超大吨位转体斜拉桥墩梁构造关键技术研究

2022-07-12姚君芳徐升桥焦亚萌

铁道标准设计 2022年7期

姚君芳,徐升桥,焦亚萌

(中铁工程设计咨询集团有限公司,北京 100055)

1 概述

乐凯大街南延工程位于保定市区西南部，道路等级为城市主干路，主线设计时速60 km。全线控制性工程——乐凯大街上跨保定南站主桥为145 m+240 m+110 m子母塔[1]单索面混凝土斜拉桥，全长495 m，斜交正做，双向8车道，两侧各2 m人行道，总宽39.7 m。主桥跨越京广铁路保定南站，京广铁路为双线电气化铁路，保定南站为铁路编组站，跨越处共21条股道，客货运繁忙。为保证铁路运营安全，减小对铁路运营的影响，采用子母塔墩底双向平面转体[2-3]、中间合龙施工方案。母塔转体质量为4.6 ×104t，转体长度为135 m+128.6 m，转体角度为52.4°；子塔转体质量为3.5 ×104t，转体长度为102 m+102 m，转体角度为67.4°。转体质量和转体长度[4-5]均为目前同类型桥梁之最。主桥实景见图1，主桥布置见图2。

总体设计采用单索面，主梁采用大悬臂箱梁[6-7]结构。该结构不但具有方便墩塔转体、造价较低的优点，且避免了钢结构或钢混结合梁[8]定期养护的缺点，拉索检修也可在箱内完成，对本桥跨越运输繁忙的铁路站场的干扰较小。

图1 乐凯大街上跨保定南站主桥实景

图2 乐凯大街上跨保定南站主桥布置(单位：m)

1.1 横梁

母塔的塔、墩、梁采用固结形式[9-10]，子塔处塔梁固结，塔墩分离。对于子塔处的超宽单索面结构，由于横梁承担了子塔自重及斜拉索传递的所有竖向力，已建成相近类型桥梁做法基本是横向设置3排或3排以上支座，如江门市礼乐河大桥(65+110+65) m双塔单索面矮塔斜拉桥[11]、沈阳市富民桥(89+242+89) m双塔单索面斜拉桥[12]均采用横向三支座；清远市北江四桥(100+218+100) m双塔单索面混合梁斜拉桥横向采用双排八支座[13]。设置多排支座带来的问题是：第一，中支座受力过大，边支座无法有效分担竖向力。以清远市北江四桥为例，中支座反力约为边支座的3倍。第二，多支座易产生支座脱空现象，各支座受力具有不确定性。

为使支座受力明确，高效发挥所有支座的作用，子塔桥墩与主梁间设置横向双排支座。同时为减小主梁顺桥方向在子塔处的弯矩峰值，提供梁的竖向转动约束，纵向也设置双排支座，子塔合计4个支座。

另外，本桥子塔横梁中心高度3.5 m，从表1可以看出，即使与设置了多支座横梁的桥梁相比，本桥横梁结构高度依然较低。

综合上述结构特点，有必要对子塔横梁运营阶段与施工阶段开展结构设计与应力状态研究，确保结构合理可靠。

表1 国内部分单索面斜拉桥统计

1.2 桥墩

桥墩选型与桥塔造型密切相关，并需考虑墩底转体布置的需要。表2列出了近年来代表性转体施工桥梁，这些转体桥梁多采用实体墩，或依据桥塔造型选择实体框架墩或三柱墩，并在墩底设置足够高度的实体段，结构自重较大。本桥桥塔截面为纵向长横向窄的矩形截面，综合横向稳定与横向布置支座的需要，并考虑到桥墩相对于桥塔高度较低，采用矩形墩与桥塔匹配较为协调。为了减轻转体质量，拟采用空心矩形墩。以本桥主墩为例，采用空心墩相对于实体墩质量可减小约1 862 t。

表2 转体桥梁统计

在本桥施工前，转体吨位最大的两座桥——唐山市二环路跨津山铁路斜拉桥与山东邹城跨京沪铁路斜拉桥，转体系统实体部分高度分别为6.5,8.1 m。考虑到实体段高度增加直接导致桥墩自重加大，以本桥主墩为例，实体段高度每增加1 m，桥墩质量增加约893 t。因此本桥桥墩采用较薄上转盘方案，转体系统实体部分高度为4.8 m，转体过程为未封固状态，上转盘厚为3.4 m。此外，本桥转体质量远大于唐山与邹城的两座桥，为了控制上转盘应力，上转盘设置预应力钢束。

