海上大跨径大曲率高墩槽型梁桥顶推方案优化设计

2019-12-18陈宏宝

中国港湾建设 2019年12期

陈宏宝

（中交二航局第四工程有限公司，安徽芜湖 241000）

1 应用背景

顶推施工方法的雏形来自早期钢桥的拖拉法、导梁拖拉法、纵向连接拖拉法等。随着顶推工艺的不断完善，顶推方式从单点集中顶推到多点分散顶推，间歇式顶推到连续顶推，拖拉式顶推等，逐步过渡到现如今成熟的步履式多点连续顶推[1]。国内已有顶推结构桥梁，大部分以市政钢桥居多，桥梁线形单一，墩高较矮，桥长或单次顶推长度均较小（500 m 左右），且顶推场地开阔。在复杂施工条件下，长度更长，墩高更高的弯桥顶推施工，可靠有效的方案比选和优化设计显得尤为重要。

2 工程概况

宁波至东莞国家高速公路沙埕湾跨海大桥位于福建省福鼎市境内，其中南引桥坐落于沙埕湾南汊水域，采用钢混组合梁桥[2]，左右幅各两联，跨径布置分别为（6×80）+（64+4×80+64）=928 m 和（6×80）+（64+4×80）=864 m。

南引桥地形地势和水文条件复杂，北（岛）侧桥头与主桥相接，为坡度约70°的山坡，南侧桥头与互通匝道衔接为山坡坡脚，两侧桥头高差超过20 m。桥址区最大水深26 m，潮差5~7 m，水上墩身平均高度接近50 m。

南引桥总体布置见图1。

图1 南引桥桥型布置图（mm）Fig.1 South approach bridge layout（mm）

组合梁为等高单箱单室钢混组合连续结构，中心线高3.72 m（不含28 cm 桥面板），顶板宽17.9 m，底板宽7.6 m，挑臂长3.45 m。位于R1= 肄、R2=1 730 m 的缓和曲线及R3=1 730 m 的圆曲线段上，纵断面位于半径R4= 50 000 m 两侧坡度分别为-2.499%与-2.0%的竖（直）曲线内。左右幅横坡分别为：2.713%~3%和-0.158%~3%。典型跨中断面见图2。

图2 槽型梁跨中横断面图（mm）Fig.2 Diagram of traverse cross section of groove beam（mm）

3 施工难点

1）施工条件恶劣多变，安全风险高。桥址区降水频率高，且夏秋季台风和季风频发，对顶推作业，尤其是现场焊接质量影响大。地形地势起伏较大，梁段需要通过临时码头、施工栈桥、施工便道和国道进行场地内转运，施工组织协调工作量大。顶推作业全为水上作业和高处作业，安全管控难度大。

2）施工技术复杂，线形控制难度大。梁段槽口开敞，顶推过程中梁体截面正负弯矩交替变化，需采取合理有效的方法将结构应力和变形控制在合理范围内。顶推过程中槽型梁因自重产生的挠度，顶推和落梁过程中底板与墩顶临时支垫的不均匀接触，均可引起槽梁结构的变形不可逆。因此，在确保千斤顶同步顶推的同时，需确定合理的顶推步距及纠偏措施。

4 顶推方案优化

桥位单幅整体顶推施工主要施工流程为，梁段场地内转运（或提梁）寅存梁寅导梁组装与首片梁焊接寅梁段滚动拼装焊接寅梁段滚动顶推及纠偏寅顶推到位后，拆除导梁，整体落梁进行体系转换寅拆除两联之间临时刚接寅墩顶双结合施工寅桥面板安装寅桥面湿接缝浇筑寅桥面系施工[3]。其中导梁采用桁架变截面构造，长3×10+2×7.5+1×5=50 m，分5 节制造，相邻节段之间栓接，末端与首片钢槽梁焊接。

4.1 梁段转运（或提梁）方案比选

南引桥水域水深适合大型运输船靠泊，满足水上运梁条件。基础及下部结构采用全栈桥施工，并在栈桥下游侧搭设一靠船高桩码头与栈桥相连，可以满足槽梁场地内转运需要。梁段拼装与顶推施工有两种方案可供选择，第一种为在南引桥两联交界的水中墩（15 号墩）设置提梁门架[4]和高支架拼装平台，门架与拼装平台一并在水上搭设。第二种则通过临时码头上岸，陆运至地势相对较平缓的南桥头（20 号墩）后方存梁，直接采用龙门吊起吊梁段进行梁段拼装顶推。南桥头顶推场地布置见图3。

两种方案的优缺点比较见表1。

图3 南桥头顶推场地总体布置图（m）Fig.3 Overall layout of the push field at the south bridgehead（m）

表1 水上提梁顶推和南桥头陆上顶推方案优缺点比较一览表Table 1 Comparison of advantages and disadvantages of water lifting beam top push and south bridgehead land top push scheme

