常泰长江大桥桥塔空间纵横梁施工控制

张皓清 郑清刚 张金涛 蒋凡

中铁大桥勘测设计院集团有限公司， 武汉 430050

1 工程概况

常泰长江大桥是长江上首座集高速公路、一级公路、高速铁路“三位一体”的过江通道。采用双层桥面布置，上层布置6车道高速公路，下层采用非对称布置，为2线高速铁路（上游） + 4车道一级公路（下游）［1］。跨江段包括主跨1 176 m钢桁梁斜拉桥、2座主跨388 m的钢桁拱桥和1座3 × 124 m的连续钢桁梁桥。大桥于2019年动工，计划于2025年建成通车。主航道桥跨度2 440 m，是在建世界最大跨度的斜拉桥，其孔跨布置为（142 + 490 + 1 176 + 490 + 142）m。为减小塔底弯矩和梁端位移，采用温度自适应塔梁纵向约束体系，即用温度惰性索锚固于跨中梁底与中跨侧主塔横梁之间，建立塔梁约束，既可实现塔梁的纵向约束，又能保证结构的温度不动点位于桥梁对称中心，从而降低温度次内力［2-3］。

常泰大桥空间钻石形桥塔见图1。上塔柱为钢箱-核芯混凝土组合结构；中、下塔柱为钢筋混凝土空间四肢结构，单肢为正八边形断面。通过增加塔肢数量，减小单个塔肢截面尺寸，不仅可以降低塔肢在施工期和运营期的开裂风险，还增大了结构顺桥向刚度，提高了行车舒适性［4-5］。在中、下塔柱交汇区域设置了两道纵梁与两道横梁，均为预应力混凝土构件。

图1 常泰大桥空间钻石形桥塔（单位：m）

纵横梁均为单箱单室不规则四边形断面。横梁采用变截面设计，跨中梁高8.0 m，顶板厚1.0 m，底板及腹板厚1.5 m，梁底曲线半径126.0 m；纵梁亦采用变截面设计，跨中梁高6.0 m，顶板及腹板厚1.0 m，底板厚1.2 m，梁底曲线半径35.3 m。塔梁间竖向永久支座布置于边跨侧横梁顶，中跨侧横梁顶设有碳纤维复合材料（Carbon Fibre Reinforced Plastics，CFRP）索的塔端锚固齿块，纵梁不设置任何支座或锚固结构，见图2。纵横梁合计混凝土方量约8 800 m3，浇筑规模大，且其断面为单向倾斜的四边形，底部圆弧形设计，对模板及支撑体系的配置提出了较高要求。混凝土采用C60准清水混凝土，设计时对外观质量及抗裂能力要求较高。

图2 常泰桥塔纵横梁

2 纵横梁施工分析

2.1 纵横梁受力特点

两个永久支座布置在边跨侧横梁的端部，以缩短支座反力与塔柱间的传力路径，降低横梁根部弯矩。中跨侧横梁顶设置锚固齿块承担纵桥向CFRP索力，将两齿块布置在靠近中塔柱根部处，以降低横梁的面外弯曲与扭转变形。横梁通过采用实心截面局部加强，以满足支座垫石与齿块位置的抗剪需求。

纵梁将边跨和中跨四塔肢连为一体，抵抗中、下塔柱的外倾力，提高桥塔整体刚度。由于纵梁上没有支座垫石或齿块，因此内力是通过塔梁节点的转动得到的。桥塔设计控制工况是主力 + 附加力工况（中跨满布活载 + 纵风 + 降温），主塔在此工况下向中跨侧弯曲，塔梁节点的转动会带动纵梁产生S形的弯曲变形（图3），塔梁交汇处纵梁所受的弯矩与剪力较大，为纵梁设计的控制断面。此外，边跨侧下塔柱底外缘受拉，为下塔柱设计的控制断面。

图3 设计控制工况纵梁变形分析

纵梁预应力设计时发现：纵梁中通长预应力束张拉会使下塔柱顶“内收”，下塔柱底部外缘受拉，由此降低边跨下塔柱底外缘的压应力储备，在设计控制工况下受力不利。施工期间，当纵横梁以上的结构尚未施工，通长预应力束的张拉会对下塔柱顶截面受力产生不利影响。因此，将部分纵梁通长预应力束调整为在纵梁后浇带断开的短束（图4）。短束预应力效应仅作用于除后浇段外的纵梁，包括塔梁交汇区域，在增大纵梁控制断面压应力储备的同时不会对下塔柱底控制断面产生不利影响，也降低了施工期间下塔柱底的开裂风险。该预应力布置方式也为施工控制方案中的分区浇筑提供了条件。

图4 在纵梁合龙口张拉的预应力钢束（单位：cm）

2.2 施工方案分析

桥塔横梁常规施工多采用分层浇筑、分层凿毛、分批张拉预应力束的方案，以降低混凝土单次浇筑需求量，减少施工临时支架受力［6-7］。但上述方案存在明显缺点：①后浇层的混凝土湿重由先浇层混凝土和临时支架承担，该施工工况成为横梁设计的控制工况，使得预应力的布置受施工控制。②凿毛不到位或工序衔接不合理会在二次浇筑的分界面产生冷缝、裂纹等病害［8］。因此，考虑纵横梁沿高度方向不分层、一次性浇筑完成。受制于混凝土的供应能力和质量控制要求，需要研究平面分区域浇筑方案。

