高鐵拱塔斜拉橋跨運營鐵路主梁頂推控制分析

施 洲,鐘美玲,周勇聰,劉振標,周 剛

(1.西南交通大學土木工程學院,成都 610031； 2.中鐵第四勘察設計院集團有限公司橋梁設計研究院,武漢 430063)

引言

隨著交通的不斷發展，新建橋梁不可避免地跨越既有線路，對施工技術提出了新的要求，特別是對于跨運營鐵路的橋梁，其施工與控制難度更大[1-4]。為確保既有鐵路正常、安全運營，跨線橋梁施工方法的選擇尤為重要。頂推施工具有施工技術簡單、設備輕、不影響交通等優點[5-8]，成為跨越既有運營線路橋梁施工的優選方法之一。對于橋梁頂推施工，已有不少學者進行了研究。趙人達等[9]對梁體頂推施工過程的受力分析、局部受力分析及改善措施、頂推法施工控制等研究成果進行了系統總結；LUO[10]對鋼-混組合連續梁橋頂推施工的受力，以及頂推施工過程中的臨時設施及其現有問題進行了研究分析；DING等[11]對懸索連續鋼桁梁橋的頂推施工技術進行了研究，并提出了使用彈性支撐的策略，以減少主桁架高度差的有害影響；焦亞萌等[12]研究了跨鐵路鋼梁頂推豎向變形控制，驗證了在計算中對梁底不平順處理方式的準確性；ZHANG等[13]通過對某大跨度斜拉橋的整體應力分析，確定頂推施工中結構的最不利應力位置，并進行局部應力分析，研究結構局部應力特性；李剛等[14]借助有限元軟件，對某大跨徑混合梁斜拉橋在低溫條件下的合龍頂推位移量和頂推力的兩個關鍵參數計算方法進行了系統研究；孟令強[15]采用數值計算和現場測試相結合的方法，對多跨長聯拱形鋼桁梁橋進行頂推拖拉施工全過程監控技術研究；屈云峰[16]通過對大跨度斜拉橋鋼箱頂推進行仿真計算分析，找出合適的墩頂高程調整方案，保證頂推過程中鋼箱梁的安全及頂推到位后鋼箱梁線形逼近預期理想狀態；謝福君等[17]結合某鋼箱自錨式懸索橋，對導梁的各設計參數對頂推過程受力及變形的影響和鋼箱梁頂推過程的局部穩定性進行了分析研究；FONTAN等[18]在實踐中可能遇到的實際約束條件下，對預應力混凝土梁橋頂推的導梁設計公式進行了優化改進；JUNG等[19]對總長801 m、寬30.9 m的波紋鋼腹板預應力混凝土箱梁橋的頂推施工進行了施工安全性驗證，結果表明，建造波紋鋼腹板預應力混凝土箱梁橋時能夠采用頂推法；周浩等[20]構造評價函數，采用綜合權重法進行權重分配并構建數學模型，對頂推施工中臨時墩位置和主梁節段長度的優化進行了研究；WANG等[21]針對U形鋼梁剛度低的問題，采用局部應力控制策略，避免底板局部屈服，實現了U形鋼梁的頂推施工。可見，頂推施工的控制分析及監控已經得到重點關注。

跨越繁忙運營鐵路的頂推施工，必須在極短的天窗時間內實現快速頂推就位，大大增加了施工與控制難度，且主梁頂推過程的線形變化會直接影響主梁能否順利合龍，因此，對主梁頂推過程的控制就顯得尤為重要。在此，以常益長高速鐵路跨石長鐵路拱塔斜拉橋的主梁頂推施工為依托，通過計算控制頂推中扣索的索力，對主梁頂推過程進行控制計算分析，優選施工方案。

