自錨式懸索橋“地錨轉自錨”施工與控制關鍵技術

游 川,李曉峰,彭志輝

(1.中交二航局第二工程有限公司,重慶 404100; 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

自錨式懸索橋是一種不設地錨,而以加勁梁梁端錨固主纜的懸索體系橋梁[1],一般采用“先梁后纜”的施工方法[2],其建造工藝復雜,需搭設大量支架臨時存放主梁,對航道進行全封航或部分封航。

經過多年的發展,橋梁界對自錨式懸索橋進行了較多的理論分析與施工控制研究,積累了豐富的經驗,但在特殊情況下只能采用“先纜后梁”[3-7]施工的自錨式懸索橋在理論分析、構造設計、施工建設等方面的研究非常少。近年來隨著內河航運的大力發展,橋梁建設對當地航道管理及運營造成了嚴重干擾,對通航繁忙的河流上自錨式懸索橋的建設提出了嚴峻的考驗,“先纜后梁”方案已成為首選的施工方法。

1 工程概況

東江南支流港灣大橋位于東莞市沙田鎮,是跨越東江南支流、連接沙田鎮阇西村與坭洲島的重要通道,大橋全長2.922km。主橋為五跨雙塔鋼箱梁自錨式懸索橋,橋跨布置為60+130+320+130+65=705m(見圖1),全橋主橋主梁采用扁平流線形加勁梁、正交異形板橋面結構,采用Q345qC鋼材,全寬38.5m(含風嘴),橋梁中心線處標準梁高3.5m,錨固段梁高由3.5m均勻過渡至6m。全橋共設兩根主纜,每根主纜由37股索股組成,橫橋向的中心間距為28m,中跨理論垂度為64m,垂跨比1∶5,采用預制平行鋼絲索股,每股由91根φ5鍍鋅高強鋼絲組成,鋼絲抗拉強度標準值≥1 770MPa。現狀航道為Ⅳ級,通航500t級船舶,遠期規劃為通航5 000t海輪的內河Ⅰ級航道,雙向通航凈寬294m,凈高34m。

圖1 主橋橋跨布置

2 “地錨轉自錨”總體思路

根據本河段船舶通航實際需求,施工期間預留的通航水域寬度應能滿足2 000t級代表船型雙向通航及3 000t級、5 000t級代表船型單向通航的要求,即施工期間預留的通航水域寬度不得小于129m。原設計上部結構施工期間預留的2×80m臨時通航寬度不能滿足工程河段船舶通航要求,施工作業對水域通航環境、水上交通秩序及周邊港口生產的影響較大,船舶通航安全和施工自身安全難以得到有效保障。

在滿足129m通航孔要求的情況下,作為通航孔所在位置的主跨宜盡量少落臨時墩,主跨的大節段鋼箱梁長度需調整為147.25,157.35m,通航孔增大調整導致的主橋永久性結構變化如表1所示。

表1 主橋結構變化對比

由表1可知,當中跨鋼箱梁長度達到157.35m時,鋼箱梁重達5 476t,需5 500t以上浮吊吊裝,但受上下游已建橋梁通航凈空制約,大型浮吊無法進場;且因鋼箱梁跨度過大,自身撓度過大,無法滿足加工及現場吊裝要求,同時因鋼箱梁梁高變化,不滿足永久通航孔凈高34m的要求。

為保證施工過程中航道通航,避免大橋建設對航道管理及上下游企業運營的影響,針對大橋建設過程中不能采用常規方案搭設支架、架設主梁的情況,提出了采用“地錨轉自錨”的架梁新工藝(見圖2),總體思路如下。

圖2 “地錨轉自錨”總體施工工藝流程

1)首先利用部分引橋主體結構及加強樁基結構,在設計墩位間設置臨時錨碇;通過臨時拉索在錨固梁段與臨時錨碇間建立約束關系,保證主纜的承載作用;然后按照地錨式懸索橋的常規施工方式施工貓道、主纜,然后進行主梁吊裝。

2)主梁吊裝、焊接完成后,分步緩慢釋放主纜臨時固定,進行體系轉換,將主纜內力傳遞至主梁內,從而實現“地錨→自錨”的轉換,形成自錨式懸索橋結構體系。

3 關鍵施工與控制技術

3.1 主纜臨時錨固系統設計

臨時錨固系統由臨時錨碇、臨時拉索、梁端錨固構造等組成,其結構設計安全性及機構間的匹配可靠性對全橋施工安全至關重要。

3.1.1梁端錨固結構

鋼梁端臨時錨固采用耳板結構形式(見圖3),在主纜錨固節段新增臨時拉索錨固需要的耳板設計,采用厚60mm的Q345qD鋼材,并相應調整G節段底板及縱腹板鋼板規格,增加加勁肋,將主體結構主梁腹板伸長,通過臨時拉索銷軸與臨時拉索叉形耳板連接。

