庫區(qū)復雜水文下跨江懸索橋鋼箱梁非對稱吊裝分析

蹇 宏

(中國鐵建港航局集團有限公司 廣東珠海 519000)

1 引言

懸索橋憑借其良好跨越能力和較強的跨徑適應能力，被廣泛應用于大跨徑橋梁設計中。在懸索橋施工過程中，各工序相互關聯(lián)，其中主梁吊裝作為重要施工工序，需要嚴格控制其施工質(zhì)量，眾多學者對于主梁吊裝也頗有研究。張海順[1]對跨中至橋塔架設和由橋塔至跨中架設兩種傳統(tǒng)的不同架設順序進行了研究，得出由跨中向兩側(cè)的順序的架設更為合理。鐘繼衛(wèi)[2]以武漢陽邏長江大橋為例，建立了考慮索鞍接觸、雙吊索、梁段連接等實際構(gòu)造特性的精細化有限元模型，分析了鋼箱梁吊裝過程中結(jié)構(gòu)的變形及鋼箱梁吊裝過程中主索鞍的頂推工藝。丁東平等[3]基于橋梁非線性分析軟件BNLAS研究了兩種經(jīng)典吊裝方案對坭洲水道橋關鍵性控制參數(shù)的影響。王峻等[4]探明了鋼箱梁吊裝順序?qū)Y(jié)構(gòu)體系和施工難度的影響，確定了三塔懸索橋合適的鋼箱梁吊裝順序。李國強[5]以寸灘長江大橋為工程背景，通過有限元模型模擬分析了兩種不同吊裝方案，找出了最合理的施工方案。葉龍祥等[6]改良了主梁吊裝時梁段間臨時連接的模擬方法，分析過程中自動考慮主塔混凝土的收縮徐變。姚清濤等[7]以南京長江第四大橋為工程背景，針對大跨度三跨連續(xù)懸索橋的結(jié)構(gòu)特點，通過對兩種不同的鋼箱梁吊裝順序進行比選分析，得出了合理的鋼箱梁吊裝方案。牛亞洲等[8]介紹了懸索橋鋼箱梁安裝的方法、安裝順序，以及標準梁段和特殊梁段的安裝關鍵技術(shù)，為工程實踐提供借鑒和參考作用。

與上述學者研究多為對稱吊裝方式不同，重慶長壽長江二橋地處三峽庫區(qū)深V河谷中，水位落差大，且河流湍急，航道較窄，鋼箱梁無法按照傳統(tǒng)對稱方式進行吊裝，修建臨時棧道及封鎖航道會導致成本大幅增加、工期延長以及水運系統(tǒng)工作停滯，現(xiàn)場根據(jù)實際情況提出了不對稱吊裝方式。本文參考前人研究成果，建立全橋有限元模型，針對不同鋼箱梁吊裝方式下的結(jié)構(gòu)響應結(jié)果進行分析研究，探討變更后的方案合理性，為方案可行性與經(jīng)濟性評估提供技術(shù)參考，其結(jié)論也可用于指導現(xiàn)場實際施工工作。

2 工程概況

重慶長壽長江二橋為主跨739 m雙塔單跨簡支鋼箱懸索橋，主纜垂跨比約為1∶9，加勁梁全寬34 m，主纜中心間距為32.5 m，吊索縱向間距12 m，近塔吊索距塔中心線15.5 m。全橋鋼箱梁共劃分為62個梁段，標準梁段長度12 m。鋼箱梁從北岸至南岸編號為 S30～S0 和 S0′～S30′，其中 S30 與 S30′為端梁，不設吊桿。橋型布置如圖1所示。

圖1 主橋橋型布置(單位:cm)

3 架設方案及有限元模型建立

3.1 架設方案

實際施工中，鋼箱梁采用設置于靠北岸側(cè)的深水區(qū)定點起吊，起梁孔為靠北岸側(cè)的S4～S6梁段正投影區(qū)，由此造成了鋼箱梁吊裝順序的不對稱，有別于主梁對稱架設。兩種不同吊裝方案具體如下。

