高铁拱塔斜拉桥跨运营铁路主梁顶推控制分析

施 洲,钟美玲,周勇聪,刘振标,周 刚

(1.西南交通大学土木工程学院,成都 610031； 2.中铁第四勘察设计院集团有限公司桥梁设计研究院,武汉 430063)

引言

随着交通的不断发展，新建桥梁不可避免地跨越既有线路，对施工技术提出了新的要求，特别是对于跨运营铁路的桥梁，其施工与控制难度更大[1-4]。为确保既有铁路正常、安全运营，跨线桥梁施工方法的选择尤为重要。顶推施工具有施工技术简单、设备轻、不影响交通等优点[5-8]，成为跨越既有运营线路桥梁施工的优选方法之一。对于桥梁顶推施工，已有不少学者进行了研究。赵人达等[9]对梁体顶推施工过程的受力分析、局部受力分析及改善措施、顶推法施工控制等研究成果进行了系统总结；LUO[10]对钢-混组合连续梁桥顶推施工的受力，以及顶推施工过程中的临时设施及其现有问题进行了研究分析；DING等[11]对悬索连续钢桁梁桥的顶推施工技术进行了研究，并提出了使用弹性支撑的策略，以减少主桁架高度差的有害影响；焦亚萌等[12]研究了跨铁路钢梁顶推竖向变形控制，验证了在计算中对梁底不平顺处理方式的准确性；ZHANG等[13]通过对某大跨度斜拉桥的整体应力分析，确定顶推施工中结构的最不利应力位置，并进行局部应力分析，研究结构局部应力特性；李刚等[14]借助有限元软件，对某大跨径混合梁斜拉桥在低温条件下的合龙顶推位移量和顶推力的两个关键参数计算方法进行了系统研究；孟令强[15]采用数值计算和现场测试相结合的方法，对多跨长联拱形钢桁梁桥进行顶推拖拉施工全过程监控技术研究；屈云峰[16]通过对大跨度斜拉桥钢箱顶推进行仿真计算分析，找出合适的墩顶高程调整方案，保证顶推过程中钢箱梁的安全及顶推到位后钢箱梁线形逼近预期理想状态；谢福君等[17]结合某钢箱自锚式悬索桥，对导梁的各设计参数对顶推过程受力及变形的影响和钢箱梁顶推过程的局部稳定性进行了分析研究；FONTAN等[18]在实践中可能遇到的实际约束条件下，对预应力混凝土梁桥顶推的导梁设计公式进行了优化改进；JUNG等[19]对总长801 m、宽30.9 m的波纹钢腹板预应力混凝土箱梁桥的顶推施工进行了施工安全性验证，结果表明，建造波纹钢腹板预应力混凝土箱梁桥时能够采用顶推法；周浩等[20]构造评价函数，采用综合权重法进行权重分配并构建数学模型，对顶推施工中临时墩位置和主梁节段长度的优化进行了研究；WANG等[21]针对U形钢梁刚度低的问题，采用局部应力控制策略，避免底板局部屈服，实现了U形钢梁的顶推施工。可见，顶推施工的控制分析及监控已经得到重点关注。

跨越繁忙运营铁路的顶推施工，必须在极短的天窗时间内实现快速顶推就位，大大增加了施工与控制难度，且主梁顶推过程的线形变化会直接影响主梁能否顺利合龙，因此，对主梁顶推过程的控制就显得尤为重要。在此，以常益长高速铁路跨石长铁路拱塔斜拉桥的主梁顶推施工为依托，通过计算控制顶推中扣索的索力，对主梁顶推过程进行控制计算分析，优选施工方案。

