采用“先缆后梁”施工方法的自锚式悬索桥施工方案研究

陆栢坚,王荣辉,甄晓霞

(华南理工大学土木与交通学院,广东 广州 510641)

1 工程概况

东江南支流港湾大桥桥跨布置为60+130+320+130+65=705 m,矢跨比1∶5。为满足施工期间桥下河道的通航要求,该桥最终采用“先缆后梁”的施工方法,通过设置临时锚碇和临时拉索结构以平衡施工期间的主缆锚固端的水平力。苏州竹园大桥亦采用此方法施工,其边跨主梁于支架上架设,中跨主梁则采用“先缆后梁”的施工方法[9]。与前者不同的是,东江南支流港湾大桥边跨与中跨主梁均采用完全的“先缆后梁”施工方法。由于该桥的跨径较大,节段较重,对主梁吊装方案的确定提出了更高的要求。

该桥主梁为正交异性板钢箱梁。标准节段长度为12 m,梁高3.5 m,重238.3 t,材料采用Q345qc钢材。主塔和辅助墩主体材料为C50混凝土。主缆由37根预制平行钢丝索股组成。每根索股由91根直径为5.0 mm的镀锌高强钢丝组成。主缆钢丝抗拉强度标准值为1 770 MPa。临时拉索由301根抗拉强度标准值为1 670 MPa,直径为7 mm的镀锌高强钢丝组成。4根临时拉索为一组,对应一侧的主缆。主缆吊点间距12 m,主塔两侧吊点与主塔轴线中心间距16 m。边、中跨主梁节段以跨中线对称布置。对吊点和带有吊索的节段进行数字编号,数字编号的递增方向与里程递增方向一致,编号依次为1～43号。吊索采用预制平行钢束的结构形式。钢丝材料与主缆相同。每个吊点设置2根吊索,1号及43号吊点每根吊索由121根钢丝组成,其余吊索由91根钢丝组成。桥跨布置与节段划分见图1和图2。根据设计参数建立全桥施工过程的分析模型，见图3。

图1 桥跨布置(单位:m)Fig.1 Arrangement of bridge spans(unit :m)

图2 主梁节段划分Fig.2 Segment division of the main girder

图3 全桥有限元模型Fig.3 Finite element model of the whole bridge

2 基本施工方案

2.1 临时锚固体系

G节段处设置临时锚固耳板,位于腹板延伸位置。临时锚锭由两组引桥墩柱的基础和加强结构组成。临时拉索锚固于G梁耳板和临时锚锭间。主梁吊装时,G梁与辅助墩间进行临时固结,利用辅助墩自身强度承受临时拉索与主缆间的水平力差。地锚转自锚的体系转换前,解除墩梁固结。

2.2 支架区节段

锚跨段与G、F节段架设于锚跨区支架上,D、C1、C2节段架设于塔区支架,其余节段均为无支架节段,支架区节段在主缆架设前安装完毕。

2.3 主梁吊装方法

对于自锚式悬索桥,高矢跨比有减少主缆内力、减少主缆用钢量[10]、降低锚固端承受的主缆水平力等优势。一般的自锚式悬索桥均采用较大的矢跨比,索鞍两侧主缆倾角较大,难以采用缆载吊机对主梁进行起吊[11]。该桥的一般节段的起吊采用倒提升方法。在节段上设置4个吊点,每个吊点设置一组倒提升装置。全桥配有两种型号的连续千斤顶。中跨所配型号为LSD4500,额定荷载4 500 kN。边跨所配型号为LSD3600,额定荷载3 600 kN。倒提升吊机通过临时索夹与主缆连接并与主梁共同提升。每组倒提升装置重30 t。主梁安装到位后,与前节段进行临时铰接。节段吊装完毕后,拆除倒提升装置。由于中跨跨中主梁与主缆之间的空间有限,B节段与2个A1节段组成大节段共同提升。大节段长度为34.8 m,重637.595 t。A2～A4节段采用正、倒提升结合的方法进行吊装。正提升装置设置在待吊节段的前一节段上,在节段吊装前安装完毕。其他节段则采用完全倒提升的方法起吊。主梁节段吊装方法见图4。

