代百華，朱金柱

（1.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北 武漢 430040；2.中交公路長(zhǎng)大橋建設(shè)國(guó)家工程研究中心有限公司，湖北 武漢 430040；3.長(zhǎng)大橋梁建設(shè)施工技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430040；4.交通運(yùn)輸行業(yè)交通基礎(chǔ)設(shè)施智能制造技術(shù)研發(fā)中心，湖北 武漢 430040）

0 引言

目前，連續(xù)組合梁常見的施工方法有懸臂拼裝法、整體吊裝法、頂推法和滿堂支架法[1-4]。當(dāng)連續(xù)組合梁跨度大、變截面、梁體寬度及重量大、橋址處運(yùn)輸條件受限時(shí)，通常滿堂支架法為優(yōu)選方案[5-7]，主梁合龍后，開始進(jìn)行支架及臨時(shí)墩拆除的落梁作業(yè)。由于該工序中不可預(yù)見因素多、缺乏相關(guān)規(guī)范，安全風(fēng)險(xiǎn)突出，因此通常采用仿真分析確定其關(guān)鍵影響因素，對(duì)落梁技術(shù)方案進(jìn)行設(shè)計(jì)、分析和比選，確保落梁過程中結(jié)構(gòu)受力安全且合理[8-9]。

以國(guó)內(nèi)最大跨度的連續(xù)組合梁——G220至濟(jì)青高速公路王舍人互通立交連接線工程中的北側(cè)跨大堤引橋工程為背景，采用有限元軟件建立其有限元模型，對(duì)邊、中跨臨時(shí)墩落梁高度的敏感性進(jìn)行分析，研究了各臨時(shí)墩不同步落梁的問題，在此基礎(chǔ)上提出了兩種落梁技術(shù)方案，并從各臨時(shí)墩起頂力、設(shè)備及落梁量等方面對(duì)兩種方案進(jìn)行綜合比選分析，確定出較優(yōu)的技術(shù)方案，有力地保障了該工程落梁全過程的質(zhì)量和安全。

1 工程概況及施工工藝

1.1 工程概況

G220至濟(jì)青高速公路王舍人互通立交連接線工程中的北側(cè)跨大堤引橋采用跨徑組合為154+245+154=553 m三跨變截面連續(xù)梁橋，主梁采用正交異性組合橋面板，鋼梁高4.8～10.0 m（道路中心線位置），梁寬54～61.7 m，混凝土橋面板厚8 cm。主梁整幅布置，單箱四室，包括中心箱室和挑臂箱室各2個(gè)，其中挑臂箱室尺寸保持不變。其鋼主梁總重約24 500 t，UHPC橋面板與負(fù)彎矩區(qū)混凝土C50共重約6 600 t，全橋主梁（不含橋面鋪裝）總重約31 100 t，跨中橫斷面圖如圖1所示。

圖1 北側(cè)跨大堤引橋跨中橫斷面圖（mm）Fig.1 Cross-sectional view of middle span of north span approcach bridge（mm）

全橋共設(shè)置8個(gè)臨時(shí)墩，從小里程往大里程依次為1號(hào)、2號(hào)、……、8號(hào)臨時(shí)墩，如圖2所示。其中邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩采用48根φ630×8樁基礎(chǔ)，其設(shè)計(jì)承載力為4 320 t；中跨2—7號(hào)臨時(shí)墩采用矩形和六邊形擴(kuò)大基礎(chǔ)，其設(shè)計(jì)承載力為2 475 t。

圖2 北側(cè)跨大堤引橋臨時(shí)墩布置（mm）Fig.2 Temporary piers layout of north span approcach bridge（mm）

1.2 施工工藝簡(jiǎn)介

總體施工工藝如下：1）完成樁基礎(chǔ)、承臺(tái)、墩柱、散拼支架和臨時(shí)墩施工；2）在散拼支架上，采用履帶吊吊裝板單元上胎架、支架上原位對(duì)稱散拼，完成鋼主梁的安裝；3）鋼主梁合龍后，澆筑PF32號(hào)和33號(hào)墩頂?shù)装褰Y(jié)合混凝土（厚度0.35～1.2 m），安裝PF32號(hào)和33號(hào)墩頂支座，并拆除散拼支架；4）澆筑主跨跨中（136 m范圍）和邊跨梁端處（69.5 m范圍）UHPC橋面板，進(jìn)行所有臨時(shí)墩落梁作業(yè)，待全部臨時(shí)墩脫空后，拆除臨時(shí)墩；5）從跨中和邊跨梁端分別向中墩澆筑余下UHPC橋面板，并完成全橋附屬結(jié)構(gòu)施工。

