多塔斜拉橋頂推合龍關(guān)鍵技術(shù)研究

肖劍

(中南勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司， 湖南 長(zhǎng)沙 410007)

大跨度雙塔或多塔砼斜拉橋成橋后受砼收縮徐變的影響，主塔會(huì)往跨中方向產(chǎn)生偏位。為使成橋穩(wěn)定后主塔在恒載作用下保持豎直狀態(tài)，施工至主梁階段需對(duì)主塔進(jìn)行預(yù)偏處理。目前，主塔往邊跨預(yù)偏主要通過(guò)邊、中跨的索力差來(lái)實(shí)現(xiàn)，會(huì)給施工過(guò)程中主梁受力帶來(lái)不利影響。另外，在確定的成橋目標(biāo)狀態(tài)下，施工索力確定既要滿足成橋索力、主梁內(nèi)力、線形目標(biāo)，又要滿足塔偏目標(biāo)，在成橋后塔偏由于收縮徐變變化較大的情況下，難以得到滿意的施工索力，即使得到了也會(huì)降低成橋目標(biāo)狀態(tài)實(shí)現(xiàn)的精度。加上多塔斜拉橋主跨存在多個(gè)合龍口，會(huì)給后期高精度合龍帶來(lái)較大難度。為同時(shí)滿足高精度合龍和預(yù)加塔偏的要求，采用頂推方式增加預(yù)偏力，達(dá)到合龍后改善塔偏及減小應(yīng)力的目標(biāo)，確保橋梁在合理期限內(nèi)的使用安全。該文主要研究頂推方案的優(yōu)化、頂推關(guān)鍵技術(shù)的實(shí)施及控制。

1 工程概況

(汝城—郴州)汝郴高速公路赤石特大橋?yàn)樗乃判崩瓨?，總體橋型設(shè)計(jì)為左幅4×40 m連續(xù)T梁+(165+3×380+165) m斜拉橋+16×40 m連續(xù)T梁、右幅4×40 m連續(xù)T梁+(165+3×380+165) m斜拉橋+15×40 m連續(xù)T梁。中間雙塔采用墩梁固結(jié)，邊塔采用支座，每個(gè)主塔獨(dú)立布設(shè)23對(duì)斜拉索并呈扇形錨固于上塔柱。主塔外觀為曲線收腰形，主梁采用預(yù)應(yīng)力砼箱梁形式。主跨分為3個(gè)合龍端，邊跨分為2個(gè)合龍端，合龍端長(zhǎng)度均為2.0 m(見(jiàn)圖1)。

圖1 赤石特大橋橋型布置

2 頂推合龍方案

2.1 頂推合龍方案優(yōu)化

多塔斜拉橋依據(jù)施工工序不同，產(chǎn)生的應(yīng)力會(huì)有變化，應(yīng)根據(jù)懸臂施工實(shí)際工序及監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)選擇合龍方案。該橋施工步驟主要包含主塔施工、主梁澆筑、合龍、二期恒載施作等。原合龍順序?yàn)檫吙绾淆垺芜吙绾淆垺锌绾淆?方案一)。計(jì)算結(jié)果顯示,主橋徐變10年完成后索塔偏位偏大(邊塔表現(xiàn)得尤其明顯)，且表現(xiàn)為偏向中跨(見(jiàn)表1)。

表1 原合龍方案下10年后塔頂偏位情況

注：正負(fù)號(hào)分別表示往大、小里程方向偏位；8#主塔為大里程邊塔，5#主塔為小里程邊塔。下同。

為降低后期成橋后因砼收縮徐變?cè)斐傻闹魉?yīng)力變化的不利影響，并進(jìn)一步減小塔偏量，對(duì)合龍頂推方案進(jìn)行優(yōu)化：

(1) 調(diào)整合龍順序。將原合龍順序即方案一調(diào)整為邊跨合龍→中跨合龍→次邊跨合龍(方案二)。

(2) 因中跨首先進(jìn)行合龍施工，在中跨合龍口兩端進(jìn)行水平方向頂推力施加，確保中間塔可向邊跨側(cè)預(yù)偏；次邊跨進(jìn)行合龍口施工時(shí)，于次邊跨合龍口進(jìn)行水平頂推力施加，使2個(gè)邊塔也向邊跨預(yù)偏。

(3) 確定推力值。中跨施加頂推力的目標(biāo)為橋梁完工并達(dá)到10年收縮徐變期后，中間塔墩梁固結(jié)點(diǎn)處產(chǎn)生的位移累計(jì)值基本為零；次中跨施加頂推力的目為橋梁完工并達(dá)到10年收縮徐變期后，邊塔主梁0#段產(chǎn)生的位移累計(jì)值約為零。因此，確定中跨施加400 t頂推力，次邊跨施加200 t頂推力。

