舟岱跨海大桥塔梁临时固结设计与计算分析

方哲形，叶以挺，吴 刚

(浙江交工集团股份有限公司，浙江 杭州 310051)

1 工程概况

舟岱跨海大桥DSSG01标南通航孔桥桥跨布置为(74+106+390+106+74)m，桥型布置如图1所示，为连续半漂浮体系双塔双索面钢箱梁斜拉桥，索塔采用钻石型塔身，全桥钢箱梁划分为A～H共8种节段类型、55个节段，钢箱梁梁段之间的连接采用全焊方式。其中，A，B，B1为主塔区梁段，E为辅助墩墩顶梁段，G为过渡墩墩顶梁段，C，F为标准梁段，H为跨中合龙段。主梁标准节段长16m，标准梁段质量约272t，其他梁段最大起重量303t。钢箱梁标准断面如图2所示。

图1 主桥桥型布置(单位：cm)

图2 钢箱梁标准断面(单位：cm)

索塔区A梁段长度为9.5m，重236t，为索塔根部的基准梁段，根据设计图纸要求，钢箱梁安装施工期间需将钢箱梁与索塔临时固结，纵向、横向和竖向都应提供约束。通过在梁底和索塔下横梁底张拉2排竖向预应力束的施工临时固结构造，克服上拔力、竖向压力和纵向弯矩；另外，在主梁牛腿与下横梁间的挡块间填塞临时填塞物方法实现对纵向位移的约束。

桥址区位于浙江沿海海域，地势开阔，平均风速明显大于内陆其他地区，根据灰鳖山气象站实测资料分析，距海面10m高度处百年一遇基本风速为42.3m/s。台风是本工程区域内最主要的灾害性天气。结合水文、气象等条件，并根据钢箱梁与索塔的特点，针对性地设计了临时固结结构，对该结构的设计及计算进行阐述。

2 临时固结设计及施工方案

2.1 临时固结设计

索塔区钢箱梁精确调整完毕后安装临时锚固系统，临时预应力束采用φs15-7钢绞线，每个临时混凝土垫石上设置4束4φs15-7钢绞线，钢绞线张拉控制应力为1 395MPa。

钢箱梁横向锚固系统通过在钢箱梁两侧各设置2根φ325×6钢管，钢管与钢箱梁采用M24高强螺栓连接，索塔侧通过M42螺栓进行连接，索塔侧在浇筑混凝土时预埋M42爬锥，共设置4个φ325×6钢管，如图3～5所示。

图3 临时固结立面与平面布置(单位：cm)

图5 竖向临时固结断面(单位：cm)

2.2 施工说明

1)下横梁施工过程中预埋竖向临时固结措施，每束4根φs15-7钢绞线，下端为P锚形式；管道采用塑料波纹管，预埋式要保证管道竖直；张拉在钢箱梁下方用小型千斤顶逐根张拉。

2)下横梁上的索塔节段施工时预埋横向临时固结措施，其采用8个M42爬锥形式，安装时将钢管与钢板进行焊接，钢板与爬锥进行连接。

3)纵向限位措施为在钢箱梁底的限位牛腿与限位挡块间支垫型钢，共4个临时限位，以保证钢箱梁安装过程中不产生纵向位移。

3 临时固结约束反力计算

3.1 荷载计算

3.1.1风荷载

根据设计文件提供的资料，桥位处的最大风速值取为42.3m/s。按A类地面考虑，施工阶段考虑20年重现期，其中Z为距地面或水面的基准高度，则设计基本风速(K1A=1.174)为：

V10=K1AV0

(1)

根据上述设计基本风速和JTG/T 3360-01—2018《公路桥梁抗风设计规范》的有关规定，桥梁设计基准风速为：

(2)

式中：z为跨中桥面离开水面的高度；z10为标准高度，即z10=10m；V10为桥位10m高度处设计基本风速，即V10=60.24m/s；α为幂指数，取α=0.12。南通航孔桥面离水面高度按平均水位计算为z=50m，则桥面高度处设计基准风速Vd=60.24m/s。