圖3 梁端耳板結構

采用ANSYS有限元軟件進行實體分析,在整體模型中提取最不利工況加載,每個耳板扣環承受 6 250kN 的拉力,結果如圖4所示。由圖4可知,錨固梁段等效應力及耳板x方向拉應力均小于280MPa,最大值出現在耳板扣環孔附近。

圖4 錨固梁段等效應力及耳板拉應力(單位:MPa)

3.1.2永臨結合臨時錨碇

臨時地錨的“臨時性”僅體現在使用時效層面,而在使用功能方面仍同地錨式懸索橋一樣,保證錨碇具有足夠的承載能力和穩載性。但樁基很少采用錨碇基礎[8-9],主要是因為樁基結構相對較輕,而作用機理較復雜,設計者對其在運營期間能否有效控制位移并無很大把握。目前,錨碇樁基的應用在國內尚無先例,在國外有成功案例,2007年在美國加利福利亞建成的新卡圭尼茲大橋南錨碇采用了樁基形式,直徑為760mm的現場灌注鋼管樁共計380根,樁距為2.63倍樁徑,為抵抗纜索的拉力,其中55%的樁為斜樁,斜率達1∶3。

為了降低工程造價,臨時錨碇與該引橋結構的樁基充分結合,在橋梁兩岸單個錨碇位置新增12根φ1 800樁基,如圖5所示。新增樁基與引橋永久結構樁基直徑、樁長一致;然后在新增結構樁基與永久結構樁基頂部澆筑混凝土承臺,并通過系梁將前后兩個承臺相連組成輕型錨碇,全橋共設置4個臨時錨碇。

圖5 單個錨碇結構平面布置(單位:cm)

與新卡圭尼茲大橋錨碇相比,該錨碇不但設計樁基較少,結構尺寸小,且均為直樁,大大降低了建造成本。考慮施工過程中錨碇樁基除承受豎向力外,還要承受很大的水平力及彎矩,為減少臨時拉索作用下樁頂水平位移,采用高壓旋噴樁及換填兩種方式對臨時錨碇周圍淤泥進行置換或加固處理,保證錨碇結構安全,如圖6所示。土體加固處理平面尺寸為28.75m×19.5m,其中承臺底標高以下7m范圍采用φ600高壓旋噴樁加固,承臺底標高以上5m部分采用碎石換填。高壓旋噴樁采用42.5MPa普通硅酸鹽水泥,水泥摻入比為25%～30%,高壓旋噴樁范圍內土體置換率為60%,加固后的地基土無側限抗壓強度要≥1MPa。換填材料可采用碎石、卵石、角礫、圓礫,粒徑<2cm的部分不應超過總重的45%,碾壓、振密或夯實即可,壓實系數為0.96～0.97。

圖6 錨碇結構加固(單位:cm)

考慮樁基、承臺及土體加固,采用ANSYS有限元軟件建模,在整體模型中提取最不利工況加載,按每個錨固面承受6 250kN的拉力進行臨時錨碇實體分析,結果表明錨碇主體部分最大順橋向壓應力為12.0MPa,最大橫橋向壓應力為2.4MPa,最大豎向壓應力為4.1MPa,3個方向壓應力均在錨固點附近;3個方向拉應力均小于1.5MPa,滿足規范要求。

不同施工階段臨時錨碇位移如圖7所示。主纜架設及首節段鋼箱梁安裝時,臨時錨碇無水平位移,當主梁合龍段吊裝時,錨碇最大位移為8mm,臨時拉索解除后臨時錨碇回位,位移為0。

圖7 不同施工階段臨時錨碇位移

3.1.3臨時拉索

單根主纜一側采用4股臨時拉索,臨時拉索一端與錨固梁段相連,另一端與臨時錨碇錨體相連,采用PES7-301吊索,鋼絲抗拉標準強度為 1 860MPa,雙層PE防護,拉索下端設防水裝置,拉索上下均采用40Cr冷鑄墩頭錨,拉索張拉按 25 000kN 計算,安全系數大于2.5。

不同施工階段臨時拉索索力如圖8所示。施工過程中,臨時拉索索力隨吊裝梁段的增多而增大,主梁合龍后,臨時拉索最大索力值為23 825kN,體系轉換后,臨時拉索索力歸0。

圖8 不同施工階段臨時拉索索力

3.2 臨時固結及解除控制技術

施工期間主纜水平力基本由臨時拉索拉力平衡,將主纜錨固鋼梁與輔助墩臨時固結只是為了防止加勁梁在施工期間出現大幅變位。東西兩岸輔助墩頂原墊石尺寸為1.5m×1.5m,增大橫橋向墊石尺寸為1.5m×3.2m,并在墊石側面安裝預埋件,在G節段鋼箱梁底部焊接擋塊,通過在擋塊與輔助墩墊石間設置三拼I40型鋼小縱梁,實現輔助墩固結。臨時固結結構如圖9所示。

