賴敏芝, 周偉, 羅明

(1．湖北交投智能檢測股份有限公司, 湖北 武漢 430050； 2．四川公路橋梁建設集團有限公司)

隨著懸索橋建造和施工技術日趨完善，大跨度懸索橋越來越多。其中，主索鞍的頂推時機和頂推量是主梁架設和橋面鋪裝階段(荷載發(fā)生變化)最重要且涉及安全的工序。王喜良等對比了兩種索塔允許位移的控制標準：以混凝土截面上不出現(xiàn)拉應力且壓應力小于抗壓設計強度值所能允許的塔頂最大位移作為允許位移以及以混凝土截面的最大拉應力達到C50混凝土設計強度σl=2.45 MPa，且壓應力小于抗壓設計強度值所能允許的塔頂最大位移作為允許位移；梅葵花等提出預偏量設置的雙重目的，闡明頂推階段和頂推量的確定原則和索鞍頂推的實質(zhì)；何為等提出了主索鞍的小步快跑頂推原則；孫勝江等定量分析施工階段考慮P-Δ效應對主塔容許偏位和不平衡水平力的影響；齊東春等確定了主索鞍預偏量的計算控制原則以及塔頂容許偏位的計算理論；孫勝江等提出主索鞍可控狀態(tài)下自由滑移控制方法，即主索鞍在加勁梁吊裝和二期恒載施工過程中可自由滑移；張飛進等提出了一基于數(shù)值分析法的、能全面考慮鞍座影響的主纜線形計算方法，并通過算例探討了確定鞍座頂推時機的合理方法，即以塔身應力或強度為控制條件確定鞍座頂推時間的合理方法；楊國俊等用Rayleigh-Ritz 法推導了主塔最大容許偏位計算公式，從主塔塔頂偏位和塔底應力兩個角度提出優(yōu)化主索鞍的頂推方法，最后通過有限元法驗證近似公式的精度；姜宏維采用有限元分析軟件Midas/Civil利用正裝分析方法模擬索鞍頂推過程，同時，提出加勁梁吊裝時模擬臨時連接的一種簡單有效的方法；王達等對比分析了主索鞍常規(guī)頂推、主索鞍不頂推及主索鞍自由滑動3 種施工方案分別對應的結構變位和受力狀態(tài)，得出主索鞍超量頂推的優(yōu)化施工方案；沈銳利、肖汝城等基于有限元法研究了主索鞍的模擬方法；黎志忠等提出了一種適用于有限元程序的索鞍頂推精細化模擬方法，重點研究不同索鞍模型的對比和主纜抗滑安全系數(shù)。該文以某跨長江懸索橋為工程背景，以索塔容許偏位作為控制參數(shù)，通過比較分析主索鞍不同頂推方案的差異，在容許偏位范圍內(nèi)確定了最優(yōu)化的主索鞍頂推時機和頂推量，減少了主索鞍頂推對施工的影響，同時確保了施工過程中索塔的安全性和穩(wěn)定性。

1 工程背景

某跨長江大橋采用雙塔單跨鋼箱梁懸索橋方案，主跨為1 038 m，懸索橋橋跨為(340+1 038+305) m，錨碇IP之間的距離為1 683 m，矢跨比為1/9(圖1)。

圖1 主橋總體布置圖(除標高單位為m外，其余：cm)

塔頂高程為186.0 m，北塔底高程為29.0 m，南塔底高程為21.0 m，主索鞍IP點高程為180.2 m。上塔柱高137.0 m，北索塔下塔柱高20.0 m，南索塔下塔柱高28.0 m(圖2)。

圖2 索塔一般構造圖(除標高單位為m外，其余：cm)

加勁梁采用流線形扁平鋼箱梁，梁高3.0 m，寬39.6 m(含風嘴及導流板)，高寬比為1∶12.833，每隔3.2 m設一道板式橫隔板。鋼箱梁共65個節(jié)段，標準梁段長16.0 m，重260 t，最大梁段重281 t。全橋共有65片鋼箱梁，鋼箱梁的吊裝順序為：跨中段MJ1、J31～J7、J01，最后J1～J6(圖3)。

圖3 合龍段示意圖

2 索塔容許偏位分析

為保證索塔結構的安全，大橋以索塔拉應力最大0.7 MPa、壓應力最大22.4 MPa為控制標準。具體見表1。

表1 索塔(C50)容許應力值

以南索塔為例，研究裸塔、主纜安裝、按施工程序安裝至J30鋼箱梁、安裝至J20鋼箱梁、鋼箱梁安裝完、一期恒載完成、成橋狀態(tài)共8種工況，考慮非線性分析、P-Δ效應、線性分析下南索塔的容許位移，結果見表2。

表2 考慮不同效應的南索塔各階段容許位移

由表2可知：考慮非線性影響的容許位移大于考慮P-Δ效應的容許位移，考慮P-Δ效應的容許位移大于線性分析的容許位移。

索塔在各階段容許位移見圖4。

圖4 索塔容許位移圖

由圖4可知：南索塔在裸塔狀態(tài)、主纜架設完成后、一期恒載、成橋狀態(tài)的容許位移分別為120、151、245、283 mm。北索塔在裸塔狀態(tài)、主纜架設完成后、一期恒載、成橋狀態(tài)的容許位移分別為44、73、161、195 mm。容許位移隨著荷載增加而逐漸增加。在圖4中還列出了索塔不出現(xiàn)拉應力的索塔容許位移。

