自锚式悬索桥通常采用“先梁后缆”的方式施工，主要通过张拉吊杆实现体系转换^[1]，此方法体系转换过程复杂^[2]，工序多，需要搭设大量的支架，对场地条件要求高，且对通航有着较大的影响，从而限制了自锚式悬索桥的推广^[3-4]。目前，已有学者针对自锚式悬索桥无支架架设法进行研究，文曙东等^[5]提出了结合加劲梁“先缆后梁”法，使用加强的边墩及与边墩连接的锚固段承担挂缆、架梁期间的主缆力，后通过接触主梁与边墩的临时连接实现体系转换。重庆鹅公岩轨道桥^[6-8]则采用斜拉扣挂法进行施工，即先建成临时斜拉桥，后通过张拉吊索实现“先斜拉，后悬索”的体系转换过程。王晓明等^[9]提出塔锚式架设法，即借助边跨加劲梁延长主缆力的传递路径，通过塔梁临时锚固装置将主缆水平力由边跨加劲梁传递至桥塔，实现中跨加劲梁的“先缆后梁”架设。苏州竹园大桥^[10]和北京路京杭运河特大桥^[11]对使用临时地锚实现“先缆后梁”修建小跨度自锚式悬索桥进行了探索，该法利用临时地锚承担架缆、架梁过程中的主缆力，待全桥合龙后通过释放临时拉索索力将主缆索力从地锚转换到自锚实现体系转换，此后便未见采用此法施工的自锚式悬索桥。

现有主跨320 m的沙田大桥，由于所在水道通航要求高，河段水深大，通航高度高，地质覆盖层薄等原因导致临时支架搭设难度大，最终采用了地锚转自锚的“先缆后梁”架设方法。目前国内外鲜有采用此方法修建大跨度自锚式悬索桥的案例，本研究以沙田大桥为依托，对自锚式悬索桥地锚转自锚体系转换过程进行分析。

东莞沙田大桥主桥为双塔五跨钢箱梁自锚式悬索桥，桥跨布置为(60+130+320+130+65) m=705 m(图 1)。主缆采用公称抗拉强度为1 770 MPa的镀锌高强钢丝，每根37股，每股91根，中跨垂跨比1∶5，跨中理论垂度为64 m，主缆中心距28 m。全桥共设置43对吊索，吊点纵向标准间距12 m，索塔中心线至近吊点间距16 m。主桥加劲梁为扁平流线型、正交异性板桥面结构，梁宽35 m，桥梁中心线处梁高3.5 m。临时拉索采用抗拉标准强度为1 670 MPa的ϕ7低松弛高强镀锌钢丝，固定端与自锚段钢箱梁腹板延伸出来的耳板通过销轴连接，张拉端拉索穿过临时锚锭索导孔，利用冷铸墩头锚锚固在临时地锚侧面，临时拉索索力的调节通过液压千斤顶调节拉杆的锚固长度来调节临时拉索无应力索长实现。全桥共设4处分离式哑铃型承台群桩临时锚碇，用于平衡加劲梁架设过程中的主缆力。

图 1 桥跨布置图 (单位: m) Fig. 1 Bridge layout (unit: m)

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该桥采用临时锚碇实现“先缆后梁”(见图 2)修建自锚式悬索桥的具体施工步骤^[12-13]为：(1)浇注主塔、辅助墩、交接墩及临时锚碇。(2)搭设塔区支架及锚跨梁段顶推就位，自锚段梁与辅助墩临时固结，吊装塔区梁段。(3)辅助墩与自锚段梁进行临时固结，在此基础上架设临时拉索，猫道并安装主缆、索夹。(4)张拉临时拉索并进行节段吊装，吊装梁段之间采用临时铰接，吊装一定梁段后，适时张拉临时拉索，在吊装最后一个梁段前解除辅助墩与自锚段梁的临时固结。(5)焊接全部梁段并解除梁段间临时铰接，最后分级释放临时拉索索力完成体系转换。

图 2 “先缆后梁”施工示意图 (单位：m) Fig. 2 Schematic diagram of cable erection before girder construction (unit: m)

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(1) 结构安全原则^[14-15]：加劲梁、吊索和索塔内力应在安全范围内；加劲梁应满足强度和稳定性要求；索塔不应出现拉应力，且压应力储备需合理; 索鞍抗滑移安全系数应满足规范要求，不宜小于2；体系转换过程中吊索安全系数不小于2，单肢吊索索力应不超过1 580 kN。

(2) 线形控制：体系转换过程中，主缆与加劲梁线形变化应均匀缓慢。

(3) 几何相容原则：体系转换过程中，吊索不应与索导管相碰撞。索导管内径235 mm，吊索外径72 mm，索导管高3 600 mm，吊索在索导管口的径向偏差不应超过81.5 mm。

