需另外調整。

圖4 北塔GHL1成橋狀態變形結果

索塔施工過程中，在自重和斜拉索索力作用下會產生一定的壓縮量。為使塔端錨固點成橋坐標符合設計要求，應在塔柱和鋼橫梁施工過程中設置一定的預抬量。經過計算分析，并根據實測數據進行修正，最終得到索塔施工的預抬量，其中GHL1及附近塔柱節段預抬量為48.2 mm，GHL6及附近塔柱節段預抬量為64.9 mm。

3.2 主梁施工控制關鍵技術

3.2.1 預應力混凝土箱梁控制

預應力混凝土箱梁采用支架現澆法施工，澆筑前進行支架預壓以消除支架非彈性變形，得到彈性變形。由支架彈性變形量，結合主梁無應力線形，設置預拱度[9]見圖5。此外，為抵消箱梁縱橋向壓縮變形的影響，設置首段混凝土箱梁預加長量、支座頂板預偏量和NSC7～NSC27斜拉索索道管預偏量。根據計算結果，首段混凝土箱梁預加長量為45.6 mm，Z0～Z3墩支座頂板預偏量分別為44.2、39.8、33.4、22.8 mm，NSC7～NSC27斜拉索索道管預偏量范圍為20.1～42.6 mm。（以上預加長量、預偏量均偏向岸側）。

圖5 預應力混凝土箱梁預拱度設置

3.2.2 鋼箱梁控制

根據分階段施工有限元模型計算得到鋼箱梁的制造線形（見圖6），結合鋼箱梁縱橋向壓縮量即可計算得到理論無應力構形。在實際制造過程中還應根據具體情況考慮溫度、焊縫收縮等因素產生的影響，得到鋼箱梁實際無應力構形[10]。為確保制造精度，在鋼箱梁上設置四角高程控制點和中央軸線等控制點。每輪鋼箱梁整體組焊完成后進行預拼裝檢查。鋼箱梁出廠前需進行稱重，以鋼箱梁實際重量為依據對分階段施工有限元模型進行調整。

圖6 鋼箱梁設計線形與制造線形

鋼箱梁安裝階段控制是控制主梁線形的關鍵，起吊過程中要不斷調整起吊梁段的空間姿態以保證梁段間的螺栓孔匹配和主梁安裝線形滿足精度要求。鋼箱梁段全截面栓、焊連接作業完成后，后續斜拉索張拉過程主要控制目標為懸臂端高程，須嚴格控制橋上臨時荷載。此外，斜拉索上下游需對稱張拉，以保證上下游高程差在控制精度內。

在安裝過程中鋼箱梁線形誤差包含標高和軸線兩方面。

標高誤差體現在斜拉索張拉完成后懸臂端實際高程與理論高程不一致。由于鋼箱梁安裝遵循“切線拼裝法”的原則，標高誤差存在累計效應，須通過斜拉索索力調整進行控制。以北跨跨中鋼箱梁為例，懸臂端高程-索力敏感性分析結果見圖7。從中不難看出，NM1～NM3號鋼箱梁懸臂端高程對索力變化不敏感，NM4～NM27號鋼箱梁懸臂端高程對索力變化較敏感，且隨著懸臂長度的增大敏感性增加。因此，當NM1～NM3號鋼箱梁施工時不進行標高誤差調整，測量數據用于計算模型的參數識別；當NM4～NM27號鋼箱梁施工時出現標高誤差后調整斜拉索。

圖7 鋼箱梁懸臂端高程-索力敏感性分析

塔區梁段軸線控制精度為±3 mm，懸臂拼裝梁段軸線控制精度為±10 mm。鋼箱梁軸線誤差隨著懸臂長度增加而線性增長，因此在第7、14、21號鋼箱梁節段進行腹板與連接板的現場開孔作業，以增大軸線誤差可以調節的范圍。

3.3 斜拉索施工控制關鍵技術

斜拉索無應力長度的計算是其施工控制的關鍵，斜拉索在橋梁自重作用下的線形為懸鏈線，其理論無應力長度需通過迭代求得[11]。再結合斜拉索工作長度、索力傳感器安裝預留長度、溫度等因素，對理論無應力長度進行修正，得到斜拉索實際下料長度。

