跨海高速鐵路斜拉橋塔梁臨時約束裝置施工控制關鍵技術

羅長維 翁方文，2 周成穗

1.中交第二航務工程局有限公司，武漢 430040；2.長大橋梁建設施工技術交通行業重點實驗室，武漢 430040

1 工程概況

斜拉橋作為跨越江、河、湖、海和高山峽谷的一種特殊橋梁結構，主梁在懸臂拼裝施工過程中受結構自重、環境荷載、斜拉索索力、橋面臨時施工荷載等影響，會在橋塔兩側產生縱向、橫向和豎向的不平衡力。通過在橋塔和主梁之間設置三向臨時約束裝置進行主梁施工期的臨時固定，可保證主梁在整個懸臂拼裝施工期內的結構安全。通過適時解除相關臨時約束裝置，在中跨合龍施工時完成主梁受力支撐結構體系轉換［1-2］，再借助縱向臨時約束裝置提供主動頂推力，可以降低環境溫度對合龍施工的影響，進而提高主梁中跨合龍施工的精度和效率［3-4］。

泉州灣跨海大橋位于東海泉州灣海域，是我國首座時速350 km 的跨海高速鐵路橋，采用雙線設計。斜拉橋主橋位于海上74#—79#墩，為雙塔雙索面半飄浮體系結構，橋跨布置為（70+130+400+130+70）m，見圖1。橋塔為混凝土結構，塔高160.254 m，共設置上下2 道橫梁；主梁為鋼-混結合梁結構，共77 榀，標準梁高4.25 m，梁長10.5 m，梁寬（含風嘴）21 m；斜拉索為空間雙索面體系，采用1 770 MPa 的環氧涂層平行鋼絲，共144根，呈扇形布置。

圖1 主橋立面布置（單位：cm）

福州側及廈門側鋼-混結合梁采用吊重為2 900 kN的橋面吊機進行對稱懸臂拼裝，施工前先利用大型起重船將76#、77#橋塔0號塊存梁梁段（0號塊梁段共5榀梁）吊裝至存梁支架上，并及時完成0號塊梁段的定位拼裝施工，見圖2。隨即將橋塔與0號塊梁段采用三向臨時約束裝置進行臨時錨固，再利用大型起重船將橋面吊機吊裝至0 號塊梁面，并與0 號塊梁段固定，進行結合梁的懸臂拼裝施工。

圖2 存梁及主梁雙懸臂吊裝（單位：cm）

2 三向臨時約束裝置設計

泉州灣跨海大橋斜拉橋主橋76#、77#橋塔豎向臨時約束裝置采用鋼支墩、混凝土支墩和精軋螺紋鋼將結合梁底板與橋塔下橫梁進行固結，主要克服豎向不平衡力，以及主梁與支座之間產生的摩擦力。同時，豎向精軋螺紋鋼和鋼支墩錨固螺栓的橫向抗剪力也可產生一定的縱向約束力。橫向臨時約束裝置主要采用橫向臨時支撐鋼管實現主梁橫向的限位固結，鋼管兩端分別與塔身預埋鋼板和結合梁邊腹板進行滿焊連接。縱向約束裝置采用無縫鋼管將結合梁梁底的永久阻尼器耳座與下橫梁進行縱向連接，主要克服溫度荷載、不對稱懸臂吊裝產生的縱向不平衡力，同時作為主梁在中跨合龍時的縱向頂推輔助裝置［4-6］。

2.1 豎向臨時約束裝置

對于半漂浮體系斜拉橋，國內常見的豎向臨時約束裝置有混凝土墊石+鋼支墩+預應力鋼絞線和混凝土墊石+鋼支墩+預應力平行鋼絲索兩種形式［4，7］。通過對中跨合龍施工工藝和合龍精度標準、現場施工安全性與結構安拆工作量、現場操作難易程度、結合梁梁底與橫梁施工凈空限制、施工成本等因素進行綜合分析，提出了預埋精軋螺紋鋼+混凝土支墩+鋼支墩組合體系，并與其他兩種裝置進行對比，見表1。可知，本文提出的組合體系各方面更優。確定該橋豎向臨時約束裝置采用預埋精軋螺紋鋼+混凝土支墩+鋼支墩。

