0 引言

　　大跨度斜拉桥由塔、梁、索3种基本构件组成，是具有高次超静定的柔性结构体系，其几何非线性^[1]特点导致桥梁合龙口的敏感因素较多，使得合龙施工的控制难度大。钢桁梁斜拉桥的合龙方法主要有自然合龙^[2]和强制合龙^[3]。自然合龙法基于对合龙口位置和温度的连续观测，确定合龙段的配切长度、放置温度和合龙温度^[4]等控制参数，利用温差法^[5]分别完成喂梁和合龙工序，待合龙后解除塔梁临时约束，完成结构体系转换。而强制合龙法是基于对合龙口处各参数的敏感性分析^[6]，确定合龙的调整措施^[7,8]，主动消除合龙口的定位偏差，从而实现钢梁的无应力合龙。二者的主要区别是，前者需长时间连续观测，对温度的依赖性较强;同时，合龙段的配切在一定程度上改变了钢梁在设计状态下的几何长度，增加了钢梁加工制造难度。然而后者对温度的依赖性相对较弱，且不改变结构的无应力几何尺寸^[9]，对成桥结构的内力及线形影响较小，使得成桥状态与设计状态更加吻合;也无须考虑因合龙段配切而增加的钢梁加工制造难度，但后者的适用条件受钢梁施工方法制约。

　　本文以盐城特大斜拉桥为背景，阐述了一种大跨度钢桁梁斜拉桥的强制合龙技术。

　　1 工程概况

　　盐城特大斜拉桥为新建徐州—盐城高速铁路的关键控制性工程^[10]，设计行车速度250km/h，该桥位于盐城市通榆河和新洋港交口位置，桥跨布置为(72+96+312+96+72) m，共648m，为双塔双索面半漂浮体系连续钢桁梁斜拉桥。两片主桁采用三角形桁式，中心间距为15m，桁高14m，节间长12m，共54个节间，主梁重约1.1万t;桥塔采用H形花瓶式结构，C50混凝土，塔座以上高123m;主桁采用高强螺栓连接，桥面板采用焊接，主塔处设置纵向阻尼器和速度锁定器。为避免在成桥后运营中支座出现负反力问题，设计在边、辅墩附近几个节间的桥面板内设置压重，采用铁砂混凝土配重形式，边墩压重范围2个节间，且每节间配重300t，辅助墩压重范围4个节间(支座左、右侧各2个)，每节间配重250t。总体结构布置如图1所示。

　　

　　图1 桥梁总体布置(单位:cm) 

　　 

　　该桥主梁的总体架设方案为:从桥梁两端的边墩(1 029,1 034号)开始，依次对称架设边跨、次边跨、主跨的钢梁，其中边跨和次边跨采用支架法架设，主跨采用悬臂法架设，每架设完成1个节间同步安装主塔两侧的斜拉索，直至全桥合龙。合龙前合龙口状态如图2所示，北岸徐州侧钢梁悬臂架设至A27'E27'，拆除北岸架梁机，南岸盐城侧钢梁架设至A26E26，南岸架梁机未拆除。

　　

　　图2 合龙位置示意 

　　 

　　2 合龙技术难点分析

　　1)施工条件差桥位处于沿海台风多发区，合龙施工工期内结构受到温比亚、苏力、西马仑3次台风袭击，需尽量减小台风对结构的影响;夏季温度较高，温度对合龙口开间距离的影响较大，需解决喂梁困难问题。

　　2)合龙杆件共有4根弦杆和2根腹杆，必须在空中进行6点精确对位分步施工，且合龙杆件间采用高强螺栓连接，对精度的要求较高。

　　3)受温度、钢梁制造与安装误差、索力及安装荷载误差等因素的影响，桥梁合龙口在竖向、纵向、横向均产生偏差，导致合龙点的位置较难控制。

　　3 合龙口敏感因素分析

　　3.1 计算模型

　　为分析斜拉索索力、合龙口压重、合龙口顶拉、上下游对拉等措施对合龙口敏感性的影响，利用有限元分析软件MIDAS/Civil建立空间三维有限元模型，对合龙口进行敏感性分析，合龙口敏感性包括竖向位移、纵向位移、横向偏差等。计算模型如图3所示，主塔、桥墩和主梁采用空间梁单元模拟，拉索采用桁架单元模拟，全桥模型共有3 723个节点、7 889个单元。塔墩底部采用一般弹性支撑，桥梁支座、主塔与主梁采用弹性连接，桥面系与主桁采用刚性连接，跨中梁底的临时约束采用线性连接，解除北岸侧塔梁约束，南岸侧塔梁约束不解除。

　　

　　图3 计算模型 

　　 

