对于大跨度且跨河跨线的斜拉桥，主梁施工通常采取悬拼方式. 而较常见的双塔斜拉桥在主跨梁体悬拼完毕后，需要进行梁体合龙，使得全桥连成一体，完成受力体系转换，随后施工二期桥面附属设施，达到设计目标成桥状态^[1].

斜拉桥合龙施工工序复杂、技术难度大，计算、监测工作量大. 国内合龙段施工通常选取适宜的合龙温度，无论是钢桥或混凝土桥，大多采用临时结构实现梁体合龙，且针对各实际工程发展出较多的合龙方案、施工机具优化方法及不同的合龙工艺^[2-3].

在整个实际合龙过程中，结构体系的参数取用与实际结构间存在不可避免的误差^[4]，而设计参数误差、现场温度以及加工安装精度等因素均会对桥梁施工控制造成影响^[5]。针对遇到的现场技术问题，需要工程师以理论计算为依据，综合分析，采取合理方式方法解决.

本文针对几内亚Boffa省一斜拉桥悬拼合龙过程中所遇到合龙段长度不足的实际问题，以无应力状态法^[6]为理论计算基础，分析实际合龙方案对合龙状态产生的影响，并结合现场实际量测数据，指导合龙施工，保证大桥顺利合龙.

1.   依托工程概况

在建桥梁工程位于几内亚共和国博法省（Boffa），横跨Fatala河，承载运矿皮带机. 施工桥梁为斜拉桥，跨度布置为（44 + 64 + 270 + 64 + 44） = 486 m，桥宽11 m，设双向带式运输机，桥面布置为0.15 m 栏杆 + 3.7 m 皮带式运输机 + 1.3 m 间距+ 3.7 m 皮带式运输机+ 0.15 m 栏杆 = 9 m.

主梁采用边主梁形式的钢板梁结构. 主塔为H形钢筋混凝土结构，塔内设检修爬梯. 斜拉索采用平行钢绞线斜拉索，桥面处斜拉索设外置式阻尼器. 主塔基础采用钻孔桩群桩基础；辅助墩采用钢筋混凝土桩柱式结构，桥台采用重力式桥台及群桩、扩大基础.

主桥支承体系为半漂浮体系，主塔、辅助墩两侧均采用双向活动支座，桥台一侧设置单向活动支座，另一侧设置双向活动支座. 主塔处横向设置抗风支座.

全桥总体布置及主梁典型断面布置如图1、图2所示.

图  1  Boffa斜拉桥立面布置示意图

Figure  1.  Schematic diagram of facade layout of the Boffa cable-stayed bridge

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图  2  主梁典型断面布置示意

Figure  2.  Typical cross-section layout of main beam

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本工程斜拉桥主要施工步骤为：

1）施工桥台、辅助墩、索塔；

2）支架施工边跨主梁并浇筑配重混凝土；

3）对索塔处主梁设置临时固定装置；

4）由索塔依次对称向两侧吊装中跨主梁及张拉斜拉索，直至中跨合龙，如图3所示； 5）调索，施工二期桥面混凝土铺装及其他附属结构.

图  3  中跨悬拼施工示意

Figure  3.  Mid-span suspension construction sketch

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2.   现场偏差因素分析与处置

2.1   全桥施工阶段模拟

以无应力状态法为全桥施工监控计算模拟的基础理论方法，采用有限元软件Midas对全桥进行空间建模模拟^[7]，如图4所示. 斜拉索采用索单元模拟，主梁结构离散为主梁及横梁的梁格单元. 斜拉索与主梁、索塔铰接，临时墩及桥台支座以竖向一般支承模拟.

图  4  Midas有限元模型示意

Figure  4.  Finite element model made by Midas

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基于无应力状态法对斜拉桥施工状态全过程进行模拟，迭代计算得出合理成桥状态的索力及梁体线形，然后通过正装或倒拆等斜拉桥常规有限元计算方法得出理论合龙状态的相应索力及线形. 相关主要计算结果见表1.