1 跨運營鐵路鋼梁頂推

1.1 工程概況

新建常益長高速鐵路跨石長鐵路沅江特大橋采用(32.7+90+90+32.7) m拱塔斜拉橋，上跨既有石長鐵路，與既有鐵路夾角約18°。既有石長鐵路跨越既有人民路，該路與石長線以框架涵的形式交叉通過，如圖1所示。大橋設計荷載為雙線ZK活載，線路設計時速350 km。主梁采用分離雙箱鋼主梁結合倒置肋鋼混組合橋面板，橋面全寬16.3 m，中心線處梁全高3.05 m(鋼梁底面至混凝土板頂)，鋼梁高度2.8 m，混凝土橋面板標準厚度0.25 m。鋼橋面板厚10～16 mm，底板厚14～16 mm，腹板厚18～20 mm，采用板式加勁肋。拱形橋塔采用橢圓形拱軸線，全高為66 m。斜拉索采用抗拉標準強度為1 860 MPa鍍鋅平行鋼絲拉索，空間雙索面體系，輻射形布置，全橋共設13對斜拉索，梁上索距12 m。主梁在橋塔處與橫梁剛性連接。限于地形，拱形橋塔采用先豎轉后平轉的施工方法。鋼主梁采用雙向頂推施工，由兩側向跨中整體頂推合龍，分兩次頂推，不設合龍段。拱塔橫梁預先附著于拱塔，待主梁就位合龍后再豎轉，與主梁剛性連接。鋼主梁合龍后初張拉斜拉索，并在橋面混凝土澆筑后終張拉，最后完成無砟軌道橋面。

圖1 拱塔斜拉橋橋跨布置(單位：m)

1.2 鋼梁快速頂推

跨既有運營鐵路橋梁在頂推施工過程中，會受到諸多確定(如橋梁設計參數、施工精度)和不確定因素(如溫度、濕度和風荷載)的影響，且施工工期受既有鐵路運營時間的制約。跨石長鐵路沅江特大橋采用臨時塔架加拉索及滾輪式重物移運器進行鋼主梁頂推施工，能夠實現快速頂推施工，達到在計劃的100 min“天窗”時間內將主梁頂推到位的目的。

在支架上拼裝鋼主梁后，分多次由兩側向跨中方向同步頂進主梁，第一次頂推小里程側行程88.5 m，大里程側行程84.5 m；第二次頂推30 m后，安裝扣塔及扣索，扣塔位于P207墩上，并在主梁后端壓重；第三次頂推中先將鋼梁向前頂推30 m，之后再頂推30 m且只能在約100 min的鐵路天窗時間內頂推到設計位置。頂推就位后，可通過張拉拱索，調整鋼梁線形，保證精準合龍。頂推過程如圖2所示，圖中僅展示一側頂推過程，另一側相同。

圖2 主梁頂推示意(單位：mm)

1.3 鋼梁頂推有限元模型

為進行鋼梁頂推計算分析，采用Midas軟件建立全橋有限元模型，X為縱橋向，Y為橫橋向，Z為豎向。扣索及扣塔與主梁采用剛接；拼裝支架采用只受壓支座模擬；臨時墩以一般支承約束DY、DZ模擬。除扣索及斜拉索采用只受拉單元，拱塔支架部分采用桁架單元，其余采用梁單元模擬，主梁與拱塔的橫隔板、錨箱以及主梁掛籃均以集中荷載模擬。全橋模型共518個節點，711個單元，其中，只受拉單元36個，桁架單元48個，梁單元627個，如圖3所示。在有限元模型中，頂推施工過程采用鋼梁及扣塔體系的變位來模擬，并主要對頂推施工過程中扣塔位于P207墩、P207與P208中間臨時墩、P208墩、P208墩與臨時墩A中間、臨時墩A(合龍前、最大懸臂)等工況進行計算分析。各工況下的約束為梁體所在橋墩及臨時墩的豎向約束，并選其中一墩約束縱橋向位移。

圖3 有限元模型

2 頂推施工結構受力與變形分析

為滿足梁上鋪設高速鐵路無砟軌道的高精度要求，主梁必須精準合龍且高程應控制在特定理論值，合龍前大、小里程懸臂端應達到轉角基本水平、兩側高程基本一致狀態，其誤差控制在合理范圍內。為研究可行、合理、便捷的合龍方案，分別討論了“扣索”及“扣索+拱索”兩種施工方案。

2.1 扣索方案

張拉扣索的目的在于頂推到位后無需張拉拱索，就能使主梁在到達設計位置時合龍面兩側高程一致且轉角無折角，從而實現精準合龍。采用試算的方法確定扣索位置與索力，以梁懸臂端撓度接近水平且轉角接近0為目標，經試算確定扣索位于距梁前端15 m。扣索張拉力均為500 kN開始試驗，并先對小里程側索力進行試算，確定小里程側索力后，再在其基礎上計算大里程側扣索索力。經過多次試算，逐步增加調整扣索索力，最終確定扣索第二次張拉索力，小里程側岸側為2 710 kN、江側為2 860 kN，再在小里程側基礎上，經過試算確定大里程側的扣索索力岸側為1 980 kN、江側為2 040 kN，實現了合龍口平順連接，其試算過程見表1，其中，梁端位移以向下為負，轉角以梁端斜向下為正。