　　3.2 敏感因素分析

　　拉索索力的变化主要影响合龙口节点的z(竖)向和x(纵)向位移，配重的变化主要影响合龙口节点的z(竖)向和x(纵)向位移，上、下游对拉主要影响合龙口节点的x(纵)向和y(横)向位移，主塔横梁对顶主要影响合龙口节点的z(竖)向和x(纵)向位移，合龙口顶、拉主要影响合龙口节点的x(纵)向位移。针对以上5种敏感因素分别进行以下5种工况的计算。

　　1)工况1将北岸12号索、南岸10号索的索力分别增大和减小5%,10%,20%,30%。

　　2)工况2将合龙口的配重分别设置为50,100,200,300k N。

　　3)工况3在计算模型合龙口分别施加100,200,300,400k N拉力。

　　4)工况4在北岸1 031号墩顶设置纵移系统，分别顶推500,1 000,1 500,2 000k N。

　　5)工况5在合龙口两侧下弦处设置顶拉装置，分别对顶、对拉500,1 000,1 500,2 000k N。

　　图4～8展示了每种工况的敏感性较大因素对合龙口x,y,z 3个方向的影响。其中，索力变化负值表示索力减小，正值表示索力增大;配重总值指南、北岸配重之和;z方向正值向上，负值向下;y方向北岸侧数值为正，反之为负。

　　

　　图4 斜拉索敏感性分析曲线  

　　 

　　

　　图5 配重敏感性分析曲线 

　　 

　　

　　图6 上、下游对拉敏感性分析曲线 

　　 

　　

　　图7 塔横梁对顶敏感性分析曲线 

　　 

　　结果表明，增大和减小索力、增加配重对南、北岸下弦节点z位移影响较大，上、下游对拉对南、北岸下弦节点的y位移影响较大，下弦杆顶、拉和主塔横梁对顶对合龙口的x位移敏感性较大。因此，调整斜拉索索力及压重对z方向(竖向)位移调整最有效，通过倒链对拉对y方向(横向)位移作用明显，纵移装置主要调整x方向(纵向)位移。现场施工过程中，对合龙口的调整以斜拉索索力调整、压重、顶拉装置及倒链对拉为主要手段，同时辅以长圆孔、合龙铰等措施。

　　

　　图8 下弦杆对顶、对拉敏感性分析曲线  

　　 

　　4 强制合龙技术

　　4.1 合龙控制条件

　　由于钢桁梁在合龙前受到自重及施工荷载的作用，因此合龙口两侧梁截面存在转角、垂直挠度和水平位移偏差问题。如图9所示，左侧梁截面a-b有转角α₁，右侧梁截面c-d有转角α₂,b,d两点均有垂直挠度(ΔZ_b，ΔZ_d)和水平位移(其中，横向位移有ΔY_b，ΔY_d，纵向位移有ΔX_b，ΔX_d)。

　　

　　图9 合龙口偏差示意  

　　 

　　在合龙时，要求合龙段仅受自重影响，不受其他结构自重及索力影响，即实现钢桁梁跨中无应力状态的高精度快速合龙，须满足以下控制条件:(1)通过合龙口两端的斜拉索张拉及临时压重来消除转角影响，即α₁=α₂=0;(2)通过合龙口两端的斜拉索张拉及临时压重来消除b,d两点竖向位移不同影响，即ΔZ_b=ΔZ_d;(3)通过钢梁纵移或温差法来消除b,d两点纵桥向水平位移不同影响，即ΔX_b=ΔX_d;(4)通过倒链对拉方式来消除b,d两点横桥向水平位移不同影响，即ΔY_b=ΔY_d。

　　4.2 纵移装置设计

　　根据合龙口开间距离的实测数据，合龙时段昼夜温度范围为25～37℃，其变化幅度较小，导致仅利用温差法无法满足喂梁和合龙要求，需设计一种钢梁纵移装置以满足其要求，即在北岸侧1 031号主塔处利用阻尼器预埋件和抗风刚性杆改造设计了一种纵移装置，辅助北岸钢梁整体纵移，南岸侧无须设置该装置。该装置主要由反力座、200t液压千斤顶、销轴等组成，如图10所示，它是由塔梁临时约束装置改装而成。单侧采用2台200t液压千斤顶作为顶推设备，经实测分析可知，在3:00最低温时，合龙口开间距离最大，此时所需纵移量最小，且刚性杆受到的轴力最小。为保证钢梁纵移后仍具有可活动空间，以释放温度作用引起的钢梁变形，在钢梁纵移过程中将北岸原刚性杆138销轴的直径更换为75mm。

　　

　　图1 0 纵移装置  

　　 