通过表1 综合评估可知，在南桥头进行槽型梁拼装和顶推施工，支架投入量小，安全风险显著降低。实际施工阶段采用方案二。

4.2 顶推设备占位优化

国内已有的顶推成功案例，由于墩顶和梁底之间的净高难以满足顶推设备——三向千斤顶的占位需要，均需另行设置墩旁支架或临时墩。水上高墩搭设墩旁支架或临时墩，与拼装高支架和提梁门架的搭设和拆除一样，安全风险高。且设备和支架材料投入大。需要合理规避。经对拟采用的三向千斤顶和墩顶结构尺寸的比对发现，桥墩墩顶中心位置纵向位置设置有U 形槽，净高和净宽均不能满足顶推设备占位需要。经与设计沟通，调整墩顶U 形槽的横桥向宽度和深度，并对墩顶结构进行加强满足受力需要，解决了顶推设备的占位问题。U 形槽结构优化后见图4。

图4 南引桥桥墩U 形槽尺寸优化调整图（cm）Fig.4 Optimization adjustment of U-groove dimensions of the south approach bridge pier(cm)

顶推三向千斤顶布设位置位于墩中心，但槽型梁的搁置支点位于腹板和底板的交界位置，千斤顶直接作用在槽型梁的底板中心位置，底板仅设置通长板式加劲肋难以满足受力需要。因此，需在千斤顶与槽型梁之间设置横桥向布置箱型结构的垫梁[5]，避免千斤顶直接作用在相对较弱的底板中心位置。顶推施工时，千斤顶作用在垫梁底，垫梁顶承受槽型梁在顶推过程中的竖向力。从而确保了顶推施工过程中，槽型梁的主体结构不因局部荷载过大而变形。垫梁结构见图5。

图5 墩顶垫梁结构图（cm）Fig.5 Structure diagram of bearing beam on the pier top（cm）

4.3 槽型梁结构临时加劲

1）首跨跨中槽梁局部加强

通过MIDAS 建模，右幅首跨槽型梁在顶推至最大悬臂（32 m 长梁段+50 m 导梁，导梁前端未搁置在墩顶）时，跨中腹板（16 mm）和底板（20 mm）承受最大支撑反力，对应最大应力达到了312.5 MPa，超过了强度设计值275 MPa，需要临时加劲补强[6]。加劲结构见图6。临时加劲结构与槽型梁按永久结构一并在工厂内制造完成。

图6 首跨钢槽梁跨中临时加劲横断面图（mm）Fig.6 Temporary stiffened cross-section diagram of the first span steel groove beam（mm）

2）联与联之间临时刚接

一幅两联之间按先后顺序分别顶推，第一联顶推需要布设前后导梁，其就位后，后导梁处于水上的两联之间的交界墩15 号墩顶，需要大型起重船才能够拆除。为此，将两联槽型梁的伸缩缝位置临时进行连接，连接结构与槽梁主体结构一致，取消了后导梁，既解决了高处拆除的麻烦，又减少了后导梁的投入。一幅槽型梁两联之间的临时加劲在落梁后切割拆除。

3）墩顶临时抄垫优化

南引桥钢槽梁在里程桩号K14+129~K14+270内纵坡为1%；里程桩号K14+270~K14+830 内纵坡为2.499%；里程桩号K14+830~K15+065 内纵坡为2%。由于纵坡的不断调整，在墩顶位置需根据顶推过程中梁底与永久支座之间的高差进行临时抄垫[5]。本桥抄垫的最大高度达到了1 440 mm，抄垫结构采用钢结构，重量太大不利于现场人工安装。经过计算，采用抗压强度较高的150 mm ×150 mm ×1 500 mm（横纹承载压力大于6 MPa）松木先叠成整块，然后根据需要累加。单块方木之间，以及块与块之间均采用螺杆固定。松木的轻便方便了现场人工叠放作业。

4.4 顶推同步控制及纠偏

1）顶推同步控制

顶推系统主要由三向千斤顶、液压泵站、主控系统和PC 控制系统组成。以右幅为例，12 个中间墩，以及起始拼装平台和末端导梁拆除用临时墩[7]共投入28 台套800 t 步履式千斤顶。步履式千斤顶的纵向竖向顶升高度和横向纠偏距离分别为400 mm、200 mm 和50 mm。

由于槽型梁空间姿态受大桥平纵曲线影响，其重心和形心不重合，单次顶推竖向千斤顶顶升时，单个墩顶的2 台千斤顶的力值均存在一定差异，即顶升不同步，使得单次顶推工效降低，且可能增加了纠偏的频次。因此，在控制系统结合控制软件对顶推设备进行有效控制程序设计时，在液压控制系统中的液压泵站加设流量控制阀，根据顶升力值自动分配油压，从而确保了顶升的同步性。

2）顶推纠偏方法

为确保槽梁腹板始终在顶推设备支承面范围内，经计算，在曲率最大区段，约3 片梁12 m 的顶推行程，其径向偏位接近122/（2×1 730）=42 mm，即将千斤顶横向纠偏的最大值50 mm 设为横桥向偏位的预警值。顶推过程中，以末端为定点（确保后续槽梁滚动拼装在拼装平台上），整体向平曲线圆心方向纠偏，辅以部分墩位设备横移[8]。