表1 扣索方案試算結果

頂推施工過程中，分別模擬并計算在由試算確定的扣索索力下，頂推至不同位置時結構的受力與變形結果，其中，扣塔位于P208墩與臨時墩A中間工況(中間工況)、頂推就位工況(最大懸臂工況)最為不利。中間工況下，兩側主梁應力結果如圖4所示，其中應力以受拉為正，受壓為負。由圖4可見，小里程側鋼主梁上、下緣最大壓應力分別為56.46，33.87 MPa，最大拉應力分別為27.01，37.73 MPa；大里程側鋼主梁上、下緣最大壓應力分別為43.09，27.31 MPa，最大拉應力分別為22.59，29.15 MPa，最不利應力主要在扣塔及各墩頂處。

圖4 中間工況下主梁沿軸線應力分布(單位：MPa)

最大懸臂工況下，兩側鋼主梁應力結果如圖5所示，關鍵截面主梁豎向位移及轉角結果見表2。由圖5可見，小里程側主梁上、下緣最大壓應力分別為18.16，29.00 MPa，最大拉應力分別為22.52，4.85 MPa；大里程側主梁上、下緣最大壓應力分別為23.10，34.09 MPa，最大拉應力分別為31.76，11.56 MPa。由表2可見，小里程側主梁懸臂端豎向位移為-29 mm，轉角為0.000 3 rad；大里程側的主梁豎向位移最小值為-31 mm，出現在江側索梁錨固點附近，懸臂端豎向位移為-30 mm，轉角為0.000 1 rad，兩側轉角均小于1/1 000，符合TB 10002—2017《鐵路橋涵設計規范》要求。兩側懸臂端(合龍面)高程差值為-0.4 mm，轉角差值為-0.000 2 rad，誤差均在合理范圍內，高程基本一致且轉角基本水平，滿足施工要求。扣塔受力結果表明，小里程側扣塔應力介于-130.84～58.31 MPa之間，大里程側扣塔應力介于-90.07～42.75 MPa之間；小里程側扣塔水平位移最大值為-5 mm，大里程側扣塔水平位移最大值為-4 mm，數值較小，處于可接受狀態。

圖5 最大懸臂工況主梁沿軸線應力分布(單位：MPa)

表2 扣索方案主梁豎向位移及轉角計算結果

2.2 扣索+拱索方案

扣索方案僅依靠扣索力調整合龍口高程、轉角參數，在快速頂推施工過程中，一旦發生施工誤差將面臨調整困難。為便于主梁合龍口高差與轉角的調節，提出張拉扣索+拱索方案，拱索利用拱塔最下端索臨時錨固于主梁懸臂端，如圖2(b)所示。該方案經多次試算后確定扣索第二次張拉索力，其中，小里程側岸側為2 580 kN、江側為2 720 kN，拱索索力為160 kN，在此基礎上確定大里程側扣索索力岸側為1 830 kN、江側為1 900 kN，拱索索力為160 kN，其試算過程見表3。

表3 扣索+拱索方案試算結果

扣塔位于輔助墩與臨時墩間工況下，兩側鋼主梁應力計算結果如圖6所示。由圖6可見，小里程側主梁上、下緣最大壓應力分別為52.70，31.77 MPa，最大拉應力分別為25.10，34.95 MPa，大里程側主梁上、下緣最大壓應力分別為38.71，24.85 MPa，最大拉應力分別為20.35，25.97 MPa，均出現在扣塔及墩頂處。

圖6 中間工況下主梁沿軸線應力分布(單位：MPa)