方案一:對稱吊裝 S0～S3(S0′～S3′)；逐榀吊裝 S7、S8、S4′、S5′；南北輪流吊裝 S9～S27(S6′～S24′)；逐榀吊裝 S25′、S26′、S27′；對稱吊裝 S28、S30(S28′、S30′)；對稱合龍 S29′、S29。

方案二:對稱吊裝 S0～S28(S0′～S28′)；對稱吊裝 S30(S30′)；對稱合龍 S29′、S29。

3.2 有限元模型介紹

根據(jù)實際施工順序與設計圖紙，主纜與吊索采用索單元模擬，選取凈面積作為截面面積計算，主梁采用梁單元進行模擬。模型的邊界條件中，結(jié)構(gòu)錨碇處和橋塔塔底均設固定約束，塔梁交界處設豎向支撐、橫向限位約束，不設縱向約束[9]。索鞍與橋塔采用剛臂單元模擬，通過更改單元的溫度來改變主索鞍與主塔的相對位置，模擬頂推過程[10]。

索夾及吊點結(jié)構(gòu)荷載采用點荷載施加，二期通過梁單元荷載施加，一期荷載為159.04 kN/m，二期荷載為60.6 kN/m。全橋結(jié)構(gòu)共離散為493個節(jié)點，480個單元，有限元模型如圖2所示。

圖2 全橋有限元模型

4 不同方案下的參數(shù)計算分析

4.1 主索鞍里程與豎向壓力值

隨著鋼箱梁的吊裝，主索鞍平衡狀態(tài)被破壞，導致橋塔產(chǎn)生偏位，需要在鋼箱梁吊裝的過程中頂推主索鞍，保證橋塔處于豎直狀態(tài)[11]。通過對比不同吊裝方案的主索鞍與成橋位置的里程差值與吊裝過程中的豎向壓力值，分析兩種不同鋼箱梁吊裝方案對于頂推作業(yè)的影響。其計算結(jié)果見圖3。

圖3 主索鞍與成橋位置的里程差

通過圖3可知:

(1)隨著吊裝梁段數(shù)量的增加，主索鞍與成橋位置的里程差值逐漸減小，主索鞍所受豎向壓力值逐漸增大。

(2)不同方案下主索鞍與成橋位置的里程差值與豎向壓力值的變化趨勢和數(shù)值基本相同，北岸主索鞍最大里程差值為2.76 cm，南岸為3.20 cm，北岸主索鞍最大壓力值差值為2 381 kN，南岸為2 763 kN，且非對稱吊裝方案的南北岸的主索鞍壓力值總體小于對稱吊裝方案壓力值，由此可以看出兩種方案對于頂推時機影響較小，可以忽略。

4.2 索鞍處主纜折角

主梁的架設順序不同，則施工中索鞍處主纜的平切角的大小變化也不同。若架設方式不合理，會產(chǎn)生較大的平切角，導致施工中主纜與主塔發(fā)生碰撞，引起結(jié)構(gòu)損傷，為此需要探明不同架設方案中主纜平切角的變化規(guī)律。

架設過程中，不同施工方案的索鞍處主纜平切角的變化見圖4。

圖4 主索鞍處主纜平切角變化示意

從圖4可以看出，兩種不同吊裝方案中的平切角變化趨勢相同，均為先減小再增大，隨著鋼箱梁的吊裝，變化趨勢逐漸減慢。吊裝完成后，兩種方案的平切角一致。從吊裝第9榀鋼箱梁后，非對稱吊裝方案北索鞍處的主纜平切角與對稱吊裝方案的平切角差值逐漸增大，然后再減小，吊裝全過程中最大差值為1.82°，這是由于非對稱吊裝方案中預留了起梁孔，導致鋼箱梁整體重心偏于北岸側(cè)。南主索鞍處的主纜平切角兩種方案下的差值較小，吊裝全過程中最大差值為1.68°，具體數(shù)值見表1。

