采用“先纜后梁”施工方法的自錨式懸索橋施工方案研究

陸栢堅(jiān),王榮輝,甄曉霞

(華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院,廣東 廣州 510641)

1 工程概況

東江南支流港灣大橋橋跨布置為60+130+320+130+65=705 m,矢跨比1∶5。為滿足施工期間橋下河道的通航要求,該橋最終采用“先纜后梁”的施工方法,通過(guò)設(shè)置臨時(shí)錨碇和臨時(shí)拉索結(jié)構(gòu)以平衡施工期間的主纜錨固端的水平力。蘇州竹園大橋亦采用此方法施工,其邊跨主梁于支架上架設(shè),中跨主梁則采用“先纜后梁”的施工方法[9]。與前者不同的是,東江南支流港灣大橋邊跨與中跨主梁均采用完全的“先纜后梁”施工方法。由于該橋的跨徑較大,節(jié)段較重,對(duì)主梁吊裝方案的確定提出了更高的要求。

該橋主梁為正交異性板鋼箱梁。標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段長(zhǎng)度為12 m,梁高3.5 m,重238.3 t,材料采用Q345qc鋼材。主塔和輔助墩主體材料為C50混凝土。主纜由37根預(yù)制平行鋼絲索股組成。每根索股由91根直徑為5.0 mm的鍍鋅高強(qiáng)鋼絲組成。主纜鋼絲抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 770 MPa。臨時(shí)拉索由301根抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 670 MPa,直徑為7 mm的鍍鋅高強(qiáng)鋼絲組成。4根臨時(shí)拉索為一組,對(duì)應(yīng)一側(cè)的主纜。主纜吊點(diǎn)間距12 m,主塔兩側(cè)吊點(diǎn)與主塔軸線中心間距16 m。邊、中跨主梁節(jié)段以跨中線對(duì)稱布置。對(duì)吊點(diǎn)和帶有吊索的節(jié)段進(jìn)行數(shù)字編號(hào),數(shù)字編號(hào)的遞增方向與里程遞增方向一致,編號(hào)依次為1～43號(hào)。吊索采用預(yù)制平行鋼束的結(jié)構(gòu)形式。鋼絲材料與主纜相同。每個(gè)吊點(diǎn)設(shè)置2根吊索,1號(hào)及43號(hào)吊點(diǎn)每根吊索由121根鋼絲組成,其余吊索由91根鋼絲組成。橋跨布置與節(jié)段劃分見(jiàn)圖1和圖2。根據(jù)設(shè)計(jì)參數(shù)建立全橋施工過(guò)程的分析模型，見(jiàn)圖3。

圖1 橋跨布置(單位:m)Fig.1 Arrangement of bridge spans(unit :m)

圖2 主梁節(jié)段劃分Fig.2 Segment division of the main girder

圖3 全橋有限元模型Fig.3 Finite element model of the whole bridge

2 基本施工方案

2.1 臨時(shí)錨固體系

G節(jié)段處設(shè)置臨時(shí)錨固耳板,位于腹板延伸位置。臨時(shí)錨錠由兩組引橋墩柱的基礎(chǔ)和加強(qiáng)結(jié)構(gòu)組成。臨時(shí)拉索錨固于G梁耳板和臨時(shí)錨錠間。主梁吊裝時(shí),G梁與輔助墩間進(jìn)行臨時(shí)固結(jié),利用輔助墩自身強(qiáng)度承受臨時(shí)拉索與主纜間的水平力差。地錨轉(zhuǎn)自錨的體系轉(zhuǎn)換前,解除墩梁固結(jié)。

2.2 支架區(qū)節(jié)段

錨跨段與G、F節(jié)段架設(shè)于錨跨區(qū)支架上,D、C1、C2節(jié)段架設(shè)于塔區(qū)支架,其余節(jié)段均為無(wú)支架節(jié)段,支架區(qū)節(jié)段在主纜架設(shè)前安裝完畢。