表1 不同豎向臨時約束裝置特點及技術經濟性對比

下橫梁施工期間，通過在橫梁兩側腹板位置澆筑8個混凝土支墩，每個混凝土支墩內分別預埋8根規格為PSB830、長度1.95 m 的?32 mm 豎向精軋螺紋鋼，在0號塊梁段整體匹配精定位且栓焊完成后安裝豎向鋼支墩，每個鋼支墩的頂板與結合梁底板分別采用20 顆性能等級為10.9 s 的M24 高強度螺栓進行連接并使用扭矩扳手緊固到位；再將鋼支墩與混凝土支墩的精軋螺紋鋼通過連接套筒連接為整體；最后在鋼支墩與混凝土支墩間隙處灌注M50 支座砂漿，從而形成剛性可靠的豎向臨時約束，見圖3。

圖3 豎向臨時約束裝置

2.2 橫向臨時約束裝置

在橫向不平衡力作用下梁體軸線會發生橫向偏位，對中跨合龍施工精度和最終成橋質量產生較大影響。為保證整個懸臂施工期主梁結構的軸線不出現偏差，確保合龍精度，需在塔梁間設置一定的橫向臨時約束裝置進行限位。常見橫向臨時約束裝置形式有抗風支座+型鋼支撐、抗風支座+混凝土支撐梁和鋼管支撐［4］。不同橫向臨時約束裝置特點及技術經濟性對比見表2。可知，鋼管支撐結構較型鋼支撐結構簡單，安拆方便，結構受力性能好，后期還可灌注砂漿和細石混凝土進行加固補強，施工安全風險低，且在主梁懸臂安裝與合龍施工時不會對橫向抗風支座產生附加力。確定該橋橫向臨時約束裝置采用鋼管支撐結構。

表2 不同橫向臨時約束裝置特點及技術經濟性對比

通過在結合梁邊腹板與橫隔板的T形節點位置安裝4根?800 mm × 12 mm的支撐鋼管，將鋼管兩端分別與結合梁、橋塔塔身的預埋鋼板進行滿焊連接，形成穩固可靠的橫向臨時約束裝置，見圖4。

圖4 橫向臨時約束裝置（單位：mm）

2.3 縱向臨時約束裝置

縱向臨時約束常見的兩種結構形式有柔性平行鋼絲索和鋼絞線軟牽引［4，7-8］，在后期中跨合龍工藝選擇時一般只能通過溫度配切進行合龍。通過對施工技術難度、施工工效、安全風險、施工成本等因素進行綜合分析，提出剛性支撐鋼管結構，并與其他兩種裝置進行對比，見表3。可知，本文提出的剛性支撐鋼管各方面更優。確定縱向臨時約束裝置采用該結構形式。

表3 不同縱向臨時約束裝置特點及技術經濟性對比

該橋76#、77#橋塔因在實現中跨頂推輔助合龍時的功能不同，縱向臨時約束裝置結構設計也不同。76#橋塔在結合梁懸臂施工和中跨輔助頂推合龍期間始終保持為固結狀態，縱向臨時約束采用?426 mm ×16 mm無縫鋼管將結合梁梁底永久阻尼器耳座與下橫梁處的永久阻尼器支座進行剛性連接，永久阻尼器支座通過錨栓錨固于橫梁上，無縫鋼管梁端和塔端均采用銷軸進行連接固定，如圖5（a）所示。77#橋塔在結合梁懸臂施工期間保持為固結狀態，在中跨輔助頂推合龍期間需確保能實現雙向頂推活動。縱向臨時約束采用?426 mm × 16 mm 無縫鋼管將結合梁梁底永久阻尼器耳座與反力牛腿進行連接，反力牛腿通過錨栓固定于橫梁上的永久阻尼器支座墊石上。無縫鋼管梁端采用銷軸連接固定，塔端通過千斤頂撐腳支撐于反力牛腿上，如圖5（b）所示。為防止在中跨頂推輔助合龍時因強大的不平衡力導致支撐鋼管發生結構失穩變形，可在鋼管內灌注細石混凝土形成鋼管混凝土組合結構，保證支撐鋼管的強度、剛度和穩定性。

圖5 縱向臨時約束裝置（單位：mm）

3 結構計算分析

斜拉橋主梁在懸臂拼裝施工過程中，主梁受結構自重、靜風荷載（橫向風荷載、豎向風荷載）、溫度荷載、施工臨時荷載等影響［6，9-10］，塔梁臨時約束裝置的受力情況會隨之產生較大變化。尤其該橋位于東海泉州灣海域，受海上季風、臺風風荷載影響較大，文獻［11-12］對泉州灣跨海大橋主橋進行了橋梁抗風研究和模型風洞試驗。在最不利工況下，該橋塔梁臨時約束裝置在設計計算分析時充分考慮了風荷載的影響。