頂推到位后張拉拱索工況下，兩側鋼主梁應力結果如圖7所示，關鍵截面主梁豎向位移及轉角具體結果見表4。由圖7可見，小里程側主梁上、下緣最大拉、壓應力分別為24.04，29.70 MPa；大里程側主梁上、下緣最大拉、壓應力分別為32.81，34.40 MPa。由表4可見，小里程側主梁懸臂端豎向位移為-31 mm，轉角為0.000 3 rad；大里程側主梁懸臂端豎向位移為-31 mm，轉角為0.000 1 rad，兩側轉角均小于1/1 000。兩側懸臂端(合龍面)高程差值為-0.1 mm，轉角差值為-0.000 2 rad，誤差均在合理范圍內，高程基本一致且轉角基本水平。扣塔受力結果表明，小里程側扣塔應力介于-124.64～55.21 MPa之間，大里程側扣塔應力介于-78.02～39.73 MPa之間；小、大里程側扣塔水平位移最大值分別為-6，-15 mm，處于可接受狀態。

圖7 最大懸臂工況下主梁沿軸線應力分布(單位：MPa)

表4 扣索+拱索主梁豎向位移及轉角計算結果

3 不同合龍方案下成橋受力與變形分析

采用上述計算所得兩種頂推合龍方案的扣索及拱索索力，計算施工至成橋后主梁受力及變形。扣索方案及扣索+拱索方案主梁彎矩如圖8所示。兩種方案鋼主梁上下緣應力及變形結果見表5。

由圖8可見，扣索方案成橋后，主梁最大正彎矩為25 554 kN·m，出現在小里程側邊跨跨中附近；最大負彎矩為50 777 kN·m，出現在大里程側輔助墩處。扣索+拱索方案成橋后，主梁最大正彎矩為25 478 kN·m，出現在小里程側邊跨跨中附近；最大負彎矩為50 980 kN·m，出現在大里程側輔助墩處。兩種方案下主梁彎矩差異很小。

圖8 兩種方案主梁彎矩分布(單位：kN·m)

由表5可見，張拉扣索方案，鋼主梁應力介于-46.00～34.90 MPa之間；張拉扣索+拱索方案，鋼主梁應力介于-46.30～35.20 MPa之間，主跨鋼梁基本處于受壓狀態。兩者鋼梁應力差值均在1.0 MPa以內。僅扣索方案主梁豎向位移最大值為9.3 mm，扣索及拱索方案主梁撓度最大值為9.2 mm，均出現在邊跨跨中。兩種方案位移差值在1.0 mm以內。計算結果表明，通過精細控制扣索及拱索的張拉力，兩種方案下受力及變形差異不大，即主梁頂推施工基本不影響成橋受力與變形狀態，均可作為主梁頂推合龍方案。為施工簡便，優先推薦張拉扣索方案，但應做好精細化監測與控制工作。

表5 兩種方案主梁上下緣應力及變形結果

4 結論

(1)通過試算得出主梁頂推施工中，張拉扣索方案頂推到位后，主梁合龍面兩側豎向位移均為-30 mm，小、大里程側轉角分別為0.000 3，0.000 1 rad，兩側轉角均小于1/1 000，對應扣索索力介于1 980～2 860 kN。

(2)張拉扣索及拱索方案頂推到位并張拉拱索后，合龍面兩側位移均為-31 mm，小、大里程側轉角分別為0.000 3，0.000 1 rad，兩側轉角均小于1/1 000。對應扣索索力介于1 980～2 720 kN，拱索張拉索力均為160 kN。兩種頂推合龍方案合龍面兩側位移及轉角誤差均在合理范圍內，均滿足合龍要求。

(3)扣塔位于輔助墩與臨時墩之間工況下，張拉扣索方案與張拉扣索及拱索方案，鋼主梁最大拉、壓應力分別為37.73，56.46 MPa和34.95，52.70 MPa，均出現在小里程扣塔處，即臨時墩與輔助墩跨中。該工況下兩種方案的應力量值均不大。

(4)頂推到位合龍前工況下，扣索方案鋼主梁最大拉、壓應力分別為31.76，34.09 MPa。扣索+拱索方案鋼主梁最大拉、壓應力分別為32.81，34.40 MPa。受力均不顯著。

(5)張拉扣索方案與張拉扣索及拱索方案下成橋后，其主梁彎矩差異很小，鋼主梁上下緣應力的差值均在1.0 MPa以內，兩種方案位移的差值在1.0 mm以內，可見兩種方案成橋后主梁線形及受力均相近，主梁合龍方案基本不影響成橋受力與變形狀態。為施工簡便，優先推薦張拉扣索方案。