1 跨运营铁路钢梁顶推

1.1 工程概况

新建常益长高速铁路跨石长铁路沅江特大桥采用(32.7+90+90+32.7) m拱塔斜拉桥，上跨既有石长铁路，与既有铁路夹角约18°。既有石长铁路跨越既有人民路，该路与石长线以框架涵的形式交叉通过，如图1所示。大桥设计荷载为双线ZK活载，线路设计时速350 km。主梁采用分离双箱钢主梁结合倒置肋钢混组合桥面板，桥面全宽16.3 m，中心线处梁全高3.05 m(钢梁底面至混凝土板顶)，钢梁高度2.8 m，混凝土桥面板标准厚度0.25 m。钢桥面板厚10～16 mm，底板厚14～16 mm，腹板厚18～20 mm，采用板式加劲肋。拱形桥塔采用椭圆形拱轴线，全高为66 m。斜拉索采用抗拉标准强度为1 860 MPa镀锌平行钢丝拉索，空间双索面体系，辐射形布置，全桥共设13对斜拉索，梁上索距12 m。主梁在桥塔处与横梁刚性连接。限于地形，拱形桥塔采用先竖转后平转的施工方法。钢主梁采用双向顶推施工，由两侧向跨中整体顶推合龙，分两次顶推，不设合龙段。拱塔横梁预先附着于拱塔，待主梁就位合龙后再竖转，与主梁刚性连接。钢主梁合龙后初张拉斜拉索，并在桥面混凝土浇筑后终张拉，最后完成无砟轨道桥面。

图1 拱塔斜拉桥桥跨布置(单位：m)

1.2 钢梁快速顶推

跨既有运营铁路桥梁在顶推施工过程中，会受到诸多确定(如桥梁设计参数、施工精度)和不确定因素(如温度、湿度和风荷载)的影响，且施工工期受既有铁路运营时间的制约。跨石长铁路沅江特大桥采用临时塔架加拉索及滚轮式重物移运器进行钢主梁顶推施工，能够实现快速顶推施工，达到在计划的100 min“天窗”时间内将主梁顶推到位的目的。

在支架上拼装钢主梁后，分多次由两侧向跨中方向同步顶进主梁，第一次顶推小里程侧行程88.5 m，大里程侧行程84.5 m；第二次顶推30 m后，安装扣塔及扣索，扣塔位于P207墩上，并在主梁后端压重；第三次顶推中先将钢梁向前顶推30 m，之后再顶推30 m且只能在约100 min的铁路天窗时间内顶推到设计位置。顶推就位后，可通过张拉拱索，调整钢梁线形，保证精准合龙。顶推过程如图2所示，图中仅展示一侧顶推过程，另一侧相同。

图2 主梁顶推示意(单位：mm)

1.3 钢梁顶推有限元模型

为进行钢梁顶推计算分析，采用Midas软件建立全桥有限元模型，X为纵桥向，Y为横桥向，Z为竖向。扣索及扣塔与主梁采用刚接；拼装支架采用只受压支座模拟；临时墩以一般支承约束DY、DZ模拟。除扣索及斜拉索采用只受拉单元，拱塔支架部分采用桁架单元，其余采用梁单元模拟，主梁与拱塔的横隔板、锚箱以及主梁挂篮均以集中荷载模拟。全桥模型共518个节点，711个单元，其中，只受拉单元36个，桁架单元48个，梁单元627个，如图3所示。在有限元模型中，顶推施工过程采用钢梁及扣塔体系的变位来模拟，并主要对顶推施工过程中扣塔位于P207墩、P207与P208中间临时墩、P208墩、P208墩与临时墩A中间、临时墩A(合龙前、最大悬臂)等工况进行计算分析。各工况下的约束为梁体所在桥墩及临时墩的竖向约束，并选其中一墩约束纵桥向位移。

图3 有限元模型

2 顶推施工结构受力与变形分析

为满足梁上铺设高速铁路无砟轨道的高精度要求，主梁必须精准合龙且高程应控制在特定理论值，合龙前大、小里程悬臂端应达到转角基本水平、两侧高程基本一致状态，其误差控制在合理范围内。为研究可行、合理、便捷的合龙方案，分别讨论了“扣索”及“扣索+拱索”两种施工方案。

2.1 扣索方案

张拉扣索的目的在于顶推到位后无需张拉拱索，就能使主梁在到达设计位置时合龙面两侧高程一致且转角无折角，从而实现精准合龙。采用试算的方法确定扣索位置与索力，以梁悬臂端挠度接近水平且转角接近0为目标，经试算确定扣索位于距梁前端15 m。扣索张拉力均为500 kN开始试验，并先对小里程侧索力进行试算，确定小里程侧索力后，再在其基础上计算大里程侧扣索索力。经过多次试算，逐步增加调整扣索索力，最终确定扣索第二次张拉索力，小里程侧岸侧为2 710 kN、江侧为2 860 kN，再在小里程侧基础上，经过试算确定大里程侧的扣索索力岸侧为1 980 kN、江侧为2 040 kN，实现了合龙口平顺连接，其试算过程见表1，其中，梁端位移以向下为负，转角以梁端斜向下为正。