2.3 主梁吊裝方法

對(duì)于自錨式懸索橋,高矢跨比有減少主纜內(nèi)力、減少主纜用鋼量[10]、降低錨固端承受的主纜水平力等優(yōu)勢(shì)。一般的自錨式懸索橋均采用較大的矢跨比,索鞍兩側(cè)主纜傾角較大,難以采用纜載吊機(jī)對(duì)主梁進(jìn)行起吊[11]。該橋的一般節(jié)段的起吊采用倒提升方法。在節(jié)段上設(shè)置4個(gè)吊點(diǎn),每個(gè)吊點(diǎn)設(shè)置一組倒提升裝置。全橋配有兩種型號(hào)的連續(xù)千斤頂。中跨所配型號(hào)為L(zhǎng)SD4500,額定荷載4 500 kN。邊跨所配型號(hào)為L(zhǎng)SD3600,額定荷載3 600 kN。倒提升吊機(jī)通過(guò)臨時(shí)索夾與主纜連接并與主梁共同提升。每組倒提升裝置重30 t。主梁安裝到位后,與前節(jié)段進(jìn)行臨時(shí)鉸接。節(jié)段吊裝完畢后,拆除倒提升裝置。由于中跨跨中主梁與主纜之間的空間有限,B節(jié)段與2個(gè)A1節(jié)段組成大節(jié)段共同提升。大節(jié)段長(zhǎng)度為34.8 m,重637.595 t。A2～A4節(jié)段采用正、倒提升結(jié)合的方法進(jìn)行吊裝。正提升裝置設(shè)置在待吊節(jié)段的前一節(jié)段上,在節(jié)段吊裝前安裝完畢。其他節(jié)段則采用完全倒提升的方法起吊。主梁節(jié)段吊裝方法見(jiàn)圖4。

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圖4 主梁節(jié)段吊裝示意Fig.4 Hoisting diagram of the main girder section

2.4 合攏段與合攏時(shí)機(jī)

設(shè)置邊跨合攏段為A11節(jié)段,中跨合攏段為A10節(jié)段。為保持全橋施工過(guò)程中主梁溫度中心的一致性,首先進(jìn)行中跨合攏,再進(jìn)行邊跨合攏。

2.5 無(wú)支架節(jié)段與支架區(qū)節(jié)段的連接方式

E節(jié)段作為邊跨首節(jié)段起吊時(shí),可考慮起吊后與F節(jié)段進(jìn)行連接。由于主纜的線型和內(nèi)力均與成橋狀態(tài)有較大區(qū)別,E節(jié)段和后續(xù)無(wú)支架節(jié)段吊裝后,結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)與成橋狀態(tài)相差較大。節(jié)段吊裝完畢并將吊索安裝到位后,吊索力較小。隨著節(jié)段吊裝數(shù)量的增加,主梁荷載逐漸轉(zhuǎn)移至吊索上,吊索內(nèi)力逐漸提升,直至二期鋪裝后到達(dá)設(shè)計(jì)值。

E-F連接方案中截面彎矩值與邊跨節(jié)段吊裝數(shù)量的關(guān)系如圖5所示。

圖5 E-F連接方案中截面彎矩值與邊跨節(jié)段吊裝數(shù)量關(guān)系Fig.5 Relationship between section bending moment and hoisting quantity of side span segment in E-F segment connection scheme

由圖5可知，采用E-F連接方案，G梁中心彎矩隨節(jié)段吊裝數(shù)量的增加而先增后減。在邊跨吊裝5個(gè)節(jié)段時(shí)達(dá)到最大值-413 077.6 kN。該階段的單元彎矩如圖6所示。

圖6 邊跨吊裝5個(gè)節(jié)段后單元彎矩(單位:kN·m)Fig.6 Bending moment diagram of element after lifting 5 segments of side span (unit:kN·m)

邊跨節(jié)段吊裝數(shù)較少時(shí),已吊裝節(jié)段會(huì)形成以輔助墩為支點(diǎn)的類懸臂狀態(tài),主梁的主要荷載由輔助墩而非吊索承擔(dān)。隨著節(jié)段吊裝數(shù)量的增加,吊索內(nèi)力提升,懸臂效應(yīng)隨之減弱。

這種懸臂效應(yīng)有以下幾種不利影響:

(1) 處于類懸臂狀態(tài)時(shí),對(duì)節(jié)段間連接的強(qiáng)度要求較高。臨時(shí)絞連接的強(qiáng)度無(wú)法滿足要求。

(2) 邊跨主梁起吊時(shí),主纜完全承受主梁和起吊裝置的荷載,而主梁安裝后,主纜只承擔(dān)很小一部分荷載。因此,節(jié)段起吊和安裝過(guò)程中主纜力變化較大,主塔應(yīng)力和塔頂位移難以控制。