表  1  无应力状态法计算理论参数汇总

Table  1.  Summary of theoretical parameters calculated by unstressed state method

斜拉索编号	合理成桥状态			目标合龙状态			斜拉索编号	合理成桥状态			目标合龙状态
	索力/kN	线形/mm		索力/kN	线形/mm			索力/kN	线形/mm		索力/kN	线形/mm
S10	1155	−9		603	0		M1	401	4		162	29
S9	1028	−23		632	−39		M2	439	9		161	68
S8	1032	−27		681	−51		M3	481	11		266	118
S7	833	−22		536	−45		M4	557	10		289	170
S6	782	−11		430	−27		M5	595	8		227	224
S5	630	0		287	−5		M6	687	9		303	280
S4	575	2		255	13		M7	732	11		320	337
S3	469	−1		202	14		M8	824	13		374	388
S2	422	−7		150	3		M9	1072	9		561	425
S1	417	−8		192	−6		M10	1208	−3		559	442
注：表中线形数据为相应斜拉索对应梁段前沿位置点位标高与其成桥设计标高的差值.

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2.2   合龙现场偏差

经现场调研，本工程可能影响合龙控制精度的因素主要有梁体荷载、合龙控制温度、加工、施工偏差等. 其中，梁体荷载偏差造成的影响较大，但可通过调整目标索力值，以主梁线形控制为主的方式消除.

在南北两岸中跨梁体悬拼只剩最后一节合龙段ZL23时，现场测得两岸ZL22节段边缘间距在清晨或傍晚相对低温（23 ℃左右）时达到2.20 m以上，而合龙段ZL23考虑预留长度后实测也仅为2.15 m. 判断或因恶劣的运输环境导致梁体变形，加之中跨悬臂散拼过程中梁体放样的累积偏差，导致合龙口长度偏大.

2.3   处置方案及偏差分析

国内施工的斜拉桥，通常选取相对恒温的夜间或清晨进行合龙，并在加工时将合龙段预留一定长度，根据现场合龙口距离及合龙温度要求进行配切. 即使出现合龙段预留长度不足的问题，也可重新加工合龙段构件.

而对于在非洲等施工条件相对落后的地区开展施工的情况，意图选取相对恒温、低温的时段或重新加工构件已无法实现. 为使桥梁在保障结构安全的情况下，尽早实现合龙通矿目标，考虑在相对高温状态下，在合龙口间距与ZL23长度相匹配的短时间内完成合龙.

若想实现此方案需解决两方面主要问题：一是合龙时机的选择；二是合龙后对合龙及成桥状态产生的影响程度，合龙临时构件的强度.

针对问题一，合龙前，对日气温及合龙段间距变化规律进行测量^[8]，主要结果见表2.

表  2  合龙口间距监控测量数据

Table  2.  Distance monitoring data of closure section

测量时刻	平均气温/℃	梁体温度/℃	合龙口间距/m
			左侧	右侧
6:00	22.1	22.4	2.202	2.210
8:00	23.7	24.0	2.190	2.197
10:00	25.3	26.8	2.173	2.181
11:00	27.4	32.5	2.168	2.175
12:00	30.2	35.9	2.135	2.143
14:30	39.2	46.7	2.112	2.120
17:00	32.3	38.8	2.140	2.151
18:00	27.7	32.4	2.162	2.173
19:00	24.6	28.6	2.195	2.204
20:00	23.4	25.1	2.204	2.217
23:00	22.2	23.4	2.208	2.218

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依据以上现场量测结果并考虑预留一定焊缝宽度，拟定选择合龙当日合龙口间距约2.170 m时进行合龙，由表2可见一天当中有2次合龙口间距适合合龙的窗口期.

考虑现场人员、机械有限，为使梁体在有限的窗口期内合龙连成整体，拟定选取温度上升过程的窗口期到来之前（合龙口间距较大）吊装两侧合龙段ZL23边主梁，并提前将ZL23栓接一端施拧完毕，且将ZL23一侧边主梁顶底板、腹板用加强码板焊接完毕，待后续临近11：00时气温上升至27 ℃左右，焊接合龙口缝隙逐渐减小至适宜焊接宽度（约1.5~2 cm），即刻对此端ZL22与加强码板快速施焊，如图5所示. 随后解除索塔处临时固定装置，大桥实现结构合龙，全桥梁体自由伸缩，此时焊接合龙口依靠码板及其角焊缝承受梁体轴向力.

为减少焊接应力，仍拟定在合龙当日夜间温度恒定时段进行焊接合龙口的通缝焊接，焊接完成后敲除加强码板. 至此，大桥主跨梁体完成合龙.