2 落梁高度敏感性分析

為了制定合理的落梁方案，需要分別針對(duì)各臨時(shí)墩墩頂支反力對(duì)落梁高度的敏感性進(jìn)行分析。由于2號(hào)和7號(hào)臨時(shí)墩墩頂支反力較小，落梁時(shí)優(yōu)先拆除2號(hào)和7號(hào)臨時(shí)墩，因此這里僅對(duì)各臨時(shí)墩墩頂支反力對(duì)邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩，中跨3號(hào)和6號(hào)、4號(hào)和5號(hào)臨時(shí)墩落梁高度的敏感性進(jìn)行分析。

2.1 邊跨臨時(shí)墩落梁高度敏感性分析

保持中跨3號(hào)和6號(hào)、4號(hào)和5號(hào)臨時(shí)墩不動(dòng)，將邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩同時(shí)以1 cm/級(jí)進(jìn)行逐步落梁，各臨時(shí)墩墩頂支反力隨落梁高度的變化如圖3所示。

圖3 各臨時(shí)墩墩頂支反力與邊跨臨時(shí)墩落梁高度關(guān)系曲線Fig.3 Relationship curve between the top support reaction of each temporary pier and the beam falling height of side span temporary pier

由圖3可知，隨著邊跨1號(hào)和8號(hào)墩落梁高度的增加，1號(hào)和8號(hào)墩頂支反力由落梁前的3 356 t線性遞減直至脫空，反力下降率為110 t/cm。3號(hào)和6號(hào)墩頂支反力呈現(xiàn)線性急劇下降，而4號(hào)和5號(hào)墩頂支反力呈先緩慢上升后緩慢降低的趨勢(shì)。通過分析可以看出，若邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩先于中跨臨時(shí)墩落梁，對(duì)4號(hào)和5號(hào)臨時(shí)墩反力影響較小，但大幅降低了3號(hào)和6號(hào)臨時(shí)墩的落梁輪次。

2.2 中跨臨時(shí)墩落梁高度敏感性分析

保持邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩不動(dòng)，將中跨3號(hào)和6號(hào)、4號(hào)和5號(hào)臨時(shí)墩分別以1 cm/級(jí)進(jìn)行逐步落梁，各臨時(shí)墩墩頂支反力隨落梁高度的變化如圖4所示。

圖4 中跨臨時(shí)墩不同步落梁時(shí)墩頂支反力與落梁高度關(guān)系曲線Fig.4 Relationship curve between the top support reaction force and beam falling height during asynchromous beam falling of middle span temporary pier

由圖4可知，1）隨著中跨3號(hào)和6號(hào)墩落梁高度的增加，1號(hào)和8號(hào)墩頂支反力略微降低，4號(hào)和5號(hào)墩頂支反力迅速增大，最大反力高達(dá)2 686 t，遠(yuǎn)大于其設(shè)計(jì)承載力。2）隨著中跨4號(hào)和5號(hào)墩落梁高度的增加，1號(hào)和8號(hào)墩頂支反力略微增加，3號(hào)和6號(hào)墩頂支反力迅速增加，最大反力高達(dá)4 000 t，遠(yuǎn)大于其設(shè)計(jì)承載力。3）僅考慮中跨3號(hào)和6號(hào)墩或僅考慮4號(hào)和5號(hào)墩落梁，均導(dǎo)致急劇增大附近臨時(shí)墩反力，不利于臨時(shí)墩結(jié)構(gòu)安全。

綜上，保持邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩不動(dòng)，將中跨3—6號(hào)臨時(shí)墩同時(shí)以1 cm/級(jí)進(jìn)行逐步落梁，各臨時(shí)墩墩頂支反力隨落梁高度變化如圖5所示。

圖5 中跨臨時(shí)墩同步落梁時(shí)墩頂支反力與落梁高度關(guān)系曲線Fig.5 Relationship curve between the top support reaction force and beam falling height during synchronous beam falling of middle span temporary pier