对于本桥的超大吨位转体施工，在转体工况中，仅依靠转铰支撑整个转体部分桥梁质量，且在称重顶升过程中，需在墩底上转盘施加足够起顶力使转体结构产生微小转动。如何保证转体过程的安全，是设计成败的关键。秦寰宇[14]针对转体时上转盘顶部中心主拉应力进行分析，认为增加墩底实体段可有效加强墩底混凝土对上转盘的约束作用，从而减小转体工况下产生的主拉应力。王文俊[15]针对邹城市上跨京沪铁路转体斜拉桥桥塔下塔柱选型，对倒梯形、矩形两种框架实体墩形进行了计算分析。对于空心截面转体理论研究、实践经验尚较少。因此有必要对本桥的空心截面桥墩的局部应力进行详细分析，从而指导设计。

2 墩梁关键技术研究

2.1 子塔横梁

2.1.1 主梁及子塔横梁构造

主梁设计采用大悬臂“W”形腹板截面设计[16-17]，主梁截面示意如图3所示。截面类似于桁梁受力特点，顶板与内腹板受拉，外腹板及底板受压，达到受力平衡。顶板设置横肋，横肋间距2.5 m。

主梁采用纵、横、竖三向预应力体系，纵向预应力束采用19-φ15.2 mm和15-φ15.2 mm的高强低松弛预应力钢绞线。横向顶板采用5-φ15.2 mm预应力钢绞线，内、外腹板束分别采用9-φ15.2 mm、5-φ15.2 mm预应力钢绞线。

图3 主梁断面形式(单位：cm)

子塔处采用塔梁固结、墩梁间设置支座的形式，横梁顺桥向厚11 m，设置过人孔。横向设置双排支座，每排2个支座。同时为提高全桥抗震安全性能，在子塔桥墩、边墩处设横向黏弹性消能阻尼器。支座布置见图4。子塔横梁需要承受子塔自重以及斜拉索传递的竖向力，横向类似简支结构。子塔处横梁截面构造见图5。

图4 子塔横梁支座平面布置(单位：cm)

图5 子塔横梁截面构造(单位：cm)

按照等代荷载法，配置预应力钢束，见图6。顶板钢束M1、M2间隔布置，采用5-φ15.2 mm，外腹板钢束M3采用5-φ15.2 mm。横梁梁体预应力上层钢束N1采用5-φ15.2 mm。中间第一层短曲线束N2、N3间隔布置，采用35-φ15.2 mm。第二层长曲线束N4与底板束N5间隔布置，采用35-φ15.2 mm。除M1～M3与N1交错单端张拉外，其余均为两端张拉。子塔横梁预应力布置见图6。

图6 子塔横梁预应力布置(单位：mm)

2.1.2 子塔横梁有限元模型

为分析子塔横梁的受力状态，采用有限元程序ANSYS建立三维有限元分析模型，见图7。根据圣维南原理[18]，从Midas整体计算模型中取出内力，将梁端内力等效地加在局部模型的主梁及子塔分段处[19]。采用SOLID45单元模拟混凝土，Link8单元模拟预应力钢束。预应力钢束单元与混凝土单元之间的共同作用采用节点耦合技术实现。计算中通过设置初应变方式施加预应力，并考虑预应力损失，利用多荷载步方式模拟预应力张拉顺序。

图7 子塔横梁模型

计算中考虑了如下工况：

(1)典型运营工况：人行荷载+横向风荷载+恒载+活载+温度组合；

(2)施工过程：预应力筋分批张拉过程、转体最大悬臂阶段及各个调索阶段。

2.1.3 子塔横梁计算结果分析

(1)典型运营工况

典型运营工况主压应力计算结果见图8。除去支座处应力集中点，主压应力均小于10.3 MPa。

图8 主压应力分布云图(单位：Pa)

横梁中心底板、顶板主拉应力、主压应力、横桥向正应力见图9、图10。在正常使用状态下顶底板中心为受压状态。底板最大主拉应力为1.08 MPa，横向最大正应力为0.62 MPa，最大主压应力为8.00 MPa。顶板最大主拉应力为2.31 MPa，横向最大正应力为0.92 MPa，最大主压应力为15.41 MPa。横梁顶底板预应力储备比较足，应力均满足规范要求。

图9 底板沿横桥向应力(横梁中心)(单位：Pa)

注：S1—主拉应力；S3—主压应力；SZ—正应力。图10 顶板沿横桥向应力(横梁中心)(单位：Pa)