(3) 吊索錨固于主梁底部,若考慮采用調(diào)節(jié)吊索長(zhǎng)度的方法增加初始吊索力,施工操作難度較高。

2.6 索鞍的預(yù)偏和頂推

該橋根據(jù)空纜時(shí)索鞍的平衡位置向邊跨方向設(shè)置了60 cm的索鞍預(yù)偏。主梁吊裝過(guò)程中,根據(jù)結(jié)構(gòu)受力情況設(shè)置合適的頂推時(shí)機(jī)和頂推量。

2.7 邊跨首個(gè)起吊節(jié)段與E節(jié)段吊裝時(shí)機(jī)

邊跨主梁中,A12號(hào)段作為合攏段最后起吊。由于邊跨首節(jié)段不與支架段直接連接,邊跨的首個(gè)起吊節(jié)段可以有不同的選擇,對(duì)應(yīng)不同的吊裝步驟。對(duì)比3種方案,方案1為先吊E節(jié)段,方案2為先吊A17節(jié)段,方案3為先吊A13節(jié)段。

方案1中,待E節(jié)段與F節(jié)段平齊后,進(jìn)行節(jié)段間的連接。連接時(shí)機(jī)為邊跨吊裝6個(gè)節(jié)段且中跨合攏后,即邊跨合攏段吊裝前進(jìn)行連接。

方案1中邊跨節(jié)段吊裝數(shù)與E-F節(jié)段間高差、間距關(guān)系見(jiàn)表1。由表1可知，E-F節(jié)段間的高差和間距隨邊跨節(jié)段吊裝數(shù)的增加而減小,當(dāng)邊跨節(jié)段吊裝數(shù)為6時(shí),高差為39.82 cm。此時(shí)邊跨節(jié)段除合攏段外均已吊裝完畢。在起吊條件有限的情況下,難以進(jìn)行節(jié)段拼接。由于此階段存在22.5 cm的索鞍偏位,同時(shí)存在塔頂位移,導(dǎo)致主纜在索鞍處的IP點(diǎn)產(chǎn)生偏移。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn),在邊跨節(jié)段數(shù)量不變的狀態(tài)下,E-F節(jié)段間的高差和間距與主纜IP點(diǎn)偏移量有關(guān)。IP點(diǎn)偏移量與節(jié)段間空間關(guān)系見(jiàn)表2。

表1 方案1中邊跨節(jié)段吊裝數(shù)與E-F節(jié)段間高差、間距關(guān)系Table 1 The relationship between the hoisting number of the middle side span segment and the height difference and horizontal spacing between E-F segments in scheme 1

表2 主纜IP點(diǎn)偏移量與E-F節(jié)段間空間關(guān)系Table 2 Spatial relationship between IP point offset of main cable and E-F segments

表2中節(jié)段間高差和間距隨IP點(diǎn)偏移量的減少而減小。A9段吊裝完畢后,E-F節(jié)段間接觸,接觸力與IP點(diǎn)偏移量負(fù)相關(guān)。A11吊裝完畢后接觸力達(dá)到最大值,為107.2 kN。因此,采用此方案時(shí)需在E-F節(jié)段間設(shè)置臨時(shí)支撐結(jié)構(gòu)以保護(hù)主梁結(jié)構(gòu)安全性。

方案2和方案3中,E節(jié)段需待邊跨吊裝若干節(jié)段后起吊(見(jiàn)表3)。需關(guān)注E節(jié)段吊裝時(shí)E和A17節(jié)段間的位置關(guān)系,保證E節(jié)段能夠順利吊裝就位。

表3 不同起吊時(shí)機(jī)中E節(jié)段起吊前后主梁空間關(guān)系Table 3 Spatial relationship of main girder before and after lifting of section E in different lifting time

表3中E節(jié)段起吊時(shí),在吊機(jī)荷載與E節(jié)段荷載的作用下,A17節(jié)段的高度下降。起吊時(shí)高差與已吊節(jié)段數(shù)量負(fù)相關(guān)。E、F節(jié)段連接時(shí),需要配合吊機(jī)將合攏口提升至平齊位置。平齊所需提升力與節(jié)段數(shù)和高差有關(guān),均在吊機(jī)起吊力的范圍內(nèi)。此外,起吊間距與節(jié)段吊裝數(shù)負(fù)相關(guān)。方案3中起吊間距小于E節(jié)段長(zhǎng)度(10.6 m),需要對(duì)邊跨主梁進(jìn)行水平牽引,以滿足吊裝條件。

綜合考慮結(jié)構(gòu)安全性和施工可操作性,最終采用方案2,邊跨首個(gè)起吊節(jié)段設(shè)置為A17,且E節(jié)段于A14節(jié)段吊裝后提升。此方案無(wú)需在E、F節(jié)段間設(shè)置臨時(shí)支撐結(jié)構(gòu),在保證有足夠提升力使得E節(jié)段能夠達(dá)到合攏位置的前提下,節(jié)段間有充足的合攏空間。