2.2 頂推方案理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比

2.2.1 塔頂偏位

頂推合龍施工順序優(yōu)化并將頂推力施加于中跨合龍口和次邊跨合龍口后，成橋10年后由砼收縮徐變導(dǎo)致的理論塔偏量見(jiàn)表2。

表2 頂推合龍方案優(yōu)化前后成橋10年后塔偏情況對(duì)比

由表2可知：頂推合龍方案優(yōu)化后，成橋10年后主塔偏位大大減小，對(duì)改善主塔受力狀態(tài)有利。

2.2.2 主塔應(yīng)力

頂推合龍方案優(yōu)化后，施加頂推力后中間塔偏位趨于合理。下面以主塔左側(cè)為例，對(duì)主塔左右緣10年徐變完成階段應(yīng)力情況進(jìn)行分析。合龍方案優(yōu)化前后5#～8#主塔左塔柱應(yīng)力對(duì)比見(jiàn)圖2～5。

圖2 頂推合龍方案優(yōu)化前后10年徐變完成 階段5#主塔左塔柱應(yīng)力對(duì)比

圖3 頂推合龍方案優(yōu)化前后10年徐變完成 階段6#主塔左塔柱應(yīng)力對(duì)比

圖4 頂推合龍方案優(yōu)化前后10年徐變完成 階段7#主塔左塔柱應(yīng)力對(duì)比

圖5 頂推合龍方案優(yōu)化前后10年徐變完成 階段8#主塔左塔柱應(yīng)力對(duì)比

由圖2可知：方案二對(duì)5#主塔左、右緣絕對(duì)應(yīng)力的改變主要體現(xiàn)在下塔柱位置，其影響量絕對(duì)值分別約-1.0、1.0 MPa，塔柱不平衡應(yīng)力改善量為2 MPa。

由圖3可知：方案二對(duì)6#主塔左、右緣絕對(duì)應(yīng)力的改變主要體現(xiàn)在墩柱位置，其影響量絕對(duì)值分別約-0.8、0.8 MPa，塔柱不平衡應(yīng)力改善量為1.6 MPa。

由圖4可知：方案二對(duì)7#主塔右、左緣絕對(duì)應(yīng)力的改變主要體現(xiàn)在下塔柱位置，其影響量絕對(duì)值分別約-0.6、0.6 MPa，塔柱不平衡應(yīng)力改善量為1.2 MPa。

由圖5可知：方案二對(duì)8#主塔右、左緣絕對(duì)應(yīng)力的改變主要體現(xiàn)在下塔柱位置，其影響量絕對(duì)值分別為-1.0、0.8 MPa，塔柱不平衡應(yīng)力改善量為1.8 MPa。

綜上，頂推合龍方案優(yōu)化后，主塔左、右緣10年徐變完成階段應(yīng)力計(jì)算值更均衡，對(duì)抵抗后期活載影響更有利。

3 頂推關(guān)鍵技術(shù)

3.1 頂推支架設(shè)置

合龍階段主要以掛籃作為頂推設(shè)備及操作平臺(tái)。掛籃錨桿與梁體錨固，按照相對(duì)位置固定不變的原則預(yù)埋錨桿孔，現(xiàn)場(chǎng)根據(jù)施工進(jìn)度情況進(jìn)行調(diào)整。后施工梁段預(yù)埋孔位置根據(jù)已施工完成梁段預(yù)埋孔位置進(jìn)行反力支架預(yù)埋。

反力支架采用雙拼H588×300工字鋼制作，支架與預(yù)埋在主梁兩側(cè)風(fēng)嘴處實(shí)心段的鋼板焊接，作為頂推承力裝置的千斤頂安置于兩反力架中間(見(jiàn)圖6、圖7)。

圖6 1/2頂推反力支架立面圖(單位：mm)

圖7 反力支架A大樣圖(單位：mm)

3.2 剛性連接設(shè)置

在合龍段兩端主梁節(jié)段完成后，采用工字鋼作為剛性支架對(duì)兩端主梁節(jié)段端頭位置進(jìn)行固定。剛性支架主要用于鎖定合龍段合龍時(shí)的標(biāo)高、支撐頂推后主梁間的反力。根據(jù)實(shí)際受力情況，考慮在梁體斷面上設(shè)置9個(gè)控制點(diǎn)，每個(gè)點(diǎn)采用雙拼H588×300工字鋼固定，與梁體上預(yù)埋件焊接，保證主梁在合龍時(shí)標(biāo)高鎖定及支撐頂推反力的效果(見(jiàn)圖8)。

圖8 頂推力轉(zhuǎn)換剛性支架示意圖(單位：mm)

3.3 頂推過(guò)程監(jiān)控

(1) 塔偏監(jiān)控。因塔頂處偏位值受頂推影響明顯，使用全站儀對(duì)6#、7#主塔偏位變化量進(jìn)行實(shí)測(cè)，確保兩側(cè)位移在頂推過(guò)程中處于計(jì)算范圍內(nèi)。

