石浦大桥钢管混凝土系杆拱吊杆索力调整方法研究

潘建龙

（丽水市公路港航与运输管理中心，浙江 丽水 323000）

随着我国桥梁建设的快速发展，因系杆拱桥能够充分发挥梁受弯和拱受压的结构性能和组合作用，兼具拱与梁的优点，具有结构美观轻巧、跨越能力大、承载能力强等特点，近年来在国内得到广泛应用。此外，因钢管混凝土结构结合了钢管与混凝土的优点，互相弥补了各自材料的缺点，有助于提高整体结构的受力特性，在系杆拱桥中也逐渐得到应用。

吊杆作为系杆拱桥关键的受力构件，其内力变化和分布情况容易受环境温度、桥梁正常运营、健康状况等因素影响。吊杆索力是指钢管混凝土系杆拱各根吊杆所受的张拉力，可分为两类：第一类是在各施工阶段吊杆所受的张拉力；第二类是成桥后吊杆所要保持的张拉力，即吊杆成桥索力，它是运营时期关注的重点。现有研究表明当温度大幅变化时，系杆拱桥的内力会发生较大的变化，吊杆成桥索力也将随之改变。而且，系杆拱桥作为一种多次超静定的三元结构，其拱肋和主梁的受力状态会随着吊杆索力的改变而发生较大变化，因此吊杆索力的优化设计和施工控制成为施工关键因素。对于已经完工的钢管混凝土系杆拱桥，成桥后吊杆索力控制值理论上应为平衡载恒产生的吊杆张拉力，同时考虑成桥后结构线形、短吊杆受力等因素。但受外载作用和自然环境影响，经常存在吊杆索力损失严重，甚至损失偏差超过规范值，必须对吊杆索力进行调整，使桥梁结构达到相对理想受力状态，线形更接近设计线形。

针对石浦大桥边跨存在吊杆索力损失病害，本文制定了相应的调整方案，并通过建立有限元模型模拟分析了边跨相关吊杆索力的变化情况，研究成果有助于同类系杆拱桥吊杆索力病害的处治经验借鉴。

1 工程概况

如图1 所示，石浦大桥主桥为70+100+70m 三跨下承式钢管混凝土系杆拱，拱肋采用哑铃型钢管混凝土，横向两片平行拱肋，拱肋中距25.9m，主跨100m 设置5 道风撑，边跨70m 设置3 道风撑，拱轴线为抛物线，矢跨比1/5。主跨100m，计算矢高20m，边跨70m 计算矢高14m。系梁和横梁为预应力混凝土结构，吊杆采用GJ 型钢绞线整束挤压式拉索体系，吊杆间距为4.9m，行车道板为25cm 实心板体系。该桥采用先梁后拱的施工方法，端横梁及系梁采用支架现浇，中横梁采用悬挂装配式施工，主跨拱肋采用龙门吊吊装、边跨拱肋采用履带吊吊装施工。

图1 石浦大桥航拍图

该桥于2019 年12 月通过交工验收并交付试运营，2022 年初两年试运营期满后经检测各部构件变形均与成桥时总体一致，但边跨小桩号方向边孔左侧3 号杆和右侧3 号杆、4 号杆索力超出规范规定的±20%范围，偏差分别达到了+26.1%、+26.1%和-28.6%。由表1 可见，特别是拱脚附近吊杆较短，拱肋、系梁刚度又相对较大，不易协调恒载和外载产生的吊杆力，更容易发生吊杆索力变化而偏离规范要求。基于此，上述吊杆索力需要调整满足规范要求后才能通过竣工验收，安全投入正式运营。该桥投入试运营后交通量与日俱增，日交通量达1 万多辆，按常规调整吊杆索力方法需多次调试，要长时间封闭交通，将对运营带来巨大影响。因此，有必要采取一次性调整吊杆索力的方法。