表1 扣索方案试算结果

顶推施工过程中，分别模拟并计算在由试算确定的扣索索力下，顶推至不同位置时结构的受力与变形结果，其中，扣塔位于P208墩与临时墩A中间工况(中间工况)、顶推就位工况(最大悬臂工况)最为不利。中间工况下，两侧主梁应力结果如图4所示，其中应力以受拉为正，受压为负。由图4可见，小里程侧钢主梁上、下缘最大压应力分别为56.46，33.87 MPa，最大拉应力分别为27.01，37.73 MPa；大里程侧钢主梁上、下缘最大压应力分别为43.09，27.31 MPa，最大拉应力分别为22.59，29.15 MPa，最不利应力主要在扣塔及各墩顶处。

图4 中间工况下主梁沿轴线应力分布(单位：MPa)

最大悬臂工况下，两侧钢主梁应力结果如图5所示，关键截面主梁竖向位移及转角结果见表2。由图5可见，小里程侧主梁上、下缘最大压应力分别为18.16，29.00 MPa，最大拉应力分别为22.52，4.85 MPa；大里程侧主梁上、下缘最大压应力分别为23.10，34.09 MPa，最大拉应力分别为31.76，11.56 MPa。由表2可见，小里程侧主梁悬臂端竖向位移为-29 mm，转角为0.000 3 rad；大里程侧的主梁竖向位移最小值为-31 mm，出现在江侧索梁锚固点附近，悬臂端竖向位移为-30 mm，转角为0.000 1 rad，两侧转角均小于1/1 000，符合TB 10002—2017《铁路桥涵设计规范》要求。两侧悬臂端(合龙面)高程差值为-0.4 mm，转角差值为-0.000 2 rad，误差均在合理范围内，高程基本一致且转角基本水平，满足施工要求。扣塔受力结果表明，小里程侧扣塔应力介于-130.84～58.31 MPa之间，大里程侧扣塔应力介于-90.07～42.75 MPa之间；小里程侧扣塔水平位移最大值为-5 mm，大里程侧扣塔水平位移最大值为-4 mm，数值较小，处于可接受状态。

图5 最大悬臂工况主梁沿轴线应力分布(单位：MPa)

表2 扣索方案主梁竖向位移及转角计算结果

2.2 扣索+拱索方案

扣索方案仅依靠扣索力调整合龙口高程、转角参数，在快速顶推施工过程中，一旦发生施工误差将面临调整困难。为便于主梁合龙口高差与转角的调节，提出张拉扣索+拱索方案，拱索利用拱塔最下端索临时锚固于主梁悬臂端，如图2(b)所示。该方案经多次试算后确定扣索第二次张拉索力，其中，小里程侧岸侧为2 580 kN、江侧为2 720 kN，拱索索力为160 kN，在此基础上确定大里程侧扣索索力岸侧为1 830 kN、江侧为1 900 kN，拱索索力为160 kN，其试算过程见表3。

表3 扣索+拱索方案试算结果

扣塔位于辅助墩与临时墩间工况下，两侧钢主梁应力计算结果如图6所示。由图6可见，小里程侧主梁上、下缘最大压应力分别为52.70，31.77 MPa，最大拉应力分别为25.10，34.95 MPa，大里程侧主梁上、下缘最大压应力分别为38.71，24.85 MPa，最大拉应力分别为20.35，25.97 MPa，均出现在扣塔及墩顶处。

图6 中间工况下主梁沿轴线应力分布(单位：MPa)

