自錨式懸索橋超寬長聯鋼箱梁頂推方案研究

王曉，朱金柱

（1.廣西交通設計集團有限公司，廣西 南寧 530029；2.中交第二航務工程局有限公司，湖北 武漢 430040；3.中交公路長大橋建設國家工程研究中心有限公司，北京 100120）

0 引言

目前，自錨式懸索橋有“先梁后纜”[1-2]和“先纜后梁”[3-4]2 種施工方法，在大跨度、多塔自錨式懸索橋中，“先梁后纜”法由于其適用性強且無須設置臨時錨碇而得到廣泛應用。多塔自錨式懸索橋加勁梁的安裝主要有頂推法、滿堂支架法2 種。近年來，隨著頂推設備、系統平臺以及頂推控制技術的迅猛發展，步履式頂推技術逐漸成熟，呈現出對場地適用性強、施工工效高、經濟性好、施工風險相對低以及施工精度高等優點[5]，廣泛應用于跨越河流、公路的自錨式懸索橋的加勁梁施工中。

隨著橋梁新結構、新材料及施工技術的發展，自錨式懸索橋逐漸呈現超寬、大跨、長聯的特點，在其頂推施工過程中，面臨著加勁梁橫向變形控制難度大、結構受力對環境的敏感性強、頂推精度和同步性控制難度大等挑戰，因此以某三塔自錨式懸索橋為背景，對其超寬長聯鋼箱梁的頂推方案進行系統研究，以期為后續類似工程的頂推施工提供參考。

1 工程概述

1.1 工程概況

該橋為目前世界上最大跨度、最大寬度的三塔四跨自錨式懸索橋，全長1 332 m，加勁梁跨徑布置為（70+168+2×428+168+70）m，其總體布置如圖1 所示。主纜采用61-127φ6.2 mm 鍍鋅鋁合金高強鋼絲構成，為空間纜結構。全橋共設置240 根吊索，吊索的標準間距為9.0 m。

圖1 全橋總體布置圖（m）Fig.1 General layout of full-bridge（m）

該橋全寬61.7 m，設雙向八車道，中間預留雙線軌道交通實施空間，兩側設置非機動車道和人行車道。加勁梁采用單箱多室的鋼箱梁結構，鋼箱梁頂推到位后，在兩側機動車道區域及纜吊系統位置處鋪設12 cm 的UHPC 混凝土橋面板。鋼箱梁中心處梁高4.0 m，標準梁段長9.0 m，設2.0%的雙向排水坡，橫隔板采用桁架空腹式隔板結構，鋼箱梁的標準斷面如圖2 所示。

圖2 鋼箱梁標準斷面圖（mm）Fig.2 Standard cross-section of steel box girder（mm）

1.2 頂推施工重難點分析

該橋位于黃河流域，地質條件較差，其超寬、長聯鋼箱梁采用步履式頂推施工時，面臨的技術挑戰為：

1）橋位處地質條件復雜，大型構件運輸受限：由于黃河河道內泥沙淤積嚴重，運輸船只無法通航，從而導致鋼箱梁梁段和大型施工設備無法通過水路運至現場。

2）超寬鋼箱梁結構：該橋鋼箱梁全寬61.7 m。采用步履式頂推時，鋼箱梁的橫向變形控制難度大，頂推過程中存在結構應力超限風險高、橫向糾偏困難的特點。

3）大跨、長聯結構：該橋為目前世界上最大跨度的三塔自錨式懸索橋，加勁梁全長1 332 m。頂推施工時，面臨著鋼箱梁對溫度等環境因素敏感性強、臨時墩和頂推千斤頂數量多、頂推精度和同步性控制難度大、臨時墩應力和變形大、頂推風險高等難點。

2 頂推方案優化分析

結合該橋頂推施工時的重難點，在超寬長聯鋼箱梁步履式頂推過程中，頂推方式、臨時墩間距、導梁長度以及千斤頂布置等均影響頂推時的施工工效、結構受力、施工安全性及經濟性，因此需要對頂推過程中的關鍵影響參數進行優化分析，確定最優的頂推方案。

2.1 頂推方式比選

該橋的鋼箱梁步履式頂推依據其頂推方向可分為單向頂推（從一岸輔助跨向對岸側輔助跨頂推推進）和雙向頂推（由兩岸輔助同步向中塔下橫梁處同步頂推推進）[6]。結合該橋結構特點及現場地質情況，2 種頂推方式的優缺點如表1 所示。

表1 頂推方式比選Table 1 Comparison and selection of pushing methods

由表1 可知，綜合考慮施工工效、頂推精度以及施工安全等，雙向頂推為該橋較優的頂推方式。

2.2 臨時墩合理布置分析

頂推時，臨時墩可以有效降低鋼箱梁尾端的轉角，減少頂推過程中鋼箱梁的應力，提高鋼箱梁頂推過程中的穩定性和安全性[7]。臨時墩的間距不僅影響頂推時鋼箱梁和臨時墩受力，還關系著頂推工效、經濟性和施工安全性。為確定該橋臨時墩的合理布置，結合現場情況以及目前相關學者對頂推施工中臨時墩布置的研究[8-10]，提出了2 種布置方案：方案一（55 m 的臨時墩間距+40 m鋼導梁）和方案二（60 m 的臨時墩間距+45 m 鋼導梁），2 種方案的臨時墩布置如圖3 所示。