图  5  合龙段焊接工序示意

Figure  5.  Welding process of closure section

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针对问题二，为保证该方案安全可行，需复核合龙前后桥梁无应力状态变化.

由表2可见，选取11：00时合龙，梁体温度达到32.5 ℃，等效于主梁无应力状态长度减少（32.5 − 28） × 270000 × 1.2 × 10⁻⁵ = 15 mm.

经有限元计算，由此造成的对合龙状态影响为主跨跨中标高升高6.6 mm，索塔塔顶偏位4.5 mm，梁体应力增幅2.4 MPa，可判断合龙对全桥目标设计状态（结构内力、线形）影响较小.

加强码板焊接后，需承受一昼夜温度变化所产生的梁体轴向力，经计算得出一侧边主梁需承受500 kN轴向力，需要码板总焊缝长度（合龙口一侧）750 mm，较易满足，现场焊接速度也可达到窗口期要求.

2.4   实际合龙方案成果

经现场各参建方协调，大桥按既定合龙方案于11：30顺利完成边主梁合龙，当日夜间完成合龙口焊缝焊接，次日桥面板全部吊装完成，现场照片如图6所示. 大桥合龙后，经全桥通测，汇总主跨索力、主梁线形实测数据及其与表1中原合龙状态目标值间偏差见表3.

图  6  大桥中跨完成合龙现场

Figure  6.  Linking site of Middle span of large bridge

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表  3  实际合龙状态参数偏差

Table  3.  Parameter deviation of actual linked state

斜拉索编号	计算合龙状态			实际方案合龙状态			偏差
	索力/kN	线形/mm		索力/kN	线形/mm		索力/%	线形/mm
2#塔中心	—	0		—	4		—	4
南M1	162	29		165	39		2.2	10
南M2	161	68		166	87		2.9	19
南M3	266	118		255	105		−4.3	−13
南M4	289	170		299	169		3.5	−1
南M5	227	224		240	244		5.9	21
南M6	303	280		303	258		−0.1	−22
南M7	320	337		303	353		−5.3	16
南M8	374	388		354	388		−5.4	−1
南M9	561	425		544	427		−3.1	2
南M10	559	442		571	461		2.1	19
跨中	—	444		—	471		—	27
北M10	559	442		589	455		5.3	13
北M9	561	425		529	419		−5.7	−6
北M8	374	388		401	379		7.1	−9
北M7	320	337		308	363		−3.7	26
北M6	303	280		319	291		5.1	11
北M5	227	224		215	249		−5.2	25
北M4	289	170		280	193		−3.1	23
北M3	266	118		253	117		−4.9	−1
北M2	161	68		172	89		6.6	21
北M1	162	29		173	20		6.8	−9
3#塔中心	—	0		—	−2		—	−2

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由表3可知，实际合龙方案的合龙后状态与理论合龙目标索力值的理论偏差在7% 以内，主梁标高线形偏差在26 mm以内. 可见以目前现有合龙段直接合龙后，大桥主要控制指标的目标偏差均在可接受范围内，且合龙后可采用影响矩阵法^[9]对全桥索力及线形进行进一步调整，使成桥状态达到设计目标要求. 因此，采用非恒定低温时段进行直接合龙较成功的实现了理论目标合龙状态，方案可行.

3.   结　语

大跨度斜拉桥由于几何非线性，合龙控制较为复杂，实际现场往往出现原设计阶段未预见的复杂情况.本文针对Boffa斜拉桥工程中出现的合龙段长度不足的问题，通过现场监测数据及理论计算支持，明确方案中关于合龙时机、合龙温度、合龙方式、临时焊缝长度等控制参数，保证直接合龙方案的可行性；以无应力状态法验算合龙后索力、线形、内力等参数所产生的偏差值，判断直接合龙方案对合龙、成桥目标状态的影响程度在可接受的范围内，论证直接合龙方案的合理性.

斜拉桥跨越能力通常在300~1000 m，桥梁结构形式、尺度较丰富. 对于大跨度斜拉桥或悬索桥，因现场因素导致合龙段偏差且无法通过配切方式解决的情况，工程师可考虑参照本文叙述的现场偏差处置方式实现合龙，并获得结构无应力状态梁长偏差值，判断其对成桥目标状态的影响程度. 并在合龙前后充分采集相关参数数据，验证相应理论分析结果.