顶推到位后张拉拱索工况下，两侧钢主梁应力结果如图7所示，关键截面主梁竖向位移及转角具体结果见表4。由图7可见，小里程侧主梁上、下缘最大拉、压应力分别为24.04，29.70 MPa；大里程侧主梁上、下缘最大拉、压应力分别为32.81，34.40 MPa。由表4可见，小里程侧主梁悬臂端竖向位移为-31 mm，转角为0.000 3 rad；大里程侧主梁悬臂端竖向位移为-31 mm，转角为0.000 1 rad，两侧转角均小于1/1 000。两侧悬臂端(合龙面)高程差值为-0.1 mm，转角差值为-0.000 2 rad，误差均在合理范围内，高程基本一致且转角基本水平。扣塔受力结果表明，小里程侧扣塔应力介于-124.64～55.21 MPa之间，大里程侧扣塔应力介于-78.02～39.73 MPa之间；小、大里程侧扣塔水平位移最大值分别为-6，-15 mm，处于可接受状态。

图7 最大悬臂工况下主梁沿轴线应力分布(单位：MPa)

表4 扣索+拱索主梁竖向位移及转角计算结果

3 不同合龙方案下成桥受力与变形分析

采用上述计算所得两种顶推合龙方案的扣索及拱索索力，计算施工至成桥后主梁受力及变形。扣索方案及扣索+拱索方案主梁弯矩如图8所示。两种方案钢主梁上下缘应力及变形结果见表5。

由图8可见，扣索方案成桥后，主梁最大正弯矩为25 554 kN·m，出现在小里程侧边跨跨中附近；最大负弯矩为50 777 kN·m，出现在大里程侧辅助墩处。扣索+拱索方案成桥后，主梁最大正弯矩为25 478 kN·m，出现在小里程侧边跨跨中附近；最大负弯矩为50 980 kN·m，出现在大里程侧辅助墩处。两种方案下主梁弯矩差异很小。

图8 两种方案主梁弯矩分布(单位：kN·m)

由表5可见，张拉扣索方案，钢主梁应力介于-46.00～34.90 MPa之间；张拉扣索+拱索方案，钢主梁应力介于-46.30～35.20 MPa之间，主跨钢梁基本处于受压状态。两者钢梁应力差值均在1.0 MPa以内。仅扣索方案主梁竖向位移最大值为9.3 mm，扣索及拱索方案主梁挠度最大值为9.2 mm，均出现在边跨跨中。两种方案位移差值在1.0 mm以内。计算结果表明，通过精细控制扣索及拱索的张拉力，两种方案下受力及变形差异不大，即主梁顶推施工基本不影响成桥受力与变形状态，均可作为主梁顶推合龙方案。为施工简便，优先推荐张拉扣索方案，但应做好精细化监测与控制工作。

表5 两种方案主梁上下缘应力及变形结果

4 结论

(1)通过试算得出主梁顶推施工中，张拉扣索方案顶推到位后，主梁合龙面两侧竖向位移均为-30 mm，小、大里程侧转角分别为0.000 3，0.000 1 rad，两侧转角均小于1/1 000，对应扣索索力介于1 980～2 860 kN。

(2)张拉扣索及拱索方案顶推到位并张拉拱索后，合龙面两侧位移均为-31 mm，小、大里程侧转角分别为0.000 3，0.000 1 rad，两侧转角均小于1/1 000。对应扣索索力介于1 980～2 720 kN，拱索张拉索力均为160 kN。两种顶推合龙方案合龙面两侧位移及转角误差均在合理范围内，均满足合龙要求。

(3)扣塔位于辅助墩与临时墩之间工况下，张拉扣索方案与张拉扣索及拱索方案，钢主梁最大拉、压应力分别为37.73，56.46 MPa和34.95，52.70 MPa，均出现在小里程扣塔处，即临时墩与辅助墩跨中。该工况下两种方案的应力量值均不大。

(4)顶推到位合龙前工况下，扣索方案钢主梁最大拉、压应力分别为31.76，34.09 MPa。扣索+拱索方案钢主梁最大拉、压应力分别为32.81，34.40 MPa。受力均不显著。

(5)张拉扣索方案与张拉扣索及拱索方案下成桥后，其主梁弯矩差异很小，钢主梁上下缘应力的差值均在1.0 MPa以内，两种方案位移的差值在1.0 mm以内，可见两种方案成桥后主梁线形及受力均相近，主梁合龙方案基本不影响成桥受力与变形状态。为施工简便，优先推荐张拉扣索方案。