圖3 2 種方案的臨時墩布置（m）Fig.3 Layout of temporary piers in two schemes(m)

采用有限元軟件分別建立2 種方案的有限元模型，對其頂推過程進行模擬，得出在2 種方案下，臨時墩、鋼箱梁和導梁在頂推過程中的受力狀態如表2 所示。

表2 不同臨時墩間距時結構的受力狀態Table 2 Stress state of structure with different spacing of temporary piers

由表2 可知，在頂推過程中，1）方案二與方案一鋼箱梁最大拉壓應力均相差不大。2）方案二導梁最大拉應力比方案一高8.90 MPa，最大壓應力比方案一低14.66 MPa，最大豎向位移比方案一大27.3 mm。3）在臨時墩最大支反力方面，方案二比方案一增大約5%，但方案二中臨時墩數量減少2 個。綜上，相比方案一，方案二中臨時墩、鋼箱梁以及導梁的受力變化不大，均在合理可控的范圍內，且方案二經濟性突出，因此選擇60 m的臨時墩間距+45 m 鋼導梁的方案二為最優方案。

2.3 臨時墩結構形式優化

針對該鋼箱梁的頂推，臨時墩墩頂的頂推設備若采用常規型布置（見圖4（a）），則面臨以下問題：由于頂推設備放置在前后2 個反力座中間，受力不明確，臨時結構偏載風險大；臨時墩頂反力座位置固定，鋼箱梁長度大，在溫度的影響下導致其伸縮變形大，從而導致臨時墩墩頂的水平力較大，臨時結構安全風險高。因此，結合本橋的特點，針對臨時墩墩頂結構的常規型布置進行2 方面的優化（見圖4（b））。1）改變臨時墩頂的結構布置：將傳統的2 個反力座放兩端、1 個頂推設備放中間的結構優化為2 個頂推設備放兩端、1個反力座放中間，降低了臨時結構偏載的風險，確保結構受力可控；2）在臨時墩墩頂增加滑移系統：在反力座底部設置由不銹鋼板和四氟滑板組成的滑移系統，有效解決了長聯鋼箱梁頂推時由于溫度影響而導致臨時墩墩頂產生較大的水平位移的難題，極大地降低了施工風險。

圖4 優化前后墩頂結構布置圖Fig.4 Layout of structure on pier top before and after optimization

臨時墩由鋼管樁、鋼管立柱和縱橫向分配梁構成，臨時墩的結構構造示意圖如圖5 所示。

圖5 臨時墩結構構造圖Fig.5 Structure diagram of temporary pier

為了增強臨時墩整體穩定性，鋼管立柱之間通過φ630×8 鋼管和雙槽28 斜撐連接成一個整體。

2.4 頂推方案

該橋采用步履式雙向頂推（由兩邊跨同時向中塔方向頂推）的方式，合龍口設置在中塔中心線偏小里程3.5 m 處，導梁長45 m，臨時墩最大間距為60 m，共設置24 個臨時墩，如圖6 所示。在PF21 號墩和PF27 號墩處分別設置提梁站和拼裝平臺。

圖6 頂推施工臨時墩布置（m）Fig.6 Layout of temporary piers during pushing(m)

鋼箱梁在鋼結構加工場地總拼成節段，通過運梁車移運至提梁位置，提梁設備將其提升至拼裝平臺，與鋼導梁連接后完成鋼梁拼接，然后每側利用步履式千斤頂向中塔方向頂推，導梁上墩，鋼梁后續拼接安裝，依次循環完成全橋合龍。

3 頂推方案計算分析

3.1 頂推關鍵計算工況

根據頂推方案，建立有限元模型進行計算分析。由于頂推工況較多以及結構的對稱性，根據頂推過程中臨時墩、鋼箱梁和導梁的受力特點，選擇導梁上墩前后作為關鍵計算工況進行分析，頂推過程中關鍵計算工況如表3 所示。

表3 頂推關鍵計算工況Table 3 Key calculation conditions for pushing operations

3.2 臨時墩受力分析

頂推過程中，通過提取各關鍵計算工況下各臨時墩的支反力，得出各臨時墩的支反力變化如圖7 所示。

圖7 頂推過程中各臨時墩支反力變化Fig.7 Changes of reaction forces of temporary piers during pushing

由圖7 可知，頂推過程中，鋼箱梁上墩后，各臨時墩支反力隨著頂推的進行幾乎是平穩變化的。各臨時墩最大支反力均在12 587.3～26 619.5 kN。各臨時墩最大支反力中，LD5 臨時墩的最大支反力最大，為26 619.5 kN，LD1 臨時墩的最大支反力最小，為12 587.3 kN。