如图11所示，最大主拉应力出现在横梁外表面，为4.0 MPa，深度约4 cm。主要原因是横梁两端轴向压力过大，通过腹板传递至横梁实体部分，将实体表面压至外鼓变形，从而导致拉应力超标。此部分超标范围有限，且位于隔板外表面，深度较浅，设计中应在横梁表面加强普通钢筋配置。横梁主拉应力水平剖切见图12。

图11 主拉应力分布(单位：Pa)

图12 主拉应力水平剖切(仅显示正值)(单位：Pa)

(2)施工过程

考虑施工过程中横梁承担力的变化，以及横梁预应力钢束的分批张拉，对横梁进行应力状态分析，具体施工模拟阶段如下。

阶段1：施加横梁及已浇筑部分桥塔自重，塔仅浇筑至10 m高度位置，此时未施加预应力、未挂斜拉索；

阶段2：张拉顶板M1、M2预应力及外侧腹板竖向M3预应力；

阶段3：张拉横梁N1预应力；

阶段4：张拉横梁N4预应力；

阶段5：张拉横梁N5预应力；

阶段6：塔、梁浇筑完毕，未合龙，未挂斜拉索；

阶段7：张拉横梁预应力N3；

阶段8：挂斜拉索，施加主梁最大悬臂状态的外力；

阶段9：张拉横梁预应力N2；

阶段10：主梁最大悬臂状态，第一次索力调整；

阶段11：施加二期恒载后，第二次索力调整。

各施工阶段主拉应力、主压应力、横桥向正应力极值结果见图13。从结果可以看出，最大主拉应力为2.76 MPa，最大主压应力为10.7 MPa，最大横桥向正应力为1.51 MPa，均满足规范要求。可见预应力钢束张拉顺序是合理的，施工过程应力可控。

图13 横梁各施工阶段应力极值(单位：MPa)

2.2 母塔桥墩

2.2.1 母塔桥墩构造

母塔桥墩与主梁、桥塔固结，总高10.2 m，为火炬基座造型。为与圆形的转体系统更好地匹配，桥墩外轮廓采用矩形加楔形帮宽形式，见图14。为降低桥墩自重，标准截面采用格子形，形成空心9室截面。外轮廓12 m(纵向)×17 m(横向)，外壁与内壁厚度均为1 m。桥墩下为转体时上转盘结构，上转盘采用多边形，转体后封固，总高4.3 m。

图14 母塔桥墩构造(单位：cm)

在墩顶布置一层15-φ15.2 mm的纵横向预应力网，间距1 m，墩底上转盘布置上下两层15-φ15.2 mm的纵横向预应力筋网，纵横向间距1 m，竖向间距0.5 m。在承台圆形部分、顶升接触面位置，布置一层13-φ15.2 mm的通长纵向预应力，间距0.5 m，避开中心定位轴位置。母塔预应力筋布置见图15。

图15 母塔桥墩预应力筋布置(单位：cm)

预应力钢束均采用单端张拉，逐根交错张拉。锚下张拉控制应力为1 300 MPa。从两端向中间张拉，钢束张拉后，用C50干硬性补偿收缩混凝土封端。

2.2.2 母塔桥墩转体前工况分析

母塔上转盘构造如图16所示。转体结构的平衡由撑脚来确保，撑脚沿圆周均匀布置6组。称重时，起顶千斤顶布置在滑道位置，距离球铰中心8 m。

图16 母塔桥墩上转盘轮廓(单位：cm)

(1)转体前称重顶升工况

转体结构的转体前称重顶升[20]，是指在转体前后，在球铰前后，用千斤顶向上施加一个顶力，由于转动面是球面，结构绕球面中心会发生一个微小的转动，进而测定结构摩擦系数、重心位置等参数，以及对结构空间位置状态进行调整。

通常采用墩底施加单个顶力进行称重。称重试验时，转动体球铰在沿梁轴线的竖平面内发生逆时针、顺时针方向微小转动，即微小角度的竖转。摩阻力矩为摩擦面每个微面积上的摩擦力对球铰中心竖转法线的力矩之和，见图17。

图17 转动体球铰计算示意

dMZ=RcosθdF

dF=μ0σdA，dA=2πrds

r=Rsinθ，ds=Rdθ，σ=σ竖cosθ

则

dMZ=2πR3μ0σ竖sinθcos2θdθ

(1)