曲径通幽、琴书伴行，影壁砖墙，书品瓦窗；一屏山水、一床卧榻、一双宫灯、一杯香茗。典雅的美居房、精致的独尊房，随心选择，悦目养心；天然的乳胶床枕、智能恭桶，清甜的泰山圣泉，别具一格的茶具……在铭座三泰宾馆内，可品茗，可阅卷，可挥毫。

图4 主梁节段吊装示意Fig.4 Hoisting diagram of the main girder section

2.4 合拢段与合拢时机

设置边跨合拢段为A11节段,中跨合拢段为A10节段。为保持全桥施工过程中主梁温度中心的一致性,首先进行中跨合拢,再进行边跨合拢。

2.5 无支架节段与支架区节段的连接方式

E节段作为边跨首节段起吊时,可考虑起吊后与F节段进行连接。由于主缆的线型和内力均与成桥状态有较大区别,E节段和后续无支架节段吊装后,结构的受力状态与成桥状态相差较大。节段吊装完毕并将吊索安装到位后,吊索力较小。随着节段吊装数量的增加,主梁荷载逐渐转移至吊索上,吊索内力逐渐提升,直至二期铺装后到达设计值。

E-F连接方案中截面弯矩值与边跨节段吊装数量的关系如图5所示。

图5 E-F连接方案中截面弯矩值与边跨节段吊装数量关系Fig.5 Relationship between section bending moment and hoisting quantity of side span segment in E-F segment connection scheme

由图5可知，采用E-F连接方案，G梁中心弯矩随节段吊装数量的增加而先增后减。在边跨吊装5个节段时达到最大值-413 077.6 kN。该阶段的单元弯矩如图6所示。

图6 边跨吊装5个节段后单元弯矩(单位:kN·m)Fig.6 Bending moment diagram of element after lifting 5 segments of side span (unit:kN·m)

边跨节段吊装数较少时,已吊装节段会形成以辅助墩为支点的类悬臂状态,主梁的主要荷载由辅助墩而非吊索承担。随着节段吊装数量的增加,吊索内力提升,悬臂效应随之减弱。

这种悬臂效应有以下几种不利影响:

(1) 处于类悬臂状态时,对节段间连接的强度要求较高。临时绞连接的强度无法满足要求。

(2) 边跨主梁起吊时,主缆完全承受主梁和起吊装置的荷载,而主梁安装后,主缆只承担很小一部分荷载。因此,节段起吊和安装过程中主缆力变化较大,主塔应力和塔顶位移难以控制。

(3) 吊索锚固于主梁底部,若考虑采用调节吊索长度的方法增加初始吊索力,施工操作难度较高。

2.6 索鞍的预偏和顶推

该桥根据空缆时索鞍的平衡位置向边跨方向设置了60 cm的索鞍预偏。主梁吊装过程中,根据结构受力情况设置合适的顶推时机和顶推量。

2.7 边跨首个起吊节段与E节段吊装时机

边跨主梁中,A12号段作为合拢段最后起吊。由于边跨首节段不与支架段直接连接,边跨的首个起吊节段可以有不同的选择,对应不同的吊装步骤。对比3种方案,方案1为先吊E节段,方案2为先吊A17节段,方案3为先吊A13节段。

方案1中,待E节段与F节段平齐后,进行节段间的连接。连接时机为边跨吊装6个节段且中跨合拢后,即边跨合拢段吊装前进行连接。

方案1中边跨节段吊装数与E-F节段间高差、间距关系见表1。由表1可知，E-F节段间的高差和间距随边跨节段吊装数的增加而减小,当边跨节段吊装数为6时,高差为39.82 cm。此时边跨节段除合拢段外均已吊装完毕。在起吊条件有限的情况下,难以进行节段拼接。由于此阶段存在22.5 cm的索鞍偏位,同时存在塔顶位移,导致主缆在索鞍处的IP点产生偏移。经分析发现,在边跨节段数量不变的状态下,E-F节段间的高差和间距与主缆IP点偏移量有关。IP点偏移量与节段间空间关系见表2。