斜拉索張拉以索長、索力雙控為原則，一張以索力控制為主，二張以索長控制為主，保證邊中跨、上下游對稱張拉，并確保斜拉索索力的均勻性，其中索長利用記號筆或噴漆的方式進行監測，索力監測采用錨索測力計靜測法和索力動測儀頻率法及千斤頂油表讀數相結合的方法。表1列出了部分斜拉索實際張拉過程的監測情況。

表1 NMC9～NMC12號斜拉索張拉過程監測

4 施工控制結果

4.1 索塔控制結果

索塔施工過程中，分別對索塔底截面1、下橫梁附近索塔截面2、GHL1附近索塔截面3進行應力監測，每個截面在索塔4個邊角處設置測點，監測結果見表2。同時對塔頂偏位進行線形監測，并與理論計算值進行對比，見圖8、圖9。結果表明：截面1、2、3實測壓應力分別為4.31～6.72MPa、2.73～5.08 MPa、3.05～5.96 MPa，與理論應力值偏差分別為-0.23～0.12 MPa、-0.15～0.21 MPa、-0.48～0.14 MPa，實測值與理論值較吻合，滿足設計要求。北索塔（Z4）在主梁施工過程中偏位-39.8～-0.2 mm，成橋偏位-26.1 mm；南索塔（Z5）塔在主梁施工過程中偏位-48.1～28.3 mm，成橋偏位16.7 mm。均小于限值80 mm（1/3 000塔高），說明索塔偏位控制良好。（上述偏位方向以偏向池州側為正，偏向樅陽側為負）。

表2 索塔應力監測

圖8 Z4主塔偏位監測

圖9 Z5主塔偏位監測

4.2 主梁控制結果

主梁施工過程中，對梁段四角高程和軸線進行嚴格控制[12]，中跨合龍后，對全橋主梁線形進行通測，并對通測結果進行分析。全橋調索完成后，主梁高程、軸線實測值與理論值見圖10、圖11。由圖10可見，混凝土梁段和鋼箱梁段高程偏差分別為-21～14 mm、-55～51 mm，主梁成橋線形滿足1/10 000倍跨徑的控制精度要求。由圖11可見，主梁軸線偏差均在±10 mm內，滿足規范要求。

圖10 主梁高程實測值與理論值偏差

圖11 主梁軸線實測值與理論值偏差

4.3 斜拉索控制結果

中跨合龍后，斜拉索實測索力與理論索力存在一定偏差，經過全橋調索后，索力實測值與理論值見圖12：北索塔處斜拉索索力最大正偏差為4.96%（NMC27號下游側斜拉索），最大負偏差為-4.63%（NSC23號下游側斜拉索）；南索塔處斜拉索索力最大正偏差為4.77%（SSC9號上游側斜拉索），最大負偏差為-4.88%（SMC16號下游側斜拉索）；索力實測值與監控理論值偏差均在±5%的控制精度范圍內，滿足規范要求。

圖12 斜拉索索力實測值與理論值偏差

5 結 語

針對池州長江公路大橋主通航孔橋集聚式錨固和主梁不對稱施工兩個特點，基于幾何控制法，建立大橋分階段施工有限元模型和集聚錨局部有限元模型，根據理論計算結果對大橋進行施工控制。按照計算得到的鋼箱梁無應力構形和斜拉索無應力長度進行制造階段控制，安裝階段中嚴格控制主梁的軸線和標高、斜拉索索長和索力。大橋中跨合龍后，進行全橋調索以調整主梁線形和斜拉索索力。全橋調索完成后，北索塔成橋塔偏位-26.1 mm，南索塔成橋塔偏位16.7 mm，索塔底最大壓應力為6.72 MPa，預應力混凝土主梁高程偏差為-21～14 mm，鋼主梁高程偏差為-55～51mm，主梁軸線偏差均在±10 mm內，斜拉索索力最大正偏差為4.96%，最大負偏差為-4.88%。結構線形、應力、索力均滿足規范要求，大橋總體控制效果良好。