沙田大桥施工控制关键技术研究

陶志凯

（华南理工大学，广东 广州 510641）

0 引言

悬索桥作为一种跨越能力极强、外观线形优美的桥型，得到了诸多专家和技术人员在各种应用场景的广泛研究：余隆等[1]对香丽高速虎跳峡金沙江大桥上部结构施工监控技术进行了研究；刘亚明等[2]对自锚式悬索桥的施工监控过程进行了研究，确保了桥梁施工过程中结构的安全性,并实现了预期的成桥状态；陈庆等[3]认为施工前仿真计算、自适应反馈控制分析、关键部位适时监测是施工控制的关键；路韡等[4]对自锚式悬索桥体系转换过程的精细控制与参数敏感性进行了分析；辛俊红等[5]对自锚式悬索桥施工控制进行了研究；沈裕[6]分析了在高原山区修建悬索桥的难点问题并给出了相应对策；顾华[7]对悬索桥施工过程中各参数控制的影响因素进行了研究；汤蕙嘉[8]对悬索桥主梁吊装过程中的内力和线形控制问题以及锚锭大体积混凝土施工水化热和温度应力控制问题进行了研究。这些研究，较好地指导着悬索桥的建设。本文以有限元模型为研究分析工具，对“先缆后梁”施工方法的自锚式悬索桥——沙田大桥的分级加载同步吊装和临时吊索的拆除等施工关键技术及其控制进行研究。

1 工程概况

沙田大桥主跨为320m，目前是国内最大跨径采用“先缆后梁”施工方法的自锚式悬索桥。一般自锚式悬索桥通常采用“先梁后缆”的施工方法，此方法在施工期间会对桥下通航造成较大影响。结合该桥的通航需要，在经多方专家论证后，该桥最终采用了修建临时锚碇并进行“地锚转自锚”的体系转换的“先缆后梁”的施工方法。沙田大桥主桥的桥跨布置为60+130+320+130+65=705m。设计矢跨比为1/5，中跨主缆的设计矢高为64m。主桥桥跨布置如图1所示。

图1 沙田大桥主桥桥跨布置图

2 有限元计算模型

根据相关设计图纸和规范等资料，采用Midas/Civil有限元计算软件对沙田大桥进行仿真化建模，如图2所示。

图2 沙田大桥有限元模型图

主梁和主塔采用梁单元进行模拟，主缆单元采用仅受拉索单元进行模拟。主缆单元截面采用等效实心圆截面进行模拟。塔柱桩底和墩底处边界采用一般支承，相邻梁段之间边界采用刚性连接。支座与梁段之间边界采用弹性连接。散索套与主缆之间边界采用弹性连接。索鞍和主梁的预偏采用变温杆件法进行模拟。

3 施工关键技术及控制研究

由于沙田大桥采用了设置临时地锚的“先缆后梁”施工方法，其施工方法区别于一般自锚式悬索桥采用的“先梁后缆”的施工方法，同时该桥矢跨比为1/5，吊装时类似于一般地锚式悬索桥，但一般地锚式悬索桥的矢跨比为1/9～1/11，吊装时较大的矢跨比会带来主缆位形及索力变化较大和主缆与索鞍之间可能滑移等一系列难点问题。为确保沙田大桥施工过程的顺利进行，需要对其施工关键技术及控制进行研究。

3.1 边中梁段分级加载同步吊装

一般悬索桥通常采用跨中合龙的吊装方案，即先吊装塔区附近梁段，再逐渐从塔区到跨中和锚固端，最后吊装中跨跨中合龙口梁段。但由于该桥矢跨比大，标准梁段重量较大等原因，施工前期主缆内力较小，若考虑先吊装索鞍两侧A11 和A12 主梁，主缆变形和内力变化十分剧烈，计算结果表明抗滑安全系数K 不能满足规范要求，索鞍与主缆之间会发生相对滑移。而若是考虑塔区梁段设置伸长杆及压重，则会面临塔区临时支架可能失稳倾覆或是伸长杆调节施工困难等一系列问题。

在经多方专家讨论后，该桥最终决定采用先吊装中跨大节段和边跨靠锚跨侧A17 梁段，然后再逐步吊装其它梁段，最后进行塔区合龙的吊装方案。

由于该桥吊装设备及人员配置等原因的限制，只能单独起吊单个梁段。但若是施工前期采取单独吊装单个梁段的方案，由于前期主缆内力较小，中跨大节段和边跨A17 梁段重量较大，单独吊装中跨大节段或边跨A17时，索鞍吊装侧的主缆内力会剧烈变化，而索鞍非吊装侧的主缆内力变化幅度较小，这就导致索鞍两侧主缆力相差悬殊，抗滑安全系数K 不能满足规范要求，索鞍与主缆之间会发生相对滑移，甚至可能导致塔顶局部应力过大造成结构破坏。因此，为确保结构安全，需要采取中跨大节段和边跨A17梁段同步吊装的方案，此时索鞍两侧主缆力较为均衡，抗滑安全系数K可以满足规范要求。吊装的相关参数分析如表1所示。