式中 dF——微面积上的摩擦力，kN；

dA——微面积，m2；

ds——微段长度，m；

dMZ——微面积上的摩阻力矩，kN·m；

MZ——摩阻力矩，kN·m；

μ0——静摩擦系数；

α——球铰边缘距离球铰中心的角度，rad；

dθ——微角度，rad；

θ——微面积距离球铰中心的角度，rad；

R——球铰平面半径，m；

r——撑脚半径，m；

σ——球铰径向应力，kPa；

σ竖——球铰竖向应力，kPa；

N——转体重力，kN。

母塔转体重力N为4.6×105kN，球铰平面半径R为33 m，撑脚半径r为3.24 m，一般情况下，改性四氟滑片的静摩擦系数为0.02～0.025，动摩擦系数为0.005～0.015，根据以往的称重经验，实测的摩擦系数一般均小于0.03，称重起顶时摩擦系数按0.03考虑。由式(1)算得球铰滑动时摩阻力矩Mz为4.554×105kN·m。

假定自重偏心0.15 m，则自重偏心弯矩

Mg=N×0.15=69 000 kN·m

总弯矩Mz+Mg=524 400 kN·m

母塔转盘称重力臂L1=8.0 m，

F1=(Mz+Mg)/L1=65 550 kN

式中F1——千斤顶布置在撑脚滑道处时需施加的顶力，kN；

Mg——自重偏心弯矩，kN·m；

L1——母塔转盘称重力臂，m。

(2)转体前墩身偏心与风力共同作用工况

转体过程基本风速取22.2 m/s，考虑主梁、桥墩、桥塔、斜拉索承受的风荷载，根据计算，墩身在顺桥向偏心与风力共同作用工况下最不利，风力弯矩为109 259 kN·m，叠加自重偏心0.15 m时的弯矩Mg后，单组撑脚最大弯矩为178 259 kN·m。最不利情况下，所有的弯矩由单组撑脚承受，单组撑脚最大竖向内力为22 282 kN。

2.2.3 母塔桥墩有限元模型

采用有限元程序ANSYS建立三维有限元分析模型，如图18所示。混凝土采用Solid45单元模拟，预应力钢束采用Link8单元模拟。预应力钢束单元与混凝土单元之间的共同作用采用节点耦合技术实现。对预应力的模拟采用对预应力单元施加初应变的方法。转体工况下，墩底部转盘接触面施加竖向弹簧。

图18 母塔桥墩模型

计算中考虑了如下3种主要工况：

(1)最大悬臂阶段，即转体工况；

(2)转体前称重顶升工况；

(3)转体前墩身偏心与风力共同作用工况。

2.2.4 母塔桥墩计算结果分析

(1)最大悬臂阶段，即转体工况

主拉、主压应力分布见图19～图21。从结果可以看出，桥墩的最大主拉应力为2.68 MPa，满足规范要求，位于桥墩内室底面中心。除去最大值，内室底面其余区域的主拉应力值小于2.17 MPa。内室顶面的最大主拉应力值为1.75 MPa。最大主压应力为13.2 MPa，出现在底板转铰接触面上。

图19 内室底面主拉应力分布(单位：Pa)

图20 内室顶面主拉应力分布(单位：Pa)

图21 桥墩主压应力分布云图(单位：Pa)

(2)转体前称重顶升工况

在环道(称重位置起顶位置)施加65 550 kN的向上顶力，考虑千斤顶布置空间，作用面积5.0 m×0.6 m，见图22。

图22 母塔桥墩千斤顶位置示意(单位：cm)

结构主拉、主压应力云图分别见图23、图24。最大主拉应力为3.5 MPa，位于上转盘底部，超规范限值。最大主压应力为20.0 MPa，位于顶升力施加位置，以及对侧转铰边缘，满足规范要求。

图23 结构主拉应力云图(单位：Pa)

图24 结构主压应力云图(单位：Pa)

(3)墩身偏心与风力共同作用工况

考虑在墩身偏心与风力共同作用工况下，转体结构顺桥向弯矩由单组撑脚承受，计算结果见图25、图26。除去应力集中点，最大主拉应力为1.14 MPa，位于上转盘预应力张拉端。最大主压应力为19.9 MPa，位于与转铰接触处。均满足规范要求。

图25 桥墩主拉应力云图(单位：Pa)

图26 桥墩主压应力云图(单位：Pa)

2.2.5 转体前称重顶升方案优化

考虑到转体前称重顶升工况墩底千斤顶的布置有一定困难，且主拉应力存在超限情况，为了保证转体前称重顶升的安全性和可实施性，提出了两点协同称重方案。即在梁端增设辅助顶力F2。由于F2较大的力臂长度，可以大大降低墩底起顶力F1。通过梁端和墩底2个点位的协同顶力，实现转体主梁的称重和姿态调整[21]，见图27。