3.1 靜風荷載

根據泉州灣跨海高速鐵路斜拉橋設計文件，橋址處地表類別為A 類，地表粗糙系數α=0.12；主梁處設計高程Z1=58.925 m。橋位處的基本風速V10（標準高度10 m、平均時距10 min、重現期100 年）為34.0 m/s，則設計風速Vs10=34.0 × 1.174=39.9 m/s。

1）主梁橫向靜陣風荷載（最大單懸臂狀態，即邊跨合龍或中跨合龍狀態）

泉州灣跨海高速鐵路橋主梁橋面高度處設計基 準風速Vd=VS10（Z1/Z10）α=39.9 ×（58.925/10）0.12=49.4 m/s，Z10為基準高度。施工階段設計重現期為20年，則施工階段設計基準風速Vsd=49.4 × 0.88=43.472 m/s。在橫風作用下主梁單位長度上的橫向靜陣風荷載FH為

式中：ρ為空氣密度，取1.25 kg/m3；Vg為靜陣風風速；CH為主梁阻力系數；H為主梁投影高度，在計算豎向風荷載下，取主梁豎向投影寬度；GV為靜陣風系數，最大單懸臂狀態取1.22；VZ為基準高度Z處風速。

2）橋墩、橋塔和斜拉索橫向靜陣風荷載F'H為

式中：An為橋梁各構件順風向投影面積，采用直徑（0.15 m）乘以投影高度可求得該值。

其中，Vg按地面及水面以上65%墩高或塔高處的風速確定。

3.2 溫度荷載

因東海泉州灣海域屬南亞熱帶氣候，夏少酷暑，冬無嚴寒，海洋性氣候特點較為突出。每年7—9月為氣溫最高月，平均氣溫為27.4 ℃，晝夜溫差小于10 ℃。橋梁體系溫度按照結構整體升降溫±15 ℃計算。

3.3 錨固力

建立大橋有限元空間模型進行施工階段的模擬分析。在考慮橫向靜風荷載、豎向靜風荷載及溫度荷載條件下，最不利施工階段以及施工關鍵控制階段的三向臨時約束裝置受力計算結果如下。

1）豎向受拉錨固力。豎向臨時約束裝置受力為拉力，最大值為1 570.6 kN，出現在不對稱吊裝18#梁段+橫向風+升溫15 ℃工況下。采用8 根?32 mm 精軋螺紋鋼，單根抗拉力667 kN，抗拉承載力為5 336 kN，安全系數為3.4。

2）縱向受拉錨固力。縱向臨時約束裝置受力為拉力，最大值為3 769 kN，出現在不對稱吊裝11#梁段+豎向風荷載+升溫15 ℃工況下。采用2 根?426 mm ×16 mm 無縫鋼管，單根抗拉力為4 600 kN，抗拉承載力為9 200 kN，安全系數為2.44。

3）橫向受壓錨固力。橫向臨時約束裝置受力為壓力，最大值為4 775 kN，出現在不對稱吊裝18#梁段+橫向風荷載+降溫15 ℃工況下。采用2 根?800 mm ×12 mm 鋼管，單根抗壓力為6 480 kN，抗壓承載力為12 960 kN，安全系數為2.71。

通過計算分析可知，該橋塔梁豎向、縱向和橫向臨時約束裝置的結構設計在各項荷載作用下能滿足施工全過程的承載力需求。

4 中跨合龍期臨時約束裝置施工控制

0 號塊梁段在匹配精定位并栓焊完成后立即安裝塔梁臨時約束，以保證0 號塊梁段的平面位置和高程不因長時間受環境因素影響而發生變化。在中跨合龍時76#橋塔的塔梁臨時約束裝置不解除，解除77#橋塔的塔梁豎向臨時約束裝置并完成結構受力體系的轉換，從而實現77#橋塔縱向臨時約束裝置的主動頂推輔助功能。

4.1 中跨合龍施工工藝

斜拉橋在設計基準溫度下實現全橋合龍，對結構受力和結構線形最有利。該橋合龍設計基準溫度為20.7 ℃，合龍施工時溫度為36.0 ℃，與設計基準溫度存在一定差異。為了保證順利實現合龍，提出該橋中跨合龍施工工藝具體實施如下：由北側76#橋塔橋面吊機單側起吊合龍段［13］，南側77#橋塔單側頂推南半橋向中跨移動至合龍梁段進行合龍，通過調整縱向頂推裝置頂推移位減小縱向誤差；采用千斤頂+精軋螺紋鋼大角度斜拉合龍口兩側的結合梁主梁來減小橫向誤差；通過調整斜拉索索力和增加橋面配重來控制豎向標高和轉角。