由设计阶段的预应力布置形式可知，须在纵横梁跨中设置后浇段，将四根纵横梁分为独立的四个部分。由于下塔柱四肢很难同步施工，在龄期差别的影响下，导致竖向收缩徐变变形存在差异，纵横梁与四塔肢形成的超静定框架会产生次内力。平面上分区域浇筑可以降低徐变次内力。经计算得到后浇段与先浇筑的纵横梁区段龄期差10 d时，可有效降低横梁面内次弯矩6 120 kN·m。为减少施工冷缝，在梁高方向不分层。

3 施工控制方案

3.1 四个L形区域浇筑顺序

四个独立的L形区域同时浇筑对结构受力与长期变形最有利，但单个L形区域混凝土方量高达2 200 m3。综合混凝土供应能力，研究四个区域的浇筑顺序。

塔肢及纵横梁先后施工的龄期差异导致在合龙口两侧存在竖向变形差，且先浇筑的L形区域使得纵横梁临时支架系统先发生变形。后浇筑区域在已发生变形的支撑系统上施工，其无应力几何尺寸会受影响［9］，梁塔交界处的梁端转角也会导致合龙口产生错台。

对比多种浇筑次序的计算结果，提出如下应对措施：①减小四个L形区域浇筑的龄期差异。因为横梁跨度比纵梁大，应优先减小横梁合龙口两侧L形区域的浇筑龄期，从而减小错台。②合理优化纵横梁浇筑支撑体系，减少四个L形区域竖向支撑的相互联系，降低先浇区域对后浇区域的影响。在横梁跨中对支架和分配梁采取断开处理的方式。③对于可预见的合龙口错台，在立模时通过设置预拱的方式消除错台。

此外，不同的L形区域浇筑顺序会使得纵横梁施工完成后四塔肢的反力不同，须通过计算确定成桥时反力差别最小的施工顺序，以减小四塔肢竖向徐变差异。对比以下三种L形区域浇筑顺序：1‐2‐3‐4（先边跨），1‐3‐2‐4（先上游），1‐4‐2‐3（对角线）。纵横梁分区浇筑方案见图5。

图5 纵横梁分区浇筑方案

不同L形区域施工顺序计算结果见表1。可知，采用1‐2‐3‐4的浇筑顺序，在四个L形区域浇筑完成后合龙口错台量较小，且四塔肢竖向反力差别最小，故最终采用此浇筑顺序。根据结构的对称性，4‐3‐2‐1与3‐4‐1‐2的浇筑顺序，也是符合以上分析结论的。

表1 不同L形区域施工顺序计算结果

3.2 纵梁合龙口对顶

边跨侧下塔柱在设计控制工况下向中跨侧弯曲，其外缘受拉。因此，考虑在纵梁合龙口处对顶，使边跨下塔柱底预存设计控制工况的反向变形（图6），提高其外缘压应力储备，减小开裂风险。

图6 纵梁合龙口对顶工况下塔柱变形

纵梁合龙口对顶力的大小既要满足施工期的监控要求，即塔柱底应力不超出控制值，又要满足中跨侧塔底控制工况的同向变形及内侧应力要求，在降低中跨侧塔底压应力高富余和提高边跨侧塔底压应力储备之间达到平衡。

通过计算最终确定纵梁合龙口临时有效对顶力为1 000 kN，对应合龙口位移张开1.7 mm。但因无法准确获取模板支架对混凝土梁的阻力，故采取位移控制为主，顶推力控制为辅的原则，采用精度为 ±50 μm的磁致位移计对顶推位移进行控制，可满足监测要求。通过顶推，为边跨侧下塔柱底预存了约52 000 kN·m的弯矩，边跨侧柱底安全系数提高约1.40%，中跨侧柱底安全系数降低约1.45%，检算后仍满足设计要求。此外，纵梁合龙口的对顶力为合龙段混凝土增加了一定的压应力储备，降低了新旧混凝土交界面处的开裂风险。

3.3 预应力张拉次序

基于纵横梁在运营期极限工况的内力设计纵横梁预应力束。施工期间预应力张拉前，外倾塔肢重力作用使下塔柱底部弯矩达到最大值，其根部为应力控制断面。随着预应力逐步施加，柱底弯矩逐渐减小，柱顶弯矩逐渐增大，应力控制断面逐步转移至柱顶。若在中塔柱尚未施工前，将纵横梁所有预应力一次全部张拉完毕，经计算，下塔柱顶内缘塔梁交界处会有6.65 MPa的主拉应力（图7），超出TB 10092—2017《铁路桥涵混凝土结构设计规范》［10］中C60混凝土主拉应力容许值3.15 MPa。