由圖5可知，隨著中跨3—6號(hào)墩同步落梁高度的增加，1號(hào)和8號(hào)墩頂支反力逐漸下降，3號(hào)和6號(hào)墩頂支反力呈線性急劇降低，4號(hào)和5號(hào)墩頂支反力在3號(hào)和6號(hào)反力降低過程中逐漸增大，3號(hào)和6號(hào)臨時(shí)墩脫空后，4號(hào)和5號(hào)墩頂支反力線性遞減。分析表明邊跨臨時(shí)墩保持不變，中跨臨時(shí)墩同步落梁時(shí)，中跨臨時(shí)墩墩頂支反力相對(duì)較小，各臨時(shí)墩平穩(wěn)下降且相互影響較小，同時(shí)大幅降低了邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩落梁時(shí)的起頂力。

3 落梁技術(shù)方案研究

通過對(duì)各臨時(shí)墩落梁高度敏感性分析，制定了兩種可行的落梁技術(shù)方案，最終確定最佳的落梁方案。

3.1 落梁方案

落梁方案一采用首先拆除反力較小的2號(hào)和7號(hào)臨時(shí)墩，接著中跨3—6號(hào)臨時(shí)墩同步落梁，最后邊跨臨時(shí)墩落梁的思路。通過對(duì)中跨臨時(shí)墩同步落梁量的試算比選，最終確定出方案一如表1所示。

表1 落梁方案一Table 1 Beam falling scheme 1

落梁方案二采用首先拆除反力小的2號(hào)和7號(hào)臨時(shí)墩，接著邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩同步落梁，最后中跨臨時(shí)墩3—6號(hào)落梁的思路，通過對(duì)邊中跨臨時(shí)墩同步落梁量的試算比選，確定出方案二如表2所示。

表2 落梁方案二Table 2 Beam falling scheme 2

3.2 落梁過程中起頂力分析

對(duì)兩種落梁方案進(jìn)行分析，得出落梁過程中各臨時(shí)墩的起頂力如表3所示。

表3 兩種落梁方案的臨時(shí)墩受力對(duì)比分析Table 3 Comparative analysis of temporary pier stress of two beam falling schemes

由表3可知，1）兩方案的1號(hào)和8號(hào)、3號(hào)和6號(hào)臨時(shí)墩落梁時(shí)起頂力均差別顯著。方案一和方案二的1號(hào)臨時(shí)墩起頂力分別為630.3 t和3 356.3 t，8號(hào)臨時(shí)墩起頂力分別為567.6 t和3 051.8 t，方案一中3號(hào)和6號(hào)臨時(shí)墩的起頂力分別為1 884.9 t和1 679.5 t，方案二中3號(hào)和6號(hào)臨時(shí)墩的起頂力均為零，直接脫空。2）方案一和方案二的4號(hào)和5號(hào)臨時(shí)墩起頂力差別較小，均在1 720～1 790 t范圍內(nèi)。3）綜上，方案一中各臨時(shí)墩起頂力均相對(duì)較小且均衡合理，均在1 900 t以下，安全風(fēng)險(xiǎn)相對(duì)小，而方案二中各臨時(shí)墩起頂力最大為3 356 t，在落梁過程中容易出現(xiàn)同一臨時(shí)墩處各支點(diǎn)受力相差太大而增加結(jié)構(gòu)安全風(fēng)險(xiǎn)的情況。

3.3 設(shè)備及落梁量分析對(duì)比

落梁時(shí)，千斤頂在各臨時(shí)墩縱橋向采用單排布置在臨時(shí)墩縱梁的中間位置，橫橋向采用3排布置。通過計(jì)算分析，得出兩種落梁方案所需的千斤頂數(shù)量均為12臺(tái)，各臨時(shí)墩的落梁高度如表4所示。

表4 兩種落梁方案的落梁高度Table 4 Falling height of two beam falling schemes cm

由表4可知，兩種落梁方案中跨總落梁量相同，均為72 cm，但邊跨臨時(shí)墩落梁量方案一的5.7 cm遠(yuǎn)小于方案二的29 cm，說明方案一采用中跨3—6號(hào)臨時(shí)墩優(yōu)先同步落梁，降低了邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩的落梁量；方案二采用邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩優(yōu)先落梁，一定程度上減少了3號(hào)和6號(hào)臨時(shí)墩的落梁量。