表1 方案1中边跨节段吊装数与E-F节段间高差、间距关系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 主缆IP点偏移量与E-F节段间空间关系Table 2 Spatial relationship between IP point offset of main cable and E-F segments

表2中节段间高差和间距随IP点偏移量的减少而减小。A9段吊装完毕后,E-F节段间接触,接触力与IP点偏移量负相关。A11吊装完毕后接触力达到最大值,为107.2 kN。因此,采用此方案时需在E-F节段间设置临时支撑结构以保护主梁结构安全性。

方案2和方案3中,E节段需待边跨吊装若干节段后起吊(见表3)。需关注E节段吊装时E和A17节段间的位置关系,保证E节段能够顺利吊装就位。

表3 不同起吊时机中E节段起吊前后主梁空间关系Table 3 Spatial relationship of main girder before and after lifting of section E in different lifting time

表3中E节段起吊时,在吊机荷载与E节段荷载的作用下,A17节段的高度下降。起吊时高差与已吊节段数量负相关。E、F节段连接时,需要配合吊机将合拢口提升至平齐位置。平齐所需提升力与节段数和高差有关,均在吊机起吊力的范围内。此外,起吊间距与节段吊装数负相关。方案3中起吊间距小于E节段长度(10.6 m),需要对边跨主梁进行水平牵引,以满足吊装条件。

综合考虑结构安全性和施工可操作性,最终采用方案2,边跨首个起吊节段设置为A17,且E节段于A14节段吊装后提升。此方案无需在E、F节段间设置临时支撑结构,在保证有足够提升力使得E节段能够达到合拢位置的前提下,节段间有充足的合拢空间。

3 主梁吊装顺序所考虑的因素

3.1 主塔截面应力

由于主梁吊装过程中索鞍两侧主缆的内力和倾角存在差异,塔顶会受到水平方向主缆的不平衡力。因此,在施工过程中主塔最大拉应力须进行控制,保证主塔所受的拉应力不超过主塔混凝土材料抗拉强度设计值1.89 MPa。

3.2 辅助墩截面应力

在主梁吊装过程中,G梁与辅助墩进行临时固结。由于主梁的吊装与临时拉索的张拉无法完全同步,辅助墩会受到主缆和临时拉索间水平方向不平衡力的作用。需控制辅助墩截面最大应力不超过辅助墩混凝土材料抗拉强度设计值1.89 MPa。

3.3 主缆与索鞍间的滑移控制

该桥节段较大且吊机与主梁共同提升,导致了主缆内力在节段起吊和安装过程中变化较大。索鞍两端主缆内力相差较大时,会导致滑移问题。根据现行悬索桥设计规范[12]中对主缆在鞍槽内的滑移安全系数K的计算方法,对主缆抗滑安全性进行控制。抗滑移安全系数K的计算公式为

(1)

其中：μ为主缆与槽底或隔板间的摩擦系数,μ=0.2;αs为主缆在鞍槽内的包角(rad);Fct为主缆紧边拉力(N);Fcl为主缆松边拉力(N)。

控制施工过程中主缆-索鞍抗滑安全系数K≥2.0。为便于计算结果的呈现,定义抗滑转换系数K'如下:

K'=2.0/K,

(2)

当抗滑转换系数K'≤1.0时,说明抗滑安全系数K满足施工控制要求。

3.4 同步吊装的次数

边、中跨主梁同步吊装时,结构受力和主缆-索鞍抗滑移安全性可以得到较好的保证。大部分悬索桥主梁均采用平衡对称的同步吊装方法[13],同步吊装需进行较长时间的封航。此外,考虑到同步吊装的同步性问题和吊机周转耽误工期等因素,除了边、中跨首节段进行同步吊装,其余节段均考虑单独起吊。