临时拉索索力从地锚转到自锚时，整个结构受力复杂，且体系转换的过程完全依靠临时拉索索力的释放实现，为保证体系转换过程的平顺性，临时拉索索力释放采用分级释放。现将临时拉索索力分八级释放，每一级释放量为3 000 kN。由于索力释放的同步性对结构受力有着较大影响，因此考虑3种临时拉索索力释放方案，方案1为所有临时拉索同步释放，即每一级索力释放时，四处临时拉索索力释放保持一致。方案2为东西两岸交替释放，即每一级临时拉索索力释放时，先释放东岸索力，再释放西岸索力，如此交替进行，直至完全释放。方案3为四处临时拉索依次循环释放，即每一级临时拉索索力释放时，按照东岸上游，西岸上游，西岸下游，东岸下游的顺序依次释放。

采用桥梁有限元软件Midas Civil建立全桥空间有限元模型，有限元分析模型如图 3所示。其中塔墩和加劲梁采用梁单元，主缆、吊索及临时拉索采用索单元。

图 3 全桥有限元模型 Fig. 3 Finite element model of bridge

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边界条件：主塔与主梁间考虑竖向与横桥向限位，临时拉索一端固定，一端通过钢性连接与自锚区梁段连接。主缆IP点^[16]与塔顶间约束横向位移，竖向采用仅受压弹性连接，纵桥向设置变温杆。

当全桥吊装合龙后，主缆索力主要由临时拉索承担，此时加劲梁轴力处于较小状态，计算模型建立在成桥模型的基础上，通过卸除二期铺装荷载并张拉临时拉索至加劲梁轴力为零附近得到。临时拉索索力释放通过单元升温实现临时拉索无应力长度改变来模拟。

在进行体系转换前，主缆索力基本由临时拉索承担，此时临时拉索索力达到最大，主跨加劲梁轴力处于很小的状态，将此状态作为临时拉索释放前的初始状态，随后在此基础上进行临时拉索索力的释放。

当单根临时拉索索力张拉至6 000 kN(一处4根合计24 000 kN)时，加劲梁轴力接近0。此状态下，除主缆锚固段外，主跨加劲梁轴力分布呈现锯齿形，主缆锚固区梁段轴力由于临时拉索与主缆的共同作用，轴力较大，加劲梁轴力如图 4所示。

图 4 临时拉索释放初始状态加劲梁轴力 (单位: kN) Fig. 4 Axial force of stiffener beam in temporary cable release initial state (unit: kN)

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由图 5可知，临时拉索释放初始状态，塔顶偏位94 mm，随着体系转换过程的进行，当采用同步释放时，东西两岸塔顶偏位呈现线性减小。当采用交替释放时，平衡状态塔顶偏位与同时释放方案基本相同，不平衡状态下，临时拉索索力释放多的一侧塔顶偏位减小，另一侧则明显增大，最大偏位130 mm。采用循环释放的塔顶偏位相较于同时释放，呈现上下波动的分布规律，且最大塔顶偏位明显小于交替释放方案的塔顶偏位。

图 5 体系转换过程中塔顶顺桥向位移 (单位: mm) Fig. 5 Displacement along bridge at top of pylon during system transformation (unit: mm)

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由图 6可知，在3种体系转换方式下，靠近边跨侧的中塔柱根部应力均表现为受压，其中同步释放过程中压应力逐渐减小，交替释放过程中压应力表现为阶梯形减小，循环释放过程中压应力总体大于同步释放，最大压应力为6 MPa。中跨侧中塔柱根部应力在同步释放和交替释放过程中均受压，当采用循环释放时则出现拉应力，最大拉应力为0.25 MPa。

图 6 体系转换过程中中塔柱根部应力 (单位：MPa) Fig. 6 Stress at root of central pylon column during system transformation (unit: MPa)

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选取加劲梁部分点位的位移进行分析，由图 7可知，采用同步释放时，加劲梁竖向位移表现为线性增大，越靠近中跨跨中，增幅也越大，中跨跨中加劲梁竖向位移变化量为23.4 mm，原因在于临时拉索力由地锚转移至自锚时，加劲梁压缩，且加劲梁本身为抛物线，致使中跨跨中上拱明显。循环释放与同步释放方案加劲梁竖向位移变化相差不大，而交替释放由于临时拉索不平衡索力较大，使加劲梁发生整体向一侧移动，致使位移变化规律与另两种方案不同。

图 7 体系转换过程中加劲梁竖向位移 (单位: mm) Fig. 7 Vertical displacement of stiffener beam during system transformation (unit: mm)

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由图 8可知，3种体系转换方式下，加劲梁上(下)缘应力最小值基本相同，采用同步释放和循环释放时，加劲梁上(下)缘应力最大值基本相同，交替释放时的加劲梁上(下)缘应力最大值明显大于另外两种方案。3种方案体系转换过程中的加劲梁上缘应力最大值为22 MPa，最小值为― 33 MPa，加劲梁下缘应力最大值为47 MPa，最小值为― 37 MPa。