通過上述分析得到的各臨時墩在頂推時的最大支反力，在模型中對應加載，得出在最大支反力作用下，各臨時墩最大應力和最大豎向位移如圖8 所示。

圖8 最大支反力作用下各臨時墩最大應力和豎向位移Fig.8 Maximum stress and vertical displacement of temporary piers under maximum reaction force

由圖8 可知，在各臨時墩最大支反力作用下，LD5 臨時墩的拉壓應力最大，分別為124.3 MPa和-185.9 MPa，滿足其結構強度要求。各臨時墩豎向位移在-9.6～-23.8 mm，其中LD5 臨時墩的豎向位移最大，為-23.8 mm。綜上，臨時墩在頂推過程中，結構的強度和剛度均滿足要求。

3.3 鋼箱梁受力分析

鋼箱梁在頂推過程中，結構反復承受正負彎矩，提取各關鍵工況下鋼箱梁的最大拉壓應力，得出頂推時鋼箱梁的最大應力變化如圖9 所示。

由圖9 可得，鋼箱梁在頂推時最大拉壓應力均平穩變化，鋼箱梁的最大壓應力為-12.1 MPa，出現在工況22（導梁上臨時墩LD12 前），最大拉應力為15.7 MPa，出現在工況26（UHPC 橋面板施工）。頂推過程中鋼箱梁的結構強度滿足要求。

圖9 頂推過程中鋼箱梁應力變化Fig.9 Stress variation of steel box girder during pushing

3.4 頂推過程中導梁受力分析

導梁上墩前因處于懸臂狀態主要承受負彎矩，上墩后以承受正彎矩為主，在各關鍵計算工況下，導梁最大應力和導梁前端位移變化如圖10 所示。

由圖10 可知，頂推過程中，導梁最大拉應力為72.6 MPa，出現在工況23（導梁上臨時墩LD12 后），最大壓應力為-105.6 MPa，出現在工況13（導梁上臨時墩LD7 后），均滿足結構強度要求。導梁前端最大豎向位移出現在工況12（導梁上臨時墩LD7 前），為-117.8 mm。

圖10 頂推過程中導梁應力及前端豎向位移變化Fig.10 Changes of stress and vertical displacement of guide beams in pushing process

3.5 最不利工況下鋼箱梁局部受力分析

超寬鋼箱梁支承在臨時墩的反力座上，其局部受力嚴重，為了研究其在頂推時結構局部受力是否處于安全狀態，選取鋼箱梁在臨時墩最大支反力作用下作為其局部受力的最不利工況。采用有限元分析軟件建立3 個標準節段總長27 m 鋼箱梁板單元計算模型，在端部施加相應的邊界條件，在對應反力座的位置上施加向上的均布荷載，得出最大支反力作用下，鋼箱梁的應力分布和豎向位移云圖如圖11 所示。

圖11 最大支反力作用下鋼箱梁應力云圖和豎向位移云圖Fig.11 Cloud chart of stress and vertical displacement of steel box girder under maximum support reaction

由圖11 可得，在最大支反力作用下，鋼箱梁的應力主要集中在與反力座接觸的區域，鋼箱梁局部最大Mises 應力為208.4 MPa，滿足結構強度要求。鋼箱梁最大豎向變形為5.4 mm，發生在反力座支承位置處。綜上，在最大支反力作用下，鋼箱梁的局部受力和變形均滿足要求。

4 頂推效果分析

超寬長聯鋼箱梁頂推到位合龍后，對鋼箱梁的線形進行測量和監測，得出頂推完成后全橋鋼箱梁的線形如圖12 所示。

圖12 頂推完成后鋼箱梁線形Fig.12 Linearity of steel box girder after pushing

由圖12 可知，鋼箱梁頂推到位后，鋼箱梁的實測線形與理論線形幾乎一致，線形最大誤差為10 mm，滿足規范要求，表明采用該頂推方案不僅確保了頂推過程中施工工效和結構的安全性，還實現了超寬長聯鋼箱梁頂推的高精度控制。

5 結語

以某三塔自錨式懸索橋為依托，對超寬長聯鋼箱梁的頂推方案進行系統研究，得出結論如下：

1）通過對頂推方式、臨時墩合理布置等關鍵參數的優化分析，確定了采用步履式雙向頂推、60 m 的臨時墩間距+45 m 鋼導梁的頂推方案，并對頂推時臨時墩、鋼箱梁及導梁的應力和變形進行分析，表明該頂推方案下各關鍵結構的強度和剛度均滿足要求。

2）為了降低頂推時臨時結構偏載風險和長聯鋼箱梁對溫度的敏感性，將墩頂的頂推設備和反力座的布置進行了優化，且在反力座底部增設了滑移系統。

3）針對超寬長聯鋼箱梁在頂推時面臨著結構應力和位移的監測測點多、受溫度影響顯著、安全風險高等難題，研發了基于智能傳感、數字孿生的鋼箱梁頂推智能監控平臺，通過高效評判與智能決策，確保頂推過程連續作業與動態調整，最終實現了頂推到位后鋼箱梁的實測線形與理論線形最大誤差為10 mm，有效確保了頂推精度。