趙燦暉，管偉波，鄧開來，于得安，洪 彧

(1.西南交通大學土木工程學院，四川 成都 610031；2.中交第二航務工程局有限公司，湖北 武漢 250073)

1 工程概況

丹江口水庫特大橋為主跨760m的雙塔斜拉橋，主梁為全漂浮體系。主梁采用雙邊箱輕型組合梁，截面如圖1所示。邊箱橫橋向中心距23.8m，之間設置鋼橫梁和正交異性鋼-UHPC組合橋面板，鋼梁全寬31.6m，橋面中心頂板上緣至底板上緣高3.8m，邊箱中心高度3.562m(邊箱中心頂板上緣至底板上緣)。邊箱頂板寬3.2m、厚20mm，腹板中心距3.0m、厚24mm，底板寬3.4m、厚28～46mm。標準梁段長16m，設置4道普通橫梁，標準間距4m，每2道普通橫梁間設置1道橫肋(矮橫梁)。

圖1 橋梁截面

普通橫梁腹板中心高3m、厚12mm，對應邊箱梁內隔板厚16mm；拉索錨固處橫梁腹板中心高3m、厚16mm，對應邊箱梁內隔板厚20mm；橫肋腹板中心高0.8、厚16mm，對應邊箱梁內隔板厚12mm。橋面板采用正交異性鋼-UHPC組合橋面板結構，主要由正交異性鋼橋面板、剪力連接件、80mm厚密配筋UHPC層及鋪設在UHPC層上方的4cm厚SMA13瀝青混凝土磨耗層組成。鋼橋面板頂板厚12mm，頂板下部焊接U形加勁肋，肋高280mm、厚8mm，中心間距為600mm。雙邊箱輕型組合梁結構體系明確，受力性能和經濟性良好，在大跨度斜拉橋中得到廣泛應用。雙邊箱輕型組合梁通常采用板件散拼的建造方法，即邊箱、橫隔板、鋼頂板、U肋等構件逐一吊裝到位，在現場進行焊接[1-3]。單個板件質量小，僅需噸位較小的起重機即可完成構件吊裝。針對構件散拼的建造方法，已有較多研究成果和工程實踐。

但構件散拼建造方式耗時長，現場需大量焊接，不利于環(huán)保。依托丹江口水庫特大橋，提出了整體節(jié)段吊裝的建造方式，可極大地縮短建造時間，減少現場焊接工作。斜拉橋組合梁吊裝步驟如下：組合梁在工廠內完成板件之間焊接，并且澆筑混凝土，運送至施工現場后，采用大噸位橋面起重機起吊至目標位置，完成邊箱梁環(huán)縫焊接，張拉斜拉索至目標索力，使新吊梁段與既有梁段界面處無彎矩，焊接鋼頂板和U肋，澆筑梁段之間混凝土濕接縫，然后將索力張拉至預定索力，橋面起重機移至新吊梁段上方，繼續(xù)吊裝下一個梁段。類似施工方案已在多個采用鋼箱組合梁的斜拉橋中得到應用，實踐經驗證明了上述吊裝方案具有較高效率[4-6]。但雙邊箱輕型組合梁橫向剛度過小，在橋面起重機與新吊梁段帶來的集中荷載下，既有梁段會產生巨大下撓變形，致使新吊梁段與既有梁段無法正常匹配連接。因此，需根據雙邊箱組合梁結構特點，研究其整體梁段吊裝精確匹配技術。

依托丹江口大橋實際工程，提出了體外預應力-分級張拉-梁重置換一體化的雙邊箱輕型組合梁糾偏技術體系，通過數值分析和現場試驗，驗證了該技術體系可有效減小新、舊梁段變形差，有效提升了斜拉橋雙邊箱輕型組合梁建造速度和匹配精度，減少了現場焊接工作量，提升了橋梁建設品質和環(huán)保性。

2 梁段吊裝數值模型

2.1 節(jié)段選取

為精確分析梁段在吊裝過程中的變形，選取3個既有梁段作為分析對象(見圖2)。橋面起重機前支點和后錨點分別作用在最外側梁段和第2個梁段拉索位置處拉索橫隔板上方，3個既有梁段可完全覆蓋橋面起重機影響區(qū)域。

圖2 分析梁段示意

在新吊梁段與既有梁段邊箱匹配前，新吊梁段不出現在模型中，新吊梁段與橋面起重機自重采用節(jié)點力的方式施加在橋面起重機支腿處。當新吊梁段與既有梁段完成邊箱匹配后，在模型中激活新吊梁段單元和節(jié)點，并分析其在索力、梁重置換等工況下的變形。

2.2 數值模型

在ABAQUS中建立梁段數值模型，如圖3所示?；炷涟宀捎脤嶓w單元，鋼梁采用殼單元，鋼頂板和混凝土采用栓釘連接。在模型中的6個拉索錨固點及遠端普通橫梁相同位置賦予豎向約束，在最內側斷面形心處，賦予2個水平方向約束，模擬既有梁段在吊裝過程中的邊界條件，同時3個平動方向均有約束，可保證模型計算收斂，紅色框為邊界設置點，藍色框為橋面起重機前支點和后錨點荷載位置。