3.5 水袋压重

该桥节段较大且吊机与主梁共同提升,导致主缆力在节段起吊和安装过程中变化较大。因此,考虑在梁面设置压重水袋,辅助控制主塔应力和主缆-索鞍抗滑安全系数。压重水袋设置了定制的进水口和出水口,可精确调节梁面压重的质量。梁面设置临时固定结构,以便压重水袋长期工作(梁面水袋最大尺寸为20 m×10 m×2 m)。

4 最终吊装方案与计算结果分析

根据基本施工方法和吊装方案主控因素,经有限元模拟分析后,最终确定了吊装方案。具体施工方案见表4。

表4 主桥施工方案Table 4 Main bridge construction scheme

表4中吊装方案包括95个主要施工步骤,其中4个索鞍顶推步骤;6个临时拉索张拉步骤;11个独立的梁面压重调整步骤;1个主梁同步吊装阶段和32个主梁独立吊装阶段。每个主梁吊装阶段包括2个吊装施工步骤,分别对应主梁吊起状态和主梁安装完毕,提升装置已拆除的状态。当边跨节段起吊时,若边跨节段上有压重,需进行主梁起吊的分级加载和边跨压重的分级卸载。在边跨主梁吊起的状态中,边跨压重已卸载完毕。施工过程的计算结果见图7～图11。

图7 东岸索鞍两侧主缆力和东岸临时拉索索力时程曲线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

图8 东岸索鞍两侧主缆角度时程曲线Fig.8 Angle time history curve of main cable on both sides of the east bank cable saddle

图9 主塔顶位移时程曲线(以大里程方向为正)Fig.9 Displacement time history curve of main tower top (positive in the direction of large mileage)

图10 辅助墩顶位移时程曲线(以大里程方向为正)Fig.10 Displacement time history curve of auxiliary pier top (positive in the direction of large mileage)

图11 K'时程曲线Fig.11 Time history curve of K'

4.1 主缆和临时拉索索力

图7以东岸侧计算结果为例,主梁节段吊装时主缆力有较为明显的提升,而临时拉索索力增幅并不明显。在主缆与临时拉索达到水平平衡状态后,随着节段吊装数的增加,边跨锚固端的主缆力与临时拉索索力的差值逐渐增大。因此需对临时拉索进行多次张拉,以保证临时拉索和主缆的水平力得到平衡,并使辅助墩受力安全。

4.2 索鞍两侧主缆倾角

图8中索鞍中跨侧和边跨侧主缆倾角分别为38.56°和43.72°。同步吊装阶段中,索鞍两侧主缆倾角有较大变化,分别减少至29.30°和38.48°。中跨侧主缆倾角随着主梁吊装数量的增加而逐渐提升,而边跨侧主缆倾角变化并不明显。成桥后,索鞍两侧中、边跨主缆倾角分别为37.19°和41.16°。

4.3 主塔顶和辅助墩顶位移及应力

由图9和图10可见,东西岸主塔塔顶和辅助墩位移分别控制在±16.0 cm和±0.9 cm内。根据计算结果,主塔所受最大拉应力为1.65 MPa,发生于27#A5节段起吊时,东岸主塔下横梁所在塔柱的外侧;辅助墩所受最大拉应力为1.00 MPa,发生于16#A6节段起吊时,东岸辅助墩的底部。主塔和辅助墩受力均满足控制要求。

4.4 主缆-索鞍抗滑安全性

图11中抗滑转换系数K'<1.0,说明施工方案满足主缆-索鞍抗滑安全系数K≥2.0的施工控制要求。

5 结语

研究结合工程的施工特点及施工主控因素,确定了合适的施工方案，主梁采用倒提升施工方法。为避免边跨节段悬臂效应的不利影响,排除了边跨节段吊装后立即与支架节段连接的主梁吊装方案。中跨和边跨首个起吊节段分别为跨中大节段和A17节段。通过对临时拉索进行多次张拉,有效平衡了主缆水平力。该施工方案充分考虑了施工条件、合拢条件、结构应力、主缆-索鞍抗滑安全性等控制要求，为自锚式悬索桥“先缆后梁”的施工提供了具体可行方案,解决了施工期间桥下通航受限的问题。