表1 不同方案吊裝過程中平切角差異 (°)

4.3 索夾處主纜折角

加勁梁吊裝過程中，由于鋼箱梁的吊裝，使得索夾處兩側(cè)的主纜產(chǎn)生一個折角。折角的大小與索夾的受力和主纜線形相關，折角過大會影響纜索結(jié)構(gòu)安全。

兩種不同方案吊裝過程中索夾處折角的變化見圖5和圖6，吊裝過程中索夾處折角最大值見圖7。

圖5 非對稱吊裝－索夾處折角

圖6 對稱吊裝－索夾處折角

圖7 吊裝過程索夾處折角最大值

由圖5～圖7可以看出，在兩種不同吊裝方案下:

(1)非對稱吊裝方案中作為起梁孔預留的S4～S6處索夾兩側(cè)主纜折角小于方案二，S7～S30處索夾兩側(cè)主纜折角整體大于對稱吊裝方案，其余位置索夾兩側(cè)主纜折角差值較小。

(2)所有索夾兩側(cè)的折角在吊裝該索夾處的鋼箱梁時達到最大值，其他吊裝過程均在減小，其最大值為3.7°。吊裝前期索夾處主纜折角較大，因此，在吊裝前期，需要注意觀測其索夾兩側(cè)的折角，避免其過大而導致主纜結(jié)構(gòu)的損壞。

4.4 主纜高程

不同的鋼箱梁吊裝方案，主纜的線形會有不同的變化，而主纜的線形會影響吊裝過程中的主梁線形[12]。為了研究施工中主纜線形的變化情況，取主纜中跨1/4L、1/2L、3/4L位置作為控制點。兩種方案下的主纜各控制點的高程變化情況見圖8。

圖8 主纜高程變化

由圖8可以看出:

(1)對于不同的吊裝方案，中跨跨中最大差值為1.187 m，中跨3/4L處為0.908 m。由于非對稱吊裝方案中，預留S4～S6梁段的位置作為起梁孔，造成了中跨1/4L處的高程差較大，最大為2.446 m。

(2)主纜跨中點高程呈現(xiàn)先下降再上升趨勢，1/4L、3/4L處主纜高程變化則與之相反。前幾個階段位移變化幅度較大，非線性現(xiàn)象明顯，隨著荷載增加，主纜剛度增大，位移變化速率逐步減緩?？傮w來看，兩種方案主纜線形整體變化趨勢相同且鋼箱梁吊裝完成后的主纜高程一致，對后續(xù)鋼箱梁的焊接工作沒有影響。

5 結(jié)束語

本文依托Midas有限元分析軟件平臺，建立了長壽長江二橋全橋模型，針對因水文地質(zhì)條件而變更的吊裝方案下橋梁結(jié)構(gòu)參數(shù)進行了分析，得出了如下結(jié)論:

(1)兩種不同吊裝方案中，主索鞍與成橋位置的里程差接近，豎向壓力值的變化趨勢基本一致，說明實際不對稱吊裝對于頂推時機的選擇影響較小。

(2)不同施工方案，在吊裝初期，索夾處主纜折角值較大，后期逐步減小，實際施工時應注意觀測施工前期索夾處主纜折角，避免其過大導致主纜結(jié)構(gòu)的損壞。

(3)不同的吊裝方案，主纜高程整體變化趨勢相同且鋼箱梁吊裝完成后的主纜高程相同，對后續(xù)鋼箱梁的焊接工作無影響。

綜上所述，實際施工中采用的非對稱吊裝方案，其結(jié)構(gòu)響應結(jié)果與對稱吊裝方案較為接近，無需調(diào)整施工工序，驗證了變更后吊裝方案的可行性。經(jīng)評估，此方案可減少工期數(shù)十天，節(jié)約材料設備等成本費用上百萬元，保證了項目施工的高效性與經(jīng)濟性。