图 8 体系转换过程中应力包络图 (单位: MPa) Fig. 8 Stress envelope diagram of stiffener beam lower edged during system transformation (unit: MPa)

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选取主缆部分点位的位移进行分析，由图 9可知，边跨主缆及靠近塔区主缆竖向位移均较小，靠近中跨跨中的Z7，Z13，Z19的主缆竖向位移较大。采用同时释放与循环释放时，中跨跨中位移均表现为线性上移，而采用交替释放时则先下移，后逐渐上移，说明体系转换过程中主缆朝松弛方向变化，原因在于，临时拉索索力释放时，加劲梁压缩，主缆锚固点向跨中移动，主缆的水平投影长度减小，致使主缆对应的弹性伸长量亦减小，主缆在线形上的表现为向上移。

图 9 体系转换过程中主缆竖向位移 (单位：mm) Fig. 9 Vertical displacement of main cable during system transformation (unit: mm)

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由图 10可知，随着临时拉索索力同步释放的进行，各吊索索力均表现为线性减小, 索力区间从1 183~1 346 kN减小至1 129~1 297 kN，减幅约80 kN。由图 11可知，当临时拉索采用交替释放时，在释放东岸第1级临时拉索索力后，各吊索索力有明显增大，最大增幅100 kN，随后吊索索力基本呈阶梯形减小。由图 12可知当采用循环释放时，各吊索索力呈阶梯形减小。3种释放方案下的吊索索力虽在释放过程中的变化规律不同，但临时拉索索力完全释放后的吊索索力相差不大。

图 10 临时拉索同步释放过程中吊索索力 (单位：kN) Fig. 10 Sling force during simultaneous release of temporary cables (unit: kN)

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图 11 临时拉索交替释放过程中吊索索力 (单位：kN) Fig. 11 Sling force during alternate release of temporary cables (unit: kN)

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图 12 临时拉索循环释放过程中吊索索力 (单位：kN) Fig. 12 Sling force during cycle release of temporary cables (unit: kN)

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悬索桥施工过程中会导致索鞍两侧产生较大的索力差，当主缆与索鞍间的摩擦力无法平衡索力差时，主缆与索鞍间会出现纵向滑移^[17-18]，鞍槽内主缆抗滑移安全系数应满足以下关系：

(1)

式中，μ为主缆与槽底或隔板间的摩擦系数，宜取μ=0.15；α_s为主缆在鞍槽上的包角；F_ct为主缆紧边拉力；F_cl为主缆松边拉力。

由图 13可知，随着临时拉索同步释放的进行，索鞍抗滑移安全系数逐渐由2.2增加至2.4。当采用交替释放时，东西两岸索鞍抗滑移安全系数表现为此消彼长，且随着临时拉索索力释放的进行，单侧释放相同大小的临时拉索索力，索鞍的抗滑移安全系数的变化量由小增大，当东岸第7级释放时，东岸索鞍抗滑移安全系数增加到2.8，西岸则减小到1.98，小于规范要求的2。当采用循环释放时, 索鞍抗滑移安全系数最大值为2.59，最小值为2.07，同一根主缆对应的不同索塔处的索鞍抗滑移安全系数呈现此消彼长。东西两岸临时拉索索力不平衡工况下的索鞍抗滑移安全系数随着释放级数的增加而增大。上游临时拉索索力不平衡对下游侧索鞍抗滑移安全系数也有着较大的影响，原因在于单侧不平衡临时拉索力引起索塔的整体偏位，从而导致另一侧的塔侧主缆索力差值的变化，抗滑移安全系数也随之变化。

图 13 体系转换过程中索鞍抗滑移安全系数 Fig. 13 Cable saddle anti-slip safety factor during system transformation

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由图 14可知，3种方案下，径向偏差均表现为离索塔越近则越大，同步释放和交替释放的径向偏差最大值均为10 mm，循环释放的径向偏差整体大于另外两种方案，最大值为11.5 mm。3种方案的最大径向偏差均小于81.5 mm。

图 14 吊索外侧到锚固导管口的径向偏差包络 (单位：mm) Fig. 14 Radial deviation envelope from sling outside to anchor catheter port (unit: mm)

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(1) 采用交替释放和循环释放的索塔塔顶最大偏位相较于采用同步释放的更大，中塔柱根部应力在采用循环释放过程中出现拉应力，最大为0.25 MPa。

(2) 3种释放方案的加劲梁上(下)缘应力最小值基本相同，交替释放的加劲梁上(下)缘应力最大值明显大于另外2种方案。

(3) 3种体系转换的吊索索力最终均表现为减小，且释放完成后吊索索力相差不大，仅交替释放出现索力先增大再减小，且3种方案释放完成后吊索索力相差不大。

(4) 采用交替释放时，索鞍抗滑移安全系数最小为1.98，小于规范要求，另外两种方案均能满足要求。

(5) 采用交替释放和循环释放均会对结构产生不利影响，应尽量采用同步释放，减小临时拉索索力的不平衡性。