表1 调整前边跨吊杆索力实测值

2 吊杆索力一次性调整方法研究

2.1 吊杆索力调整方案

从表1 可以看出，只是靠近拱脚左右侧的3 号吊杆索力偏大，同时右侧靠近3 号的4 号吊杆索力又偏小，而其它均在规范范围内。基于拱肋和系梁刚度比对吊杆张拉产生的影响，特别是跨中长吊杆在张拉过程中，在已张拉对应恒载索力的情况下，会由于系梁和拱肋的弹性变形而损失后期调整的这部分张拉力。拱脚附近刚度相对较强，吊杆索力随着千斤顶的张拉而增大。也就是说对于调索而言，长吊杆反映在结构的变形，而短吊杆的索力对张拉较敏感。考虑到这些因素，吊杆主动张拉力以成桥恒载力为控制目标值，吊杆调整索力兼顾结构线形。因此，本文采取释放左右侧3 号杆一定量张拉力的手段，实现对吊杆索力的一次性调整，如表2 所示。

表2 边跨吊杆索力调整方案

2.2 有限元计算模型与结果

根据设计图纸，本文采用MIDAS 建立了边跨有限元计算模型（图2）。该模型共有436 个节点，580 个单元，其中吊杆单元26 个，梁单元554 个。

图2 边跨有限元计算模型

混凝土系杆拱桥是一个外部静定而内部高次超静定的结构，在张拉吊杆的过程中，后张拉的吊杆张拉时会引起已张拉吊杆的索力发生变化，而已张拉的吊杆也会对后张拉的吊杆索力产生影响，所以在整个张拉过程中，除了最后张拉的一组吊杆，其他的一直都处于变化状态，因此需要对施工过程的吊杆张拉控制力进行监控，确保吊杆力正常。经过各阶段张拉，使吊杆索力达到目标控制力。

根据表2 的一次性调整方案进行有限元模拟，得到图3 中微调后的理论计算索力和有限元计算索力结果，以及与成桥理论索力的偏差。可见，通过微调后，整个桥梁的吊杆索力均发生变化。其中，与调整前实测索力相比，左侧3 号吊杆微调后，4、5 号吊杆的理论计算索力和有限元计算索力均发生了1%以上的变化（最大偏差达到14.1%），其他吊杆索力变化在1%以下。右侧3 号吊杆微调后，4、5、6 号吊杆的理论计算索力和有限元计算索力均发生了1%以上的变化（最大偏差达到-17.1%），其他吊杆索力变化在1%以下。

图3 微调前后的吊杆索力理论值和计算值

图4 为微调后的结构变形分析。可见，微调左侧3号杆后，拱肋结构最大变形在调索处，为1.4mm，系梁最大变形也在调索处，为0.6mm；微调右侧3 号杆后，拱肋结构最大变形在调索处，为2.4mm，系梁最大变形也在调索处，为1.1mm。

图4 微调后的结构变形（mm）

3 吊杆索力调整实测结果分析

现场施工时按顺序张拉吊杆进行索力调整，经施工方和第三方检测后得到的各吊杆索力实测值如图5 所示。可见，微调后右侧3 号和4 号吊杆索力的调整效果好于预期，但左侧3 号和4 号吊杆索力实测值与理论计算值有一定差距。其中，虽然微调后左侧3 号吊杆索力偏差率有19.8%，但仍然满足规范规定的不超过20%要求；微调后左侧4 号吊杆索力反而与成桥索力仍然相接近，其它吊杆索力也变化不大。这可能是由于左侧3 号吊杆释放张拉力不足造成的，这一点也可以从右侧3 号吊杆调整索力后的结果看出，为此释放张拉力应考虑适当的富余量才可能达到调整吊杆索力的理想目的。总体而言，采用本文的一次性调整方法能够满足规范要求，达到了预期目标，而且节省了一半的交通管制时间。

图5 微调前后的吊杆索力实测值

4 结论

针对石浦大桥边跨吊杆索力病害，本文采用一次性调整方法，并通过建立有限元模型模拟分析了边跨相关吊杆索力的变化情况，主要结论有：

（1）根据理论调试计算和有限元模拟分析，相比调整前实测索力，与调整吊杆相邻的吊杆索力变化相对较大，拱肋和系梁最大变形均发生在调索处，但最大变形仅有2.4mm。

（2）调整后现场实测的各吊杆索力均满足规范要求，表明采取释放靠近拱脚处号杆一定量张拉力的手段，实现了对吊杆索力的一次性调整。

（3）建议释放张拉力时应考虑适当的富余量才可能达到调整吊杆索力的目的，对于有相邻吊杆索力明显偏低的吊杆，可以采用通过提升相邻吊杆索力的方法达到调整降低索力明显偏高的吊杆索力。