張鵬

（南昌公路橋梁工程有限公司，江西 南昌 330000）

1 工程概況

某橋梁采用雙塔單跨地錨式懸索橋設(shè)計，橋梁及主跨分別長1 258m和808m，主跨跨徑190m+808m+260m，按照12m間距共設(shè)置66對吊索。橋梁設(shè)置的架設(shè)梁段共有68個，包括64個標準梁段、2個合龍段和2個端節(jié)段。從跨中開始依次向兩側(cè)吊裝鋼箱梁主梁，并在梁段間按照設(shè)計要求預(yù)留焊接縫。吊裝施工期間，臨時連接頂板，底板則暫不連接，待完成合龍后焊接環(huán)縫。該橋梁主纜和主梁施工同步進行，待結(jié)束主梁頂推合龍后，再從主塔開始依次向跨中轉(zhuǎn)換吊索張拉體系，最后進行橋面系施工。主索鞍模擬過程較為復雜且難度較大，本文從分析地錨式懸索橋受力情況出發(fā)，借助有限元分析進行主索鞍頂推施工全過程控制的精細化模擬。

2 主索鞍頂推施工方案設(shè)計

2.1 主索鞍安裝方法

主索鞍頂推施工過程借助主纜跨度的調(diào)整，進而改變索塔兩側(cè)主纜內(nèi)力和水平傾角，最終減少并徹底消除主纜不平衡水平應(yīng)力。在頂推施工過程中，主索鞍底座移動量一般不大，且主要表現(xiàn)為以塔頂為起點逐漸向錨錠方向的偏移，兩者之間相對距離的減少量即為理論頂推量。結(jié)合受力分析，地錨式懸索橋成橋狀態(tài)合理的情況下，主塔僅承受由主索鞍傳遞的主纜豎向分力，從而使兩側(cè)主纜水平分力平衡且抵消，這種情況下塔頂并不存在偏位現(xiàn)象，塔底也無彎矩作用。一般情況下，懸索橋中跨比邊跨長，處于空纜狀態(tài)時主梁不吊裝，中跨側(cè)主纜荷載的減少量也比邊跨側(cè)主纜荷載減少量大。為了將兩側(cè)主纜不平衡水平分力抵消，主塔必然會表現(xiàn)出順橋向偏位，一旦偏位過大，很可能引發(fā)主塔混凝土開裂。為此，在安裝主索鞍的過程中必須同時在邊跨處設(shè)定初始預(yù)偏量，以最大限度減少主索鞍兩側(cè)水平分力差，并確保鞍槽內(nèi)靜摩擦力最大值超出主纜水平不平衡分力，具備一定的安全系數(shù)。此后吊裝主梁的過程中再將主索鞍逐次頂推至設(shè)計位置?？傊魉靼绊斖品桨傅暮侠硇耘c可行性是保證地錨式懸索橋主塔受力安全的前提。

2.2 累加模型

應(yīng)用MIDAS/Civil有限元分析法進行懸索橋主索鞍頂推施工階段分析時，可以使用的模型包括獨立模型和累加模型兩類。其中，獨立模型分別進行不同施工階段幾何非線性分析，整個過程類似于修正后的倒拆分析法[1]。而累加模型則進行各個施工階段結(jié)果的累加幾何非線性分析。主梁吊裝模擬是地錨式懸索橋主索鞍頂推施工過程分析的難點所在。本文主要應(yīng)用MIDAS/Civil累加模型展開主梁吊裝施工過程分析，并在模擬分析前提出如下假設(shè)：

（1）將主梁材料容重設(shè)為零，并向主梁單元施加相當于梁段結(jié)構(gòu)自重的等效荷載。

（2）為進行吊索安裝過程模擬，應(yīng)將節(jié)點荷載施加于吊點。例如對于梁段N2#、S2#，在吊裝N1#、S1#梁段時必須將暫未吊裝的N2#、S2#梁段先激活，并通過剛接方式連接其與N1#、S1#梁段懸臂端；結(jié)合所采用的MIDAS/Civil累加模型的特性，暫未吊裝的N2#、S2#梁段必將沿著正在吊裝的N1#、S1#梁段懸臂端切線表現(xiàn)出一定程度的預(yù)偏。

2.3 頂推方案

結(jié)合相關(guān)文獻提出的懸索橋“先梁后纜”的成橋方式，應(yīng)用MIDAS/Civil有限元分析軟件構(gòu)建該懸索橋有限元模型，考慮實際施工過程中有限元模型幾乎不存在收斂的情況，采用平面有限元模型。主纜和吊索通過受拉單元進行模擬，主梁與主塔則通過梁單元進行模擬，全橋共設(shè)置564個節(jié)點和429個單元，并以兩邊主纜固結(jié)和塔底固結(jié)為邊界條件，通過主從節(jié)點連接主梁、主塔下橫梁節(jié)點，以起到約束結(jié)構(gòu)平行移動的目的。

應(yīng)用以上思路優(yōu)化試算該地錨式懸索橋主索鞍頂推施工方案后，得出的頂推施工階段具體見表1。其中，主塔建造階段的設(shè)計施工進度為4m/周，并將主塔建造整個分成48個小階段。主索鞍頂推施工步驟及所對應(yīng)的頂推量具體見表2。