3.4 落梁方案確定

通過兩種方案臨時(shí)墩起頂力、千斤頂數(shù)量以及落梁高度的分析對(duì)比，以臨時(shí)墩起頂力小或起頂力大且落梁量大作為可操作性原則，方案一邊跨1號(hào)和8號(hào)臨時(shí)墩起頂力小，僅630.3 t，中跨臨時(shí)墩起頂力相對(duì)小且落梁量大，相比方案二更具有現(xiàn)場(chǎng)可操作性，更為安全；兩種方案的中跨4號(hào)和5號(hào)臨時(shí)墩起頂力與落梁量差異不大；兩方案的千斤頂數(shù)量相同。綜合考慮，落梁方案一為最優(yōu)的落梁方案。

圖6和圖7為方案一在落梁過程中的各臨時(shí)墩墩頂支反力和橋墩墩頂支座轉(zhuǎn)角。

圖6 方案一各工況下臨時(shí)墩墩頂支反力Fig.6 Reaction force of temporary pier top support under various working conditions of scheme 1

圖7 方案一各工況下橋墩墩頂支座轉(zhuǎn)角Fig.7 Rotation angle of pier top support under various working conditions of Scheme 1

采用落梁方案一時(shí)，1）各臨時(shí)墩墩頂支反力隨著落梁高度的增加逐步緩慢降低，整個(gè)過程中均處于安全合理的受力狀態(tài)。2）在落梁全過程中，PF32橋墩墩頂支座轉(zhuǎn)角最大為4.4×10-3rad，PF33橋墩墩頂支座轉(zhuǎn)角最大為4.7×10-3rad，均小于設(shè)計(jì)要求值0.02 rad，滿足相關(guān)規(guī)范要求。

3.5 施工監(jiān)測(cè)對(duì)比分析

在實(shí)際落梁過程中，以各千斤頂反力控制為主，以落梁量為輔，對(duì)3—6號(hào)臨時(shí)墩墩頂支反力、落梁量等關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，各落梁輪次下臨時(shí)墩墩頂支反力理論值與實(shí)測(cè)值如圖8所示，臨時(shí)墩的落梁量如表5所示。

表5 各落梁輪次下臨時(shí)墩落梁量Table 5 The beam falling amount of temporary pier under each beam falling round cm

圖8 各落梁輪次下臨時(shí)墩墩頂支反力理論值與實(shí)測(cè)值Fig.8 Theoretical and measured values of reaction force of temporary pier top support under each beam falling round

由圖8和表5可知，1）落梁過程中3—6號(hào)臨時(shí)墩的墩頂支反力實(shí)測(cè)值與理論值基本吻合，誤差均在10%以內(nèi)。2）落梁過程中每輪的實(shí)測(cè)落梁量與理論落梁量基本上保持一致，確保了落梁過程中的安全性。

4 結(jié)語(yǔ)

本文以目前國(guó)內(nèi)最大跨度的連續(xù)組合梁——G220至濟(jì)青高速公路王舍人互通立交連接線工程中的主跨245 m的北側(cè)跨大堤引橋?yàn)檠芯勘尘?，針?duì)邊中跨臨時(shí)墩落梁高度的敏感性以及同步性進(jìn)行了分析探討，確定了兩種落梁技術(shù)方案，從臨時(shí)墩受力、設(shè)備及落梁量等方面進(jìn)行了綜合對(duì)比分析，確定出優(yōu)選的落梁方案，結(jié)論如下：

1）邊跨臨時(shí)墩先于中跨臨時(shí)墩起頂落梁時(shí)，主墩附近的中跨側(cè)臨時(shí)墩反力呈線性減小的趨勢(shì)，且變化幅度大，而對(duì)中跨跨中附近的臨時(shí)墩反力呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。

2）中跨臨時(shí)墩先于邊跨臨時(shí)墩起頂落梁時(shí)，無(wú)論采用僅3號(hào)和6號(hào)臨時(shí)墩同步落梁或僅4號(hào)和5號(hào)臨時(shí)墩同步落梁，均會(huì)急劇增大相鄰的臨時(shí)墩反力，不利于臨時(shí)墩結(jié)構(gòu)安全，因而中跨所有臨時(shí)墩宜采用同步起頂落梁。

3）考慮兩種可行性方案中的臨時(shí)墩起頂力、落梁量、千斤頂設(shè)備數(shù)量等因素，以臨時(shí)墩起頂力小或起頂力大且落梁量大作為可操作性原則，選擇先中跨同步落梁后邊跨落梁（方案一）為最優(yōu)的落梁方案。