3 主梁吊裝順序所考慮的因素

3.1 主塔截面應(yīng)力

由于主梁吊裝過(guò)程中索鞍兩側(cè)主纜的內(nèi)力和傾角存在差異,塔頂會(huì)受到水平方向主纜的不平衡力。因此,在施工過(guò)程中主塔最大拉應(yīng)力須進(jìn)行控制,保證主塔所受的拉應(yīng)力不超過(guò)主塔混凝土材料抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值1.89 MPa。

3.2 輔助墩截面應(yīng)力

在主梁吊裝過(guò)程中,G梁與輔助墩進(jìn)行臨時(shí)固結(jié)。由于主梁的吊裝與臨時(shí)拉索的張拉無(wú)法完全同步,輔助墩會(huì)受到主纜和臨時(shí)拉索間水平方向不平衡力的作用。需控制輔助墩截面最大應(yīng)力不超過(guò)輔助墩混凝土材料抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值1.89 MPa。

3.3 主纜與索鞍間的滑移控制

該橋節(jié)段較大且吊機(jī)與主梁共同提升,導(dǎo)致了主纜內(nèi)力在節(jié)段起吊和安裝過(guò)程中變化較大。索鞍兩端主纜內(nèi)力相差較大時(shí),會(huì)導(dǎo)致滑移問(wèn)題。根據(jù)現(xiàn)行懸索橋設(shè)計(jì)規(guī)范[12]中對(duì)主纜在鞍槽內(nèi)的滑移安全系數(shù)K的計(jì)算方法,對(duì)主纜抗滑安全性進(jìn)行控制?？够瓢踩禂?shù)K的計(jì)算公式為

(1)

其中：μ為主纜與槽底或隔板間的摩擦系數(shù),μ=0.2;αs為主纜在鞍槽內(nèi)的包角(rad);Fct為主纜緊邊拉力(N);Fcl為主纜松邊拉力(N)。

控制施工過(guò)程中主纜-索鞍抗滑安全系數(shù)K≥2.0。為便于計(jì)算結(jié)果的呈現(xiàn),定義抗滑轉(zhuǎn)換系數(shù)K'如下:

K'=2.0/K,

(2)

當(dāng)抗滑轉(zhuǎn)換系數(shù)K'≤1.0時(shí),說(shuō)明抗滑安全系數(shù)K滿足施工控制要求。

3.4 同步吊裝的次數(shù)

邊、中跨主梁同步吊裝時(shí),結(jié)構(gòu)受力和主纜-索鞍抗滑移安全性可以得到較好的保證。大部分懸索橋主梁均采用平衡對(duì)稱的同步吊裝方法[13],同步吊裝需進(jìn)行較長(zhǎng)時(shí)間的封航。此外,考慮到同步吊裝的同步性問(wèn)題和吊機(jī)周轉(zhuǎn)耽誤工期等因素,除了邊、中跨首節(jié)段進(jìn)行同步吊裝,其余節(jié)段均考慮單獨(dú)起吊。

3.5 水袋壓重

該橋節(jié)段較大且吊機(jī)與主梁共同提升,導(dǎo)致主纜力在節(jié)段起吊和安裝過(guò)程中變化較大。因此,考慮在梁面設(shè)置壓重水袋,輔助控制主塔應(yīng)力和主纜-索鞍抗滑安全系數(shù)。壓重水袋設(shè)置了定制的進(jìn)水口和出水口,可精確調(diào)節(jié)梁面壓重的質(zhì)量。梁面設(shè)置臨時(shí)固定結(jié)構(gòu),以便壓重水袋長(zhǎng)期工作(梁面水袋最大尺寸為20 m×10 m×2 m)。