3 頂推方案

在懸索橋上部結構施工中，主索鞍頂推是一項重要的施工內(nèi)容。鞍座頂推方案的合理性是關系到橋塔受力安全的重要條件。在施工過程中，隨著鋼箱梁的吊裝，中跨主纜的軸力越來越大，中邊跨的水平分力也越來越大。在強大的水平力作用下，如果索鞍不與索塔固結，索鞍會克服摩擦力，發(fā)生滑移，這給工程的安全性帶來了不確定因素。為了在施工過程中有穩(wěn)定的安全環(huán)境，主索鞍與索塔需要設置臨時剛結，不平衡水平力由索塔來承擔。不平衡水平力引起索塔縱向偏位的同時還在塔底產(chǎn)生很大的彎矩，可能會導致塔底混凝土受拉開裂，因此需要及時調(diào)整中跨和邊跨的跨度來釋放不平衡水平力，即主索鞍頂推工序。如此，頂推時機以及頂推量的確定是頂推方案的核心。

通過對整橋的模擬計算得出：南索塔的預偏量為1 985 mm，北索塔的預偏量為1 691 mm。該文擬定3種頂推方案以及自由滑移的施工方案。

方案1：采用各個階段索塔的極限容許位移值。方案2：索塔的容許位移采用定值，即南索塔最大容許偏位為100 mm，北索塔最大容許偏位為80 mm(主纜：73 mm，安裝索夾：75 mm，吊機：76 mm，MJ：179 mm)。方案3：參考文獻[3]的小步快跑思路，即索塔不出現(xiàn)拉應力且頂推后使得索塔恢復豎直。但是由于該橋北索塔的下塔柱比較矮，下橫梁預應力并不是完全由下橫梁承受，而是由下塔柱和下橫梁共同承受，下塔柱較矮則剛度大，承擔的下橫梁預應力也大，導致北索塔在成塔時外側(cè)產(chǎn)生0.2 MPa的拉應力。由此該橋只能放寬要求：在02階段(主纜架設)至11階段(J27梁段安裝)，即前面8次頂推，是頂推至反方向，且在第6次頂推前出現(xiàn)了拉應力；在鋪裝階段采用了3次頂推，鋪裝前、鋪裝一半和鋪裝后，此時只要求不出現(xiàn)拉應力。方案4：自由滑移，索塔在各個階段承受的最大水平力即為各階段主索鞍在啟動滑動時需要克服的摩擦力，雖然能承受的水平力是最小的，但是在荷載(含溫度荷載)發(fā)生變化時主索鞍會滑動，特別是在主梁吊裝過程中，施工風險太大，在實際工程中采用較少。前3種頂推方案的頂推時機和頂推方案見圖5。

圖5 不同頂推方案的頂推時機和頂推方案

4 方案比選

方案1頂推11次；方案2頂推13次；方案3頂推22次。方案1和方案2頂推次數(shù)差不多，方案3頂推次數(shù)過于頻繁，方案4很可能僅需要一次頂推就能使主索鞍到規(guī)定的設計位置，由于施工安全不足，工程中采用較少。不同頂推方案下關鍵位置的應力如表3、圖6～8所示。

表3 不同頂推方案下索塔的最大應力和最小應力 MPa

圖6 方案1北索塔塔底應力圖

從表3可知：3種不同的頂推方案南索塔都沒有出現(xiàn)拉應力。從圖6可知：索塔應力的控制點均在塔底外側(cè)。從圖7、8可知：方案1幾乎每次頂推都出現(xiàn)拉應力；方案2在J19之后沒有出現(xiàn)拉應力；方案3在J29之后沒有出現(xiàn)拉應力。

頂推力由兩部分組成：摩擦力(不考慮動靜摩擦)、主纜的不平衡力。頂推前大部分情況是索塔往江側(cè)偏，不平衡水平力會減小頂推力；頂推后大部分情況是索塔往岸側(cè)偏，不平衡水平力會增大頂推力。不同方案摩擦力總是一致的且比不平衡力大一個量級，因此不同頂推方案對頂推力的影響較小(表4)。頂推前的不平衡力對施工是不利的，在頂推前需要拆除臨時固定，此時不平衡力越大，拆除難度越大、時間越長。從表4可知：方案2、方案3中頂推前的主纜不平衡力較小。

圖7 北索塔塔底岸側(cè)外側(cè)應力

圖8 北索塔塔底江側(cè)外側(cè)應力

表4 不同方案下的摩擦力和不平衡力 MPa

通過以上比選可得：① 考慮頂推次數(shù)，方案1、2優(yōu)于方案3；② 考慮索塔應力，方案3優(yōu)于方案1和方案2；③ 考慮頂推力，影響較小，方案2、方案3優(yōu)于方案1；④ 考慮頂推前的臨時固定拆除，方案2和方案3優(yōu)于方案1；⑤ 考慮現(xiàn)場管理，給一個固定的索塔容許位移在整個懸索橋上部結構施工中更方便管理和信息傳遞，方案2比方案1、方案3好。最終，該橋選擇方案2，即索塔的容許位移采用定值，南索塔最大容許偏位為100 mm，北索塔最大容許偏位為80 mm。

5 結論和施工控制建議

(1) 考慮非線性影響的容許位移大于考慮P-Δ效應的容許位移，考慮P-Δ效應的容許位移大于線性分析下的容許位移。在現(xiàn)場可不考慮非線性計算索塔的容許位移。

(2) 頂推方案可采用固定的索塔容許位移為控制，每次頂推可使索塔偏向反方向的容許塔偏。如此頂推次數(shù)較少，固定的容許塔偏也有利于參建各方去監(jiān)測塔偏及時頂推。