(2) 合龍口高差及長(zhǎng)度變化監(jiān)控。利用卷尺實(shí)測(cè)中跨及次中跨合龍口相對(duì)高差的變化；在合龍口兩側(cè)固定選取兩個(gè)點(diǎn)用卷尺測(cè)量長(zhǎng)度變化，左、右幅各選擇1個(gè)點(diǎn)。

頂推監(jiān)控主要以塔頂偏位控制為主，兼顧主梁標(biāo)高，確保合龍后線形順暢、頂推中結(jié)構(gòu)受力安全。

4 頂推成果分析

4.1 頂推影響因素分析

該橋?yàn)轫判崩瓨颍杩紤]材料指標(biāo)因素對(duì)頂推效果的影響，確保頂推結(jié)果處于合理范圍內(nèi)。

(1) 主塔砼彈性模量與理論值的差異。1) 采用6#、7#主塔彈性模量比理論值大50%進(jìn)行模擬計(jì)算，以塔偏調(diào)整量為75 mm為基數(shù)計(jì)算得頂推力為400 t，再以該頂推力為基數(shù)計(jì)算主梁和主塔應(yīng)力、索力影響量。應(yīng)力影響量出現(xiàn)在主梁1#段處，最大為0.1 MPa；主塔應(yīng)力影響量最大為0.3 MPa，處于橫梁C、D之間。頂推以塔偏量不變?yōu)樵瓌t，對(duì)索力沒(méi)有影響。2) 以5#、8#主塔彈性模量比理論值大50%進(jìn)行模擬計(jì)算，以塔偏調(diào)整量為108 mm計(jì)算得頂推力為200 t，以該頂推力為基數(shù)計(jì)算索力影響量、主梁及主塔應(yīng)力。應(yīng)力影響量出現(xiàn)在主梁1#段處，最大為0.1 MPa；主塔應(yīng)力影響量最大值為0.2 MPa，處于C、D橫梁中間。由于頂推以塔偏量不變?yōu)樵瓌t，對(duì)索力沒(méi)有影響。

(2) 主梁砼彈性模量實(shí)際值與理論值的差異。通過(guò)建模分析，主梁各梁段之間剛度的差異性并不會(huì)影響頂推成效。

(3) 兩塔之間彈性模量的差異。各塔水平位移一致(塔高一樣)，說(shuō)明兩塔砼彈性模量沒(méi)有差異。

以上情況表明彈性模量和塔偏的取值會(huì)對(duì)主塔和主梁應(yīng)力產(chǎn)生明顯影響，需在建模計(jì)算時(shí)根據(jù)實(shí)際工況合理取值，否則將影響橋梁結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

4.2 頂推結(jié)果分析

因頂推操作對(duì)梁體及塔偏位移量精度要求較高，且外界環(huán)境溫度對(duì)梁體變化及內(nèi)力影響較大，為確保頂推完成后合龍口及塔偏位移值達(dá)到設(shè)計(jì)效果，頂推時(shí)間選擇在一天中溫度較低的晚間進(jìn)行。表3、表4為主塔合龍位移、塔偏量理論值與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值對(duì)比及誤差。

表3 中跨合龍口頂推結(jié)果分析

注：偏差絕對(duì)值=實(shí)測(cè)值-理論值；比值=實(shí)測(cè)值/理論值×100%。下同。

表4 次中跨合龍口頂推結(jié)果分析

由表3、表4可知：各主要部位位移狀態(tài)及頂推力均在可接受范圍內(nèi)，頂推施工達(dá)到了預(yù)期效果。6#、7#主塔產(chǎn)生頂推誤差的主要原因是主塔砼實(shí)際彈性模量比理論值大50%左右；次中跨頂推誤差產(chǎn)生的主要原因是永久支座(5#、8#主塔及交界墩支座)摩擦力及主塔砼彈性模量誤差。

5 結(jié)語(yǔ)

根據(jù)頂推完成后實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，赤石特大橋采用的頂推方案合理，控制得當(dāng)，預(yù)偏達(dá)到了設(shè)計(jì)和規(guī)范要求。得到以下經(jīng)驗(yàn)：1) 斜拉橋合龍口頂推施工應(yīng)采用塔頂偏位及頂推力雙控的方式才能為合龍后線形提供有力保障。2) 頂推施工前應(yīng)根據(jù)橋梁結(jié)構(gòu)特性及外界環(huán)境影響合理確定頂推時(shí)間，這對(duì)施工管控非常重要。3) 頂推施工中應(yīng)充分考慮結(jié)構(gòu)砼彈性模量誤差，通過(guò)砼試塊彈性模量測(cè)試或試頂推確定結(jié)構(gòu)實(shí)際彈性模量。