4 最終吊裝方案與計(jì)算結(jié)果分析

根據(jù)基本施工方法和吊裝方案主控因素,經(jīng)有限元模擬分析后,最終確定了吊裝方案。具體施工方案見(jiàn)表4。

表4 主橋施工方案Table 4 Main bridge construction scheme

表4中吊裝方案包括95個(gè)主要施工步驟,其中4個(gè)索鞍頂推步驟;6個(gè)臨時(shí)拉索張拉步驟;11個(gè)獨(dú)立的梁面壓重調(diào)整步驟;1個(gè)主梁同步吊裝階段和32個(gè)主梁獨(dú)立吊裝階段。每個(gè)主梁吊裝階段包括2個(gè)吊裝施工步驟,分別對(duì)應(yīng)主梁吊起狀態(tài)和主梁安裝完畢,提升裝置已拆除的狀態(tài)。當(dāng)邊跨節(jié)段起吊時(shí),若邊跨節(jié)段上有壓重,需進(jìn)行主梁起吊的分級(jí)加載和邊跨壓重的分級(jí)卸載。在邊跨主梁吊起的狀態(tài)中,邊跨壓重已卸載完畢。施工過(guò)程的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖7～圖11。

圖7 東岸索鞍兩側(cè)主纜力和東岸臨時(shí)拉索索力時(shí)程曲線Fig.7 Time history curve of main cable force on both sides of the east bank cable saddle and temporary cable force on the east bank

圖8 東岸索鞍兩側(cè)主纜角度時(shí)程曲線Fig.8 Angle time history curve of main cable on both sides of the east bank cable saddle

圖9 主塔頂位移時(shí)程曲線(以大里程方向?yàn)檎?Fig.9 Displacement time history curve of main tower top (positive in the direction of large mileage)

圖10 輔助墩頂位移時(shí)程曲線(以大里程方向?yàn)檎?Fig.10 Displacement time history curve of auxiliary pier top (positive in the direction of large mileage)

圖11 K'時(shí)程曲線Fig.11 Time history curve of K'

4.1 主纜和臨時(shí)拉索索力

圖7以東岸側(cè)計(jì)算結(jié)果為例,主梁節(jié)段吊裝時(shí)主纜力有較為明顯的提升,而臨時(shí)拉索索力增幅并不明顯。在主纜與臨時(shí)拉索達(dá)到水平平衡狀態(tài)后,隨著節(jié)段吊裝數(shù)的增加,邊跨錨固端的主纜力與臨時(shí)拉索索力的差值逐漸增大。因此需對(duì)臨時(shí)拉索進(jìn)行多次張拉,以保證臨時(shí)拉索和主纜的水平力得到平衡,并使輔助墩受力安全。

4.2 索鞍兩側(cè)主纜傾角

圖8中索鞍中跨側(cè)和邊跨側(cè)主纜傾角分別為38.56°和43.72°。同步吊裝階段中,索鞍兩側(cè)主纜傾角有較大變化,分別減少至29.30°和38.48°。中跨側(cè)主纜傾角隨著主梁吊裝數(shù)量的增加而逐漸提升,而邊跨側(cè)主纜傾角變化并不明顯。成橋后,索鞍兩側(cè)中、邊跨主纜傾角分別為37.19°和41.16°。

4.3 主塔頂和輔助墩頂位移及應(yīng)力

由圖9和圖10可見(jiàn),東西岸主塔塔頂和輔助墩位移分別控制在±16.0 cm和±0.9 cm內(nèi)。根據(jù)計(jì)算結(jié)果,主塔所受最大拉應(yīng)力為1.65 MPa,發(fā)生于27#A5節(jié)段起吊時(shí),東岸主塔下橫梁所在塔柱的外側(cè);輔助墩所受最大拉應(yīng)力為1.00 MPa,發(fā)生于16#A6節(jié)段起吊時(shí),東岸輔助墩的底部。主塔和輔助墩受力均滿足控制要求。

4.4 主纜-索鞍抗滑安全性

圖11中抗滑轉(zhuǎn)換系數(shù)K'<1.0,說(shuō)明施工方案滿足主纜-索鞍抗滑安全系數(shù)K≥2.0的施工控制要求。

5 結(jié)語(yǔ)

研究結(jié)合工程的施工特點(diǎn)及施工主控因素,確定了合適的施工方案，主梁采用倒提升施工方法。為避免邊跨節(jié)段懸臂效應(yīng)的不利影響,排除了邊跨節(jié)段吊裝后立即與支架節(jié)段連接的主梁吊裝方案。中跨和邊跨首個(gè)起吊節(jié)段分別為跨中大節(jié)段和A17節(jié)段。通過(guò)對(duì)臨時(shí)拉索進(jìn)行多次張拉,有效平衡了主纜水平力。該施工方案充分考慮了施工條件、合攏條件、結(jié)構(gòu)應(yīng)力、主纜-索鞍抗滑安全性等控制要求，為自錨式懸索橋“先纜后梁”的施工提供了具體可行方案,解決了施工期間橋下通航受限的問(wèn)題。