鋼材選用采用隨動硬化的雙線性模型，屈服應力為345MPa，屈服后剛度比為0.01?；炷吝x用塑性損傷模型，受壓方向上升段為拋物線，下降段為直線，抗壓強度140MPa，應變0.002με，殘余強度70MPa，應變0.01με；受拉方向采用彈脆性材料，抗拉強度10MPa，應變2×10-4με，達到抗拉強度后，拉應力快速下降至0。

橋面起重機荷載按均布力形式施加在橋面起重機支腿覆蓋的橋面板上。前、后支腿荷載如表1所示。

表1 橋面起重機支腿荷載

3 吊裝變形分析

3.1 傳統(tǒng)整體吊裝變形驗算

既有梁段各構件變形如表2所示。邊箱梁出現了嚴重的八字形面外扭轉，同時橋面板中心線也出現了嚴重下撓。新吊梁段存在微幅上翹，最大上翹量為1.07mm，新吊梁段和既有梁段豎向最大變形差為59.16mm，邊箱梁向外扭轉最大位移達11.08mm，無法滿足主梁精確匹配的要求。

表2 既有梁段吊裝變形

3.2 新型糾偏施工方案

為減小吊梁過程中的新、舊梁段變形差，在新吊梁段達到設計標高后，提出以下施工流程。

1)在既有梁段雙邊箱底部對拉體外預應力束，減小邊箱梁扭轉變形。

2)邊箱梁實現有效匹配后，邊箱進行焊接，保障新舊梁段邊箱梁的有效傳力，體外預應力繼續(xù)保留形成新吊梁段的反拱便于頂板焊接。

3)進行新吊梁段上的斜拉索首次張拉，張拉目標為在新吊梁段和起重機吊具自重下，新、舊梁段界面不承受彎矩。

4)起重機卸載新吊梁段，并將吊具置放于新吊梁段，局部區(qū)域通過千斤頂頂壓完成頂板焊接，焊接完成后對體外預應力進行卸載。

該方案有效利用雙邊箱組合梁中多層級結構體系，實現了第一、第三體系的分批匹配，率先連接變形差較小的第一體系，并由已連接的第一體系作為支撐結構，在新、舊梁段上實現荷載重分配，進而減小吊裝過程中的新、舊梁段變形差。

3.3 新型施工方案變形驗算

根據結構方案，在后端橫梁處邊箱梁底部施加1 500kN預應力，前端橫肋(矮橫梁)處邊箱梁底部施加1 500kN預應力。該橫向體外預應力鋼絞線對邊箱扭轉具有有效矯正作用，如圖4所示。

圖4 體外預應力施加示意

根據計算，施加體外預應力后，邊箱梁底部扭轉角僅有0.11°，最大向外位移降至5.54mm(見表3)，滿足邊箱梁匹配時的焊接要求。

表3 張拉體外預應力后既有梁段吊裝變形

在張拉預應力后，橋面板最大變形差為50.16mm，還需進一步采用梁重置換法進一步提高匹配精度。

在體外預應力張拉后，對邊箱進行焊接，保證、新、舊梁段邊箱梁的有效傳力。然后進行新吊梁段拉索首次張拉，將被吊梁段自重轉移至拉索。張拉目標為在新吊梁段和起重機吊具自重下，新、舊梁段界面不承受彎矩。

新吊梁段拉索張拉后，橋面起重機松吊，減小橋面起重機前支點反力，既有梁段殘余變形如表4所示。至此，橋面板最大撓度減小至15.8mm，滿足了新、舊梁段匹配的要求。

表4 梁重置換后既有梁段吊裝變形

4 安裝過程實測變形

依托丹江口水庫特大橋實際工程，測量了梁段吊裝時新、舊梁段變形差的發(fā)展。橋面起重機松吊前、后新、舊梁段橋面板高差如圖5所示(非變形差最大位置)。

圖5 橋面起重機松吊前、后新、舊梁段橋面板高差

計算分析和現場實測的最大新、舊梁段變形差對比如表5所示，表5中的數值為累積值。由表5可知，計算值與實測值在吊裝全過程的絕對誤差≤5.5mm，表明計算的有效性。通過系列措施，雙邊箱輕型組合梁節(jié)段吊裝時的新、舊梁段變形差減小至15mm，滿足精確匹配的要求。

表5 最大變形差計算值和實測值對比

5 結語

1)對拉橫向體外預應力可有效減小邊箱梁(第一體系)橫向外撓，由此可實現在橋面板未匹配的情況下，鋼箱梁率先焊接，由此可支撐梁重置換。

2)梁重置換可大幅減小既有梁段橋面板(第三體系)撓度差，實現橋面板高精度匹配。

3)模型計算和現場實測得到的變形差誤差≤5.5mm，說明建模方式具有良好精度。