施工阶段的设计风速选取重现期20年的桥梁结构设计基准风速，根据《公路桥梁抗风设计规范》的有关规定：

Vsd=ηVd

(3)

式中：Vsd为不同重现期下的设计风速；Vd为设计基准风速；η为风速重现期系数。查表可知，重现期20年的风速重现期系数为0.88。所以，南通航孔桥施工阶段的设计基准风速Vsd=53.01m/s。

根据《公路桥梁抗风设计规范》的有关规定：

Vg=GvVz

(4)

式中：Vg为静阵风风速；Gv为静阵风系数，应按水平加载长度为该施工状态已拼装主梁的长度选取，此处为方便计，取1.29。所以Vg=68.38m/s。

作用在钢箱梁单位长度上的静阵风荷载表达式为：

(5)

式中：α为风攻角；ρ为空气密度(kg/m3)，取1.25kg/m3；Vg为静阵风风速；CH，CV，CM分别为主梁体轴各向的横向力系数、竖向力(升力)系数、扭转力矩系数，根据本项目《节段模型风洞试验报告》中西南交通大学风洞试验结果取风攻角在±3°时的较大值，即分别为0.254 4，-0.435 4，-0.028 7；H，B分别为主梁的高度和宽度(m)。

作用于钢箱梁主梁断面上的静力三分力系数如图6所示。

图6 风轴系与体轴系关系示意

计算结果如下。

当跨中桥面离开水面的高度z为50m，主梁的高度为3.5m、宽度为3.4m时，得出横向风荷载为2.6kN/m，竖向风荷载为43.3kN/m，扭转力矩为97kN·m/m。

施工阶段的风荷载加载形式按《公路桥梁抗风设计规范》中相关规定执行，除了对称加载外，还应考虑不对称加载工况，如图7所示，施工阶段的风荷载不对称加载形式按《公路桥梁抗风设计规范》中相关规定执行。

图7 风荷载不对称加载形式

3.1.2钢箱梁自重/吊重荷载

钢箱梁在吊装、运输时考虑1.1的动力系数，即吊重荷载取自重的1.1倍。

3.1.3桥面吊机/不平衡荷载

桥面吊机按单端184t考虑，其作用位置按《宁波舟山港主通道(鱼山石化疏港公路)公路工程两阶段施工图设计》(钢箱梁及斜拉索)中相关规定确定。

3.1.4箱梁压重荷载

钢箱梁底板压重荷载按《宁波舟山港主通道(鱼山石化疏港公路)公路工程两阶段施工图设计》(钢箱梁及斜拉索)中相关规定取值。

3.2 工况说明

根据荷载特性与最不利施工状态分析，斜拉桥施工过程中临时固结部分的计算主要考虑最大风速下，斜拉桥最大双悬臂状态(见图8)与最大单悬臂状态计算。

图8 最大双悬臂状态下的横向不对称风速计算模型

3.2.1边跨主梁尚未与辅助墩上的NA8梁段连接，主梁处于最大双悬臂状态

1)考虑到实际施工过程中可能出现的情形，结构的最不利受力状况取每个梁段施工阶段中单边起吊工序下的极端情形(单端起吊下一个梁段)进行分析。

2)对称横向风荷载作用下产生的水平力。

3)边跨和中跨两侧不平衡横向风荷载作用下，对两侧主梁产生的不平衡力。

3.2.2中跨主梁ZH梁段合龙前，主梁处于最大单悬臂状态

1)中跨合龙前，合龙段由合龙口两侧桥面吊机同时起吊，当一侧桥面吊机脱钩，合龙段钢箱梁自重由单侧桥面吊机承受。桥面吊机自重按实际自重选取，合龙段钢箱梁自重乘以动力系数1.20。

2)对称横向风荷载作用下产生的水平力。

3)边跨和中跨两侧不平衡横向风荷载作用下，对两侧主梁产生的不平衡力。

3.3 约束反力计算

1)在主梁NA6/NZ6节段悬臂拼装完，斜拉索B5/Z5二次张拉完成后，主梁尚未与辅助墩支架的合龙梁段连接时，主梁处于最大双悬臂状态，悬臂长度为187.9m，利用MIDAS/Civil软件计算，建立模型如图9所示。