表1 懸索橋主索鞍頂推施工階段設(shè)置

表2 主索鞍頂推步驟及頂推量設(shè)置情況

3 主索鞍頂推施工過程控制

3.1 千斤頂反力架設(shè)置

采用反力架頂推方式進行該地錨式懸索橋主索鞍頂推施工，將千斤頂反力架提前設(shè)置在塔頂，同時以對稱形式安裝推力千斤頂。在正式開始吊裝鋼桁架加勁梁之前，通過剛接方式將主索鞍底座與底板臨時連接，并待索塔塔頂偏位接近索塔偏位控制值時開始頂推施工。與此同時，應(yīng)將設(shè)置在主索鞍底座的臨時性剛接約束卸除，使主索鞍在索塔塔頂千斤頂緩慢勻速地推動下到達預(yù)定位置。此后采用剛接方式再次將主索鞍底座和底板臨時連接，以便展開下階段頂推施工。在臨時剛接卸除的過程中，中跨主纜會同時產(chǎn)生較大的張力，主索鞍底座克服靜摩擦力后必然表現(xiàn)出較大的滑動。為此，還應(yīng)將止推塊增設(shè)在主索鞍前部，以有效防范這種主索鞍底座發(fā)生的大位移滑移。

3.2 頂推時機和頂推量確定

考慮鋼桁加勁梁吊裝施工期間索塔塔柱應(yīng)力必須控制在允許范圍以內(nèi)，才能使成橋后索塔受力穩(wěn)定，并在安裝主纜施工前設(shè)置主索鞍預(yù)偏量，南塔和北塔主索鞍預(yù)偏量分別取305mm和281mm。施工期間主要以塔底混凝土拉應(yīng)力為控制指標，結(jié)合對主索鞍滑移量、塔身實際截面應(yīng)力、橋塔實測偏位等數(shù)值的分析進行頂推時機及頂推量的確定。

結(jié)合對該地錨式懸索橋索塔應(yīng)力、偏位跟蹤監(jiān)測結(jié)果，通過分析施工誤差、主索鞍底座摩擦系數(shù)誤差、頂推反力架強度、頂推設(shè)備誤差等實際情況，必須以索塔應(yīng)力為主控參數(shù)、以索塔偏位為輔助控制參數(shù)對主索鞍頂推量實施修正；在此基礎(chǔ)上根據(jù)頂推力實際值進行微調(diào)，并根據(jù)反力架強度適當加大頂推力，以有效克服主索鞍底座摩擦系數(shù)誤差偏大的問題。

由圖1和圖2可知，該地錨式懸索橋主索鞍南塔在第二、三次頂推施工前對應(yīng)的拉應(yīng)力大幅超出混凝土抗拉強度，存在引發(fā)混凝土結(jié)構(gòu)開裂的可能性，但是考慮該索塔最大偏位僅為55mm，比索塔偏位允許值65mm小，因此可以判定為該索塔結(jié)構(gòu)受力安全。北塔則在首次和第三次頂推施工前出現(xiàn)50mm的最大偏位，比該索塔允許偏位74mm小，同樣認為該索塔結(jié)構(gòu)受力安全。由此可見，在頂推施工過程中出現(xiàn)主索鞍頂推量相對較大的情形時，僅表明主纜受力較小情況下索塔具有的抗推剛度也較小，主索鞍頂推施工過程也更為容易。

3.3 實際頂推量

根據(jù)對該地錨式懸索橋主索鞍結(jié)構(gòu)受力的分析可知，主索鞍頂推施工時機及頂推量均較為合理，且施工后得到的階段頂推量也符合索塔受力安全。主索鞍頂推施工后實際頂推量和理論頂推量之間的比較詳見表3。

表3 實際頂推量和理論頂推量的對比 單位：mm

由表3可知，南塔調(diào)整后實際頂推量和理論頂推量值相當接近，各頂推施工階段實際頂推量和理論頂推量之差均不超出10mm范圍；其中第四次頂推對應(yīng)的實際頂推量與理論量偏離較大，造成這種情況的主要原因是上一階段實際頂推量較大，引發(fā)索塔向邊跨側(cè)偏斜，頂推間隙縮小[4]。在施工技術(shù)水平及施工機械等制約下，這種現(xiàn)象在實際施工階段普遍存在，可以說各頂推施工段都存在頂推不到位、過頂?shù)惹闆r，但是必須將這種偏差控制在許可范圍內(nèi)。

與南塔不同，北塔實際頂推量對理論量的偏離較大，主要原因是首次頂推存在較為嚴重的過頂現(xiàn)象，使頂推施工后索塔向邊跨偏移50mm，直接引發(fā)第二次頂推偏差；此后的第三、四次頂推仍然存在過頂，雖然第四次過頂量不大，但因主纜受力增加，主索鞍抗推剛度的顯著提升，無形中增大了頂推難度。從實際頂推量和理論頂推量差額的合計值來看，南塔差額合計為6.9mm，北塔差額合計-3.6mm，均位于可控范圍，符合主索鞍結(jié)構(gòu)受力要求，且不會對成橋質(zhì)量造成較大影響。

4 結(jié)語

綜上所述，應(yīng)用MIDAS/Civil累加模型進行地錨式懸索橋主索鞍頂推過程模擬和方案設(shè)計，這種方式因為同時將混凝土收縮徐變等時間依存特性都考慮在內(nèi)，因此模擬過程也更為契合橋梁工程實際，得到的施工方案也更為合理。結(jié)合實際施工過程進行的各階段頂推量偏差的及時調(diào)整措施，使索塔偏位及受力均達到設(shè)計成橋狀態(tài)具體要求。該橋梁工程主索鞍頂推施工控制實踐表明，應(yīng)靈活控制主索鞍頂推量，并結(jié)合實際施工過程，在保證橋梁結(jié)構(gòu)安全穩(wěn)定的基礎(chǔ)上，適當調(diào)整頂推量，將實際頂推量和設(shè)計量之差嚴格控制在允許范圍。