　　在北岸边墩、主墩支座上方分别设置不锈钢板进行抄垫，钢梁受到的水平摩擦力计算公式为:

　　

　　 

　　北岸中跨与边跨拉索竖向分力的合力为:

　　

　　 

　　北岸中跨与边跨拉索水平分力的合力为:

　　

　　 

　　式中:μ为钢梁与不锈钢板间摩擦系数，此处取0.1;G为北岸钢梁与压重混凝土自重，钢梁质量为6 000t，压重混凝土质量为800t;θ_i为北岸中跨拉索与水平方向夹角;θ_j为北岸边跨拉索与水平方向夹角;F_i为北岸中跨索力值;F_j为北岸边跨索力值。各项数值如表1所示。

　　由上述公式及表1可得，北岸侧钢梁受到的水平摩擦力f为2 064.86k N，方向为边跨指向中跨，而且小于北岸拉索水平分力的合力F_x=3 985.36k N，表明在解除塔梁临时约束时，钢梁有克服摩擦力向边跨移动的趋势。为了更换销轴，需利用千斤顶将钢梁向跨中顶推至销轴可抽出为止，所需的顶推力应满足以下公式:

　　

　　 

　　式中:k为千斤顶的安全系数，不得小于1.2。

　　采用的4台200t液压千斤顶的总顶推力为8 000k N，计算可得8 000k N>7 260.26k N，满足式(4)，即千斤顶的顶推力可克服摩擦力向中跨侧移动。

　　4.3 塔梁约束释放控制法

　　根据北岸侧拉索水平分力的合力F_x大于钢梁受到的水平摩擦力的受力特点，在释放塔梁约束的条件下，钢梁会向边跨移动以实现纵移需要，但若钢梁纵移量过大，会影响中跨及边跨的索拉力，不利于控制边、中跨索力值和钢梁的纵向位移量。

　　  

　　表1 北岸侧斜拉索的索力及其分力 

　　 

　　 

　　

　　注:竖直方向以向上为正，水平方向以中跨指向边跨为正

　　表1 北岸侧斜拉索的索力及其分力

　　鉴于此，采用塔梁约束释放控制法，即利用塔梁处的纵移装置，在钢梁向跨中顶推3～5mm时，将原刚性杆138销轴的直径更换为75mm(Cr40)，此时钢梁纵向活动的限定范围为(160-75)/2=42.5mm(原销孔的纵向间距为160mm);然后在孔隙内放置10mm硬质木板作为缓冲垫后，销轴可活动范围为32.5mm，经计算单个75销轴的许用荷载约4 900k N，在不考虑摩擦力有利影响的情况下，主墩处2个销轴共同承受的轴力约9 800k N，大于索力差的水平力F_x，具有2.5倍安全系数。当钢梁纵移量达到最大值L_max=32.5mm时，索力变化量仅为0.2%，对合龙的索力控制影响较小。该方法既能满足合龙口纵移的需要，又能成功控制钢梁的纵移量，为夏季强风环境下钢梁的安全合龙提供技术保障。

　　4.4 合龙温度选择

　　为满足合龙口喂梁和合龙的要求，需考虑温度变化对合龙开间距离的影响，为此分别测量不同温度下合龙口下弦东、西侧节点的纵向坐标x_D,x'_D,x_C,x'_C，各节点标注如图3所示。根据各测点数据计算东、西侧下弦开间距离，并将其与设计开间距离进行对比分析。

　　推导出合龙施工需满足的条件如下:

　　

　　 

　　式中:L_max为钢梁的最大纵移量;L₀为合龙口的设计开间距离;L_C为合龙口北、南岸西侧下弦节点间距值;L_D为合龙口北、南岸东侧下弦节点间距值。得到的开间距离随温度变化情况如图11所示。

　　

　　图1 1 温度对开间距离的影响曲线 

　　 

　　由图11可知，合龙口开间距离受温度变化的影响较大，随着温度的升高而减小，开间距离曲线基本呈线性变化趋势，其斜率约为6.0;东、西侧开间距离曲线在25～29℃较低温范围吻合较好，>29℃时随着温度的升高偏离的程度逐渐增大;由于在最低温25℃时，开间距离仍小于设计值，结合北岸钢梁纵移范围为0～32.5mm，利用式(5)反推出合龙的临界温度值，即合龙施工的温度上限值29℃，因此将合龙的作业温度确定在25～29℃。为降低合龙调整难度，建议施工过程中尽量选择低温环境下进行杆件合龙。

　　4.5 强制合龙施工步骤

　　强制合龙施工总体思路主要分为2个阶段:第1阶段为放置合龙杆件，第2阶段为合龙施工。将合龙口的相应杆件放置就位，待合龙偏差调整至合龙控制范围后，按下弦、上弦、斜杆的顺序依次完成合龙，最后安装桥面系、上平联及横联。具体合龙操作步骤如下。