图9 最大双悬臂模型示意

2)在中跨主梁合龙前，主梁处于最大单悬臂架设状态，中跨最大悬臂长度达370m，如图10所示。

图10 最大单悬臂模型示意

3)索塔下横梁与钢箱梁之间的竖向临时固结、索塔柱与钢箱梁之间的横向临时固结的模拟设置如图11，12所示。

图11 索塔下横梁与钢箱梁之间的竖向临时固结

图12 索塔柱与钢箱梁之间的横向临时固结

4)计算结果。①最大双悬臂 在最大双悬臂情形下，各临时固结的受力如表1所示；②最大单悬臂 在最大单悬臂情形下，各临时固结的受力如表2所示。

表1 最大双悬臂情形下临时固结体系受力 kN

表2 最大单悬臂情形下临时固结体系受力 kN

4 临时固结构造受力分析

4.1 竖向临时固结分析

由上节可知，单个竖向临时固结承受的最大压、拉力分别为4 780.0，4 670.3kN。

竖向临时固结的承压控制部分与承拉控制部分，分别对钢板和钢绞线的抗压及抗拉承载力进行验算。

综合得出临时固结受力如表3所示。

表3 临时固结体系受力 kN

4.1.1抗拉承载力验算

单个临时固结通过4束型号为15-7的预应力钢束与下横梁连接，钢束张拉控制应力为1 395MPa。

由于临时固结的短期性，此处仅考虑锚具变形引起的预应力损失。由JTG 3362—2018《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》中第6.2条可知，预应力直线钢筋引起的应力损失为：

单束钢绞线有效应力=1 395-195=1 200MPa；单束钢绞线抗拉承载力=140×7×1 200=1 176 000=1 176kN；单个竖向临时固结的抗拉承载力=4×1 176=4 704kN。

因此，4 704kN>4 670.3kN，满足要求。

4.1.2抗压承载力验算

临时固结钢材采用Q235B，且单个临时固结主要通过钢板N5与N6承受压力，已知钢板N5的厚度30mm、计算长度考虑1 030mm，钢板N6的厚度30mm、计算长度145mm。

钢板N6：因145/30=4.8<12；钢板N5：被钢板N6切分后的最大净宽为415mm<24×30=720mm。

因此，竖向临时固结在进行抗压承载力计算时可不用考虑局部稳定影响的有效截面折减。

单个竖向临时固结按轴心受压构件考虑，其抗压承载力为(8×145×30+1030×30)×205=13 468.5kN。

因此，有13 468.5kN>4 780.0kN，满足要求。

4.1.3稳定性验算

已知临时固结的高度取1.25m，则由JTG D64—2015《公路钢结构桥梁设计规范》中附录A可知，弱轴的稳定折减系数χ为1。

再根据其中第5.2条计算可得，竖向临时固结的整体稳定性为：N/χA=4 780.0×103/(1×65 700)=72.75MPa<205MPa，满足要求。

4.2 横向临时固结分析

由上述可知，单个横向临时固结承受的最大压、拉力分别为1 019.8kN与1 089.9kN。

横向临时固结采用φ325×6钢管作为主要受力结构，其一端利用M42-D26.5爬锥与索塔相连，另一端通过M24高强螺栓连接于钢箱梁上，钢材采用Q235B。

4.2.1抗拉承载力验算

1)单个横向临时固结钢管的抗拉承载力=(3 252-3 132)×3.14/4×215=1 292.8kN。因此，1 292.8kN>1 089.9kN，满足要求。

2)由GB 50017—2017《钢结构设计标准》可知，在螺栓杆轴方向受拉的连接中，单个10.9级M24高强螺栓的抗拉承载力为0.8×225=180kN，则单个横向临时固结包含8个连接螺栓，其总抗拉承载力为8×180=1 440kN。因此，440kN>1 089.9kN，满足要求。