图7 预应力次序优化前纵横梁及塔柱主拉应力云图（单位：MPa）

设计中将部分通长预应力束改为锚固在跨中后浇段的非通长短束，可以优化预应力在施工期对结构的影响。此外，可以结合以下两种方式降低预应力施工期下塔柱顶的拉应力：①预应力全部张拉前施工中塔柱，通过增加重量增大下塔柱四肢外倾趋势，抵消下塔柱顶的弯曲拉应力；②择机卸落纵横梁支架系统的竖向临时支撑，依靠纵横梁自重抵消部分预应力效应。

经计算，最终确定将纵横梁预应力分三批张拉。总体施工步骤如下：①待纵横梁四个L形区域浇筑完毕并达到设计强度后，张拉第一批纵梁预应力束（非通长的预应力短束）；②浇筑横梁跨中合龙段，待达到设计强度后张拉第一批横梁预应力束；③纵梁合龙口顶推并在夜间低温时段浇筑纵梁跨中合龙段，待达到设计强度后张拉第二批纵梁预应力束；④浇筑中塔柱起始节段，张拉横梁第二批预应力束；⑤解除纵横梁支架的竖向临时支撑，张拉纵横梁第三批预应力束，至此所有预应力束张拉完毕。

为减小预应力施工过程中对梁体产生的偏心弯矩，降低非对称施工风险，每批预应力的张拉顺序遵循以下原则：①两个纵（横）梁对称位置同步张拉；②纵梁左右腹板上的钢束对称同步张拉，横梁顶底板上的钢束对称同步张拉；③腹板上的钢束按照先中间后上下的顺序隔孔张拉，顶底板预应力束按照先中间后左右的顺序隔孔张拉。

经过模拟计算，所有工况塔柱与纵横梁应力均满足监控要求。预应力施工完成后最大主拉应力出现在下塔柱顶外缘（图8），应力约为2.89 MPa，满足规范要求。

图8 预应力次序优化后纵横梁及塔柱主拉应力云图（单位：MPa）

3.4 纵横梁预拱度的设置

为保证成桥收缩徐变后纵横梁线形逼近设计线形，综合成桥目标状态的变形量、支架弹性及非弹性变形量、环境温度修正量三方面因素，对纵横梁设置了预拱度。

经计算纵横梁预拱度曲线见图9。可知：①由于常泰大桥横向非对称的荷载布置，致使上下游纵梁的预拱度曲线未完全重合，但趋势相同。②因永久支座仅置于边跨侧横梁，致使边中跨横梁预拱度曲线未完全重合，且受非对称荷载影响，横梁预拱度曲线关于跨中略不对称。

图9 纵横梁预拱度曲线

对中跨侧横梁受CFRP索锚固力作用而产生的面外变形进行分析，变形量小于5 mm，考虑放样及施工误差，未设置纵桥向面外预拱度。

3.5 混凝土防开裂措施

桥塔施工过程中的裂缝控制除根据施工控制方案计算分析主拉应力以外，还可从以下几方面进行控制：①温度控制。控制混凝土入模温度不超过28 ℃，不低于5 ℃；浇筑过程中通过控制冷却水管中进水温度、水流速率、外模板保温等方式，控制混凝土内外温差及降温速率，且混凝土芯部的最高温度不超过70 ℃。②养生控制。混凝土浇筑后带模养护龄期不少于4 d，第5 d后采用密闭保温幕布通水蒸气的方式养护至14 d。③优化混凝土配合比、添加抗裂剂。④混凝土保护层厚度控制。过厚的保护层会增加混凝土开裂风险。

3.6 施工控制实施及效果

空间钻石形四肢桥塔纵横梁是承接下、中塔柱的关键施工节点，且其空间倾斜面、曲面较多，给混凝土的布料、振捣工作带来了较多的困难。首个L形区域，浇筑时长约48 h，混凝土方量2 105 m³，平均43.85 m³/h；后续三个L形区域浇筑时间逐渐减少，最后一个L形区域浇筑用时43 h。

主塔下横梁临时支架合计布置16个应力测点，施工期实测最大峰值拉应力201 MPa（数值模拟值210 MPa），实测峰值剪应力112 MPa（数值模拟值120 MPa），支架最大横向变形17.9 mm。支架应力及位移结果均满足规范要求。实测混凝土核心温度峰值68.5 ℃。

纵横梁施工结束后对四塔肢轴线与纵横梁跨中标高进行复测。塔肢轴线与理论计算值最大偏差11 mm，纵横梁跨中标高与理论结果最大偏差19 mm，偏差在可控范围内。待主墩沉降稳定后，可通过后浇的支座垫石调节梁面标高以满足设计要求。

4 结论

1）纵横梁采用高度方向不分层一次浇筑的方案，可避免传统桥塔下横梁分层浇筑带来的问题。

2）采用纵横梁跨中设置后浇合龙段，分区依次浇筑的施工控制方案，增加了塔柱控制断面在运营期安全储备，减小了空间超静定框架的徐变次内力，为纵梁合龙口对顶提供了条件。合龙口的对顶力可提高塔底运营期安全储备，并降低新旧混凝土交界面上的开裂风险。

3）通过分批张拉预应力束并合理安排合龙段施工、中塔柱施工等工序，使纵横梁施工期最大主拉应力满足规范要求，降低了施工期开裂风险。