4.2 結構體系轉換

在中跨合龍施工前一天，先拆除77#橋塔豎向和橫向的臨時約束裝置，再將千斤頂放置于縱向臨時約束裝置的撐腳內形成縱向頂推裝置［14］。通過77#橋塔縱向頂推裝置對整個南半橋主動施加一定頂推力后，解除77#橋塔塔梁縱向臨時約束裝置，完成臨時約束裝置結構體系的轉換，主梁向邊跨頂推不同距離下的頂推力計算結果見表4。泉州灣跨海大橋結構體系轉換時，主梁產生的不平衡力均指向中跨，施加頂推力方向均指向邊跨。在解除臨時約束時，77#橋塔主梁產生的縱向不平衡力為570 kN，摩擦因數取0.07，計算產生的摩擦力為840 kN，需要施加總頂推力為1 410 kN。為實現南半橋的縱向整體位移，在77#橋塔邊跨側縱向臨時約束裝置的撐腳內各安裝1 個500 t 千斤頂。縱向頂推采用2根?426 mm × 16 mm無縫鋼管，并在鋼管內灌注細石混凝土，單根承載力為7 500 kN，承載力安全系數為1.5，滿足頂推受力施工要求。

表4 頂推力計算結果

4.3 邊跨側反向頂推

該橋合龍段起吊選擇在天氣晴好、海面無風浪的下午時段，設計基準溫度下安裝所需的安全操作空間不小于50 mm，實際合龍時結合梁的頂底板平均溫度約36 ℃，合龍口間距減小約72 mm。為確保76#橋塔側橋面吊機單側起吊合龍段能安全平穩進入合龍口，77#橋塔邊跨側的縱向頂推裝置往邊跨側的頂推量按20 cm 考慮。泉州灣跨海大橋中跨合龍時實際僅向77#橋塔邊跨側頂推15 cm，便順利將合龍梁段吊裝進入合龍口。參考表4可知，當向邊跨側反向頂推15 cm時，縱向水平不平衡力為3 540 kN，摩擦力為840 kN，需施加總頂推力4 380 kN。2 個500 t 千斤頂可提供10 000 kN 頂升力，單根頂推鋼管承載力為7 500 kN，2 根頂推鋼管可承受15 000 kN，滿足安全頂推的施工需求。

反向頂推時，2個頂推裝置需按照“緩慢、分級、均衡、同步、對稱”的原則［15-16］，每次千斤頂頂推量按20 mm 控制，每頂推20 mm 采用鋼墊板對撐腳位置進行一次支墊。支墊應確保撐腳與反力牛腿密貼，每級頂推移位后，立即測量主梁軸線變位，并對77#—79#墩墩頂支座進行檢查，確認結構安全無異常后，再次頂推，直至頂推量達到合龍段吊裝要求。

4.4 中跨側頂推合龍

合龍梁段起吊并順利完成與76#橋塔側梁段的匹配精定位并栓焊后，隨即將77#橋塔邊跨側2個頂推裝置“緩慢、同步、對稱、均勻”回油卸壓，拆除支墊鋼板至反向頂推前狀態。再啟動77#橋塔中跨側2 個縱向頂推裝置，對77#橋塔南半橋梁段整體向中跨側頂推移位，頂推施工工藝及流程與邊跨側反向頂推時相同；在完成與合龍梁段匹配精定位并對合龍梁段拼接環縫栓焊施工后，及時解除76#、77#橋塔塔梁的所有臨時約束裝置。

不同施工階段變形及力最大偏差見表5。可知，泉州灣跨海高速鐵路斜拉橋利用縱向臨時約束裝置提供主動頂推力進行輔助合龍，合龍成橋后高程偏差為+1.5 mm，軸線偏差為2 mm，滿足設計與監控單位的合龍精度要求，符合驗收標準，結構整體線形與設計線形吻合。

表5 不同施工階段變形及力最大偏差

5 結語

泉州灣跨海高速鐵路斜拉橋主橋采用了三向臨時約束裝置，極大提高了中跨合龍的施工效率，并有效降低了溫度荷載變化對中跨合龍精度的影響。最終合龍成橋后高程偏差為+1.5 mm，軸線偏差為2 mm，合龍施工精度滿足設計及規范要求。該橋于2021年8月6日順利實現中跨合龍，整個結合梁拼裝過程安全、可靠、高效。