4)依据JTG D64—2015《公路钢结构桥梁设计规范》可知，直角焊缝的有效厚度he采用焊脚尺寸hf的0.7倍，且承受静荷载时，侧面角焊缝的计算长度宜≤60hf。当计算长度大于上述数值时，其超过部分在计算中可不予考虑。在全长范围内均传递内力的焊缝，其计算长度可不受此限。

已知横向临时固结处角焊缝的焊脚尺寸hf=7mm，考虑到横向临时固结结构在与钢箱梁边腹板连接那一端的焊缝相对较弱，故取该端焊缝进行受力计算，其焊缝计算面积S=(325×3.14+80×2×4)×7×0.7=8 136.45mm2。

则可计算得到焊缝承受的拉应力为：

σf=N/S=1 089.9×1 000÷8 136.45=134.0MPa<160MPa，满足要求。

4.2.2抗压承载力验算

单个横向临时固结钢管的抗压承载力=(3 252-3 132)×3.14/4×215=1 292.8kN。

因此，1 292.8kN>1 019.8kN，满足要求。

4.2.3稳定性验算

钢管的计算长度取1m(即两端铰接杆件)。

已知φ325×6钢管的回转半径i=11.28cm，则有长细比λ=l0/i=8.87。

经查GB 50017—2017《钢结构设计标准》附录D中Q235钢管轴心受压构件的稳定系数表，得φ=0.994(按b类截面考虑)。

横向临时固结的整体稳定性为：N/φA=1 089.9×103/(0.994×6 013.01)=170.62MPa<215MPa，满足要求。

4.3 纵向牛腿分析

通过上述可得，钢箱梁纵向限位牛腿承受的最大荷载为3 639.4kN。分别对牛腿自身和焊缝进行验算。

4.3.1牛腿应力验算

牛腿钢材采用Q345D，且牛腿在偏心荷载作用下，其根部主要承受弯剪作用，已知偏心距为0.7m。

单个牛腿根部承受的弯矩为2 547.6kN·m，单个牛腿承受剪力为3 639.4kN。

依据《公路钢结构桥梁设计规范》可知，弯曲应力：σ=Mh/I=17.8MPa<295MPa，满足要求。

4.3.2焊缝验算

依据《公路钢结构桥梁设计规范》可知，直角焊缝的有效厚度he采用焊脚尺寸hf的0.7倍，且承受静荷载时，侧面角焊缝的计算长度宜≤60hf。当计算长度大于上述数值时，其超过部分在计算中可不予考虑。在全长范围内均传递内力的焊缝，其计算长度可不受此限。牛腿处角焊缝的hf=8mm。

单个牛腿根部承受的弯矩为2 547.6kN·m，单个牛腿承受的剪力为3 639.4kN，则弯曲应力：σ=Mh/I=50.5MPa<200MPa，满足要求。

剪应力：τ=Q/A=109.6MPa<200MPa，满足要求。

4.4 钢箱梁局部分析

考虑到在施工过程中竖、横向临时固结及纵向限位挡块处会承受较大的力，且将这部分力传递给钢箱梁，导致钢箱梁局部受力较大，因此需对钢箱梁的局部受力进行验算。

竖、横向临时固结及纵向限位挡块的最大受力同时出现在最大单悬臂状态内，故可将其进行统一加载以分析钢箱梁的局部受力情形。

钢箱梁的局部受力计算结果如图13所示。

由图13可得：竖、横向临时固结及纵向限位牛腿处的钢箱梁局部最大Mises应力为261.3MPa，<295MPa，满足要求。

由计算结果得出，临时固结措施的受力满足规范要求，设计合理有效。

5 结语

宁波舟山港主通道舟岱跨海大桥DSSG01标段南通航孔大跨度斜拉桥钢箱梁施工中，临时固结构造措施未出现移位、变形、焊缝开裂等情况，通过设置纵、横向及竖向临时固结措施对钢箱梁安装的线形控制起到显著效果，结构稳定、施工安全，达到预期目标。