表1 吊装参数分析

由表1 不难看出，同步吊装前后，K 值始终满足规范要求。索鞍两侧主缆内力吊装前后变化较大，边跨主缆内力增长了2.1倍，中跨主缆内力增长了2.3倍，边跨主缆倾角减少了4.8°。考虑到提升吊机在吊装时需要一定时间进行供油进而提供提升力，且边中跨的梁段重量存在较大差异，重量差异会导致边中跨的最终提升力存在一定差异，直接一次性同步吊装中跨大节段和边跨A17 的施工风险极大，且索鞍与主缆之间极易发生相对滑移。因此，为确保施工过程安全可控，在综合考虑各种因素之下，中跨大节段及边跨A17 同步吊装时最终采用分级加载的施工方案。同步吊装一共分为9 级进行加载，如表2 所示，各主要参数变化如图3～图6所示。

表2 同步吊装分级加载情况

由图3 可以看出，在同步吊装分级加载过程中，索鞍两侧边跨和中跨主缆内力呈交替上升态势，边跨主缆内力从2340.1kN 增加到6323.5kN，增长了约1.7 倍；边跨主缆内力从2340.1kN 增加到7047kN，增长了约2.0倍。两者施工过程中最大差值约723.5kN。

图3 主缆内力变化

由图4 可以看出，在同步吊装分级加载过程中，索鞍两侧的主缆角度均在不断减小，边跨侧主缆倾角从43°减少到38.7°，吊装前后差值约为4.3°；边跨侧主缆倾角从35.6°减少到29.3°，吊装前后差值约为6.3°。

图4 主缆倾角变化

由图5 可以看出，在同步吊装分级加载过程中，抗滑移安全系数K始终≥1.5，能满足施工过程中的结构抗滑移需求。

图5 抗滑安全系数K变化

由图6 可以看出，在同步吊装分级加载过程中，辅助墩墩顶偏位在-0.9～0.3cm（正值表示往中跨偏）之间变化，主塔塔顶偏位在-1.5～13.4cm（正值表示往中跨偏）之间变化。该桥设计主塔最大塔偏为±17cm，辅助墩最大偏位为±1.5cm，塔墩位移能满足设计要求。

图6 塔墩偏位变化

由图7和图8可以看出，在同步吊装分级加载过程中，主塔最大拉应力为1.11N/mm2；辅助墩最大拉应力为1.31N/mm2，均小于C50 混凝土的抗拉强度设计值1.89N/mm2。

图8 辅助墩最大应力图

3.2 边跨A17梁段临时吊索拆除时机

由于该桥在综合考虑各种因素下，采用的是先吊装边跨A17 梁段的吊装方案，边跨A17 梁段自身单一吊索无法保证主梁平稳，因此需要在A17 梁段增加临时吊索来保障前期边跨梁段的顺利吊装。待边跨吊装完部分梁段，梁段之间形成较为稳定的结构体系后，再拆除边跨A17 梁段的临时拉索，使主梁自重等荷载完全由其自身结构来承担。边跨A17 梁段临时吊索拆除前后示意图如图9所示。

图9 拆除边跨A17临时吊索前后示意图

由图9可见，以边跨A16梁段吊装完毕后拆除临时吊杆为例，拆除前后A17 梁端处的竖直位移为0.94m，此时拆除会引起边跨梁段姿态较大的变化。此外，边跨A17 梁段临时吊杆的拆除对E 阶段的吊装和合拢时的姿态也会有所影响。

由图10 可见，保留A17 临时吊杆时能改善合拢口两端的高差（高差减少约76cm），且可改善边跨已吊梁段的倾斜度。不同时机下拆除边跨A17 临时拉索的主要参数变化如表3所示。

图10 边跨E梁段起吊时梁段竖向位移图

表3 不同拆除时机的主要参数变化

综合考虑上述各种因素，拆除前吊索力情况基本相同，吊装完边跨E 梁段后进行拆除，A17 梁端倾角差和位移差最小，同时相较于在边跨E 梁段吊装前拆除，延后拆除对合龙更有利。因此边跨A17 梁段临时吊索应该在边跨E梁段吊装完再进行拆除。

4 结束语

本文对沙田大桥分级加载同步吊装过程中的各主要参数的变化情况以及临时吊索的拆除时机进行了研究分析，分析结果表明：各主要参数均能满足需求，确保了吊装过程中的结构安全；吊装完成后，临时吊索拆除应在边跨E 梁段吊装完毕后进行为最佳时机。同时，本文相关研究内容能为同类型悬索桥施工控制提供一定的参考。