　　1)连续测量合龙口各测点坐标及其随温度的变化情况，在低温环境下，通过北岸1 031号墩顶纵移装置调整钢梁纵向位移，使合龙口两端的开间距离比放置杆件长度大2～3cm，以便合龙杆件快速就位。

　　2)利用南岸侧架梁吊机安装2根下弦合龙段E27'E26，并在E27'节点端按要求插打冲钉，根据连续观测的合龙口偏差数据，再通过纵移装置及温差法调整合龙口纵向距离，先后打入长圆孔钢销和圆孔钢销，完成下弦杆合龙。

　　3)利用架梁吊机安装4根斜杆，并在E26,E27'节点端按要求插打冲钉。

　　4)利用架梁吊机安装南岸侧2根上弦杆，将其与上弦杆A26A25及斜杆E26A27之间的拼接板按要求插打冲钉，E27'A27斜杆暂不与上弦杆连接，待上、下弦合龙后再合龙斜杆。

　　5)再次利用架梁吊机安装2根上弦合龙段A27'A27，安装方法同下弦杆，最后合龙斜杆。

　　6)待完成合龙段的高强螺栓施工后，再安装下平联、纵梁及桥门架结构，最后对钢梁线形进行局部调整。

　　4.6 合龙后状态分析

　　待合龙杆件全部安装就位后，及时解除南岸侧塔梁临时约束，取出北岸侧75销轴，将各墩顶支座按设计状态安装就位，为验证体系转换后结构状态的合理性，主要从主梁线形与索拉力的监测值与理论值进行对比分析。

　　合龙后钢梁各下弦节点竖向高程的理论值与实测值对比情况如图12所示，其中，E0'～E27'表示北岸侧下弦节点，E26～E0表示南岸侧下弦节点。可看出理论曲线与东、西侧实测曲线变化趋势一致，曲线整体基本关于跨中节点对称分布，理论值整体上大于实测值，主要因为理论计算荷载取值与实际荷载取值之间存在一定偏差。仅从南、北岸侧实测值对比情况来看，跨中区域南岸侧线形略高于北岸侧，与此区域的索力值分布情况相吻合;而东、西侧实测值在中跨跨中区域的最大偏差值约20mm，与横桥向宽度的比值为1/750，引起偏差的主要原因是存在安装累积误差。整体上看，合龙后主梁线形控制较好。

　　

　　图1 2 合龙后位移对比曲线  

　　 

　　合龙后索力理论值与实测值对比情况如图13所示，可看出理论曲线与实测曲线基本吻合，实测值整体上高于理论值。仅从南、北岸侧实测值情况进行对比，南岸侧整体索力值大于北岸侧，且边、中跨曲线大致呈现“几”字形，造成上述差异的主要原因是在南岸侧存在架梁吊机，需较大索力来平衡吊机自重。整体上看，合龙后索力控制较好。

　　5 结语

　　该强制合龙技术分析了大跨度钢梁跨中合龙控制基本条件及其偏差调整措施，研发了一种钢梁整体纵移装置及方法，阐述了一种塔梁约束释放控制的方法，利用实测数据分析确定最佳合龙温度范围，基于上述分析，提出该大跨度钢桁梁斜拉桥跨中快速强制合龙的关键步骤，实现全桥快速、精确合龙施工，完善国内大跨度连续钢桁斜拉桥悬臂施工及跨中合龙关键技术。得到以下主要结论。

　　

　　图1 3 合龙后索力对比曲线  

　　 

　　1)通过对该桥合龙口敏感因素的分析，确定了合龙口竖向偏差的敏感因素是合龙口索力值和配重值，横向偏差的敏感因素是合龙口上、下游倒链对拉值，纵向偏差的敏感因素是纵向顶拉值，该分析为纠偏措施提供理论依据。

　　2)研发了一种纵移装置，解决了仅靠温差法无法满足设计开间距离的问题，降低合龙杆件快速喂梁和合龙施工难度，介绍一种塔梁约束释放控制法，通过更换销轴规格来调整钢梁纵移量，降低塔梁约束释放的安全风险，为强风环境下合龙施工提供安全保障措施。

　　3)研究了实测温度变化对合龙口开间距离的影响，结合钢梁纵移活动量推导出临界合龙作业温度的计算公式，确定了合理的合龙施工温度环境。

　　4)通过合龙施工步骤快速、安全地完成全桥合龙工作，进行结构体系转换，并通过主梁线形和索力两方面验证合龙后状态合理、可控。