圖9 臨時固結結構

主梁安裝完成后,主纜架設前進行輔助墩固結,主梁合龍完成后立即解除輔助墩固結。輔助墩固結解除時,宜在無應力或應力最小狀態下進行解除,首先放張臨時拉索,使臨時拉索受力達到最大值22 000kN,此時臨時拉索與主纜水平力達到平衡,輔助墩無水平位移,考慮施工過程中的張拉設備、測量儀器等因素造成的誤差,使輔助墩墩頂水平位移控制在2cm以內,相應水平固結力為 3 000kN,計算控制值為1cm內,通過小縱梁頂部設置的2 000kN千斤頂頂緊擋塊,抵消主纜與臨時拉索未完全平衡產生的水平力,單側頂緊力1 500kN,然后割除小縱梁與擋塊之間的連接,或抽出擋塊與小縱梁間設置的墊塊,并緩慢回縮千斤頂油缸,解除固結。

3.3 索股滑移控制技術

由于矢跨比較大,采用常規的邊、中跨同步起吊架設方式,索鞍位置主纜索股滑移很難控制,難以滿足JTG/T D65—05—2015《公路懸索橋設計規范》基礎摩擦系數取0.15,抗滑安全系數為2.0的要求,采用分級加載及水袋壓重兩種主纜抗滑安全控制方法,解決主梁吊裝過程中主纜滑移及主塔應力問題。

1)分級加載 中跨A+B+A大節段與邊跨A17梁段同步吊裝,因中邊跨梁段質量不同,在吊裝過程中,需控制梁段加載量不能有過大的噸位差,因此先進行中跨加載,再進行邊跨加載,如此交錯進行,直至鋼梁完全脫空運輸船舶,其中中跨按照梁段質量的15%→30%→50%→70%→100%加載,邊跨按照梁段質量的20%→50%→70%→100%加載。

2)水袋壓重 當梁段起吊導致索鞍兩側不平衡力增大,使主纜索股滑移安全系數不滿足規范要求時,配置水袋壓重平衡邊、中跨主纜不平衡力,中跨水袋設置于B梁段上方,邊跨設置于A17～A15梁段上方,水袋水管沿著貓道布設,設置有進水閥及放水閥,動態調整水袋注水量及放水量,使主纜兩側受力平衡,避免索股滑移,保證了鋼梁吊裝過程中的結構安全。

3.4 防吊索碰撞技術

采用“先纜后梁”施工順序,鋼梁起吊后梁段間頂部臨時鉸接,架梁前期主梁最大傾角為13.50°,隨著架設梁段越來越多,主梁傾角逐漸減小,中跨合龍前梁段主梁傾角為1.89°;而吊索最大傾角隨著施工的進行,先增大后減小,施工階段吊索最大傾角為4.82°。根據對應位置主梁和吊索的傾角,計算得到吊索與索道管最大夾角為11.18°,此時最大碰撞力達205kN。若不對其加以防護,將對吊索PE保護層及索體產生損傷[10],且因索導管空間受限,增大了現場修復難度,甚至影響結構受力安全。

通過接長吊桿,增加吊索長度,將主梁放水平,減小梁段傾角,避免吊索碰撞導管口;同時在索導管口增設喇叭口形狀的導向裝置,該裝置讓吊索與索導管間通過一定的弧度平緩接觸,并通過內側設置的橡膠墊避免了吊索與導管鋼結構直接接觸,橡膠墊有效地緩沖了碰撞力,有效保護吊索,避免吊索損傷。

3.5 倒提升施工關鍵技術

對施工期的主纜傾角變化情況進行研究,全橋有接近200m的主纜段施工期傾角均大于30°,常規纜載吊機難以滿足爬坡要求,而索起重機現場施工繁瑣,施工成本高;使用浮吊則需要跨越主纜,吊裝數量受限,經濟性不高。

針對上述難題,研發了多智能模塊聯合控制的液壓同步提升設備進行主梁吊裝,提升系統主要由臨時索夾、錨頭座、柔性鋼絞線、連續提升千斤頂、鋼絞線主動卷線盤、泵站及控制操作臺等組成。臨時索夾安裝在主纜上為倒提升設備提供著力錨固點,提升千斤頂鋼絞線通過錨頭座和臨時索夾連接。多智能模塊聯合控制同步提升設備無需大型浮吊等設備,經濟性顯著,解決了大坡度主纜主梁吊裝難題。

1)一般梁段吊裝(見圖10)

圖10 一般梁段吊裝

中跨按照從跨中向主塔方向依次對稱安裝,邊跨由輔助墩向主塔方向安裝。

2)跨中梁段吊裝

由于跨中區域梁段吊索較短,倒提升設備整體結構尺寸較大,采用典型總體吊裝布置時不能將鋼梁提升至設計高度。設計了非通長十字鉸接底托梁,如圖11所示,通過兩個鉸接點錨固于鋼梁底部,十字鉸接構造有效釋放了彎矩,減小了結構應力。

圖11 十字鉸接底托梁結構

非通長底托梁安裝在鋼梁底部,增大主纜與提升點之間的距離,大幅降低起吊高度,解決了跨中短吊索區域超長(31.6m)超重(637.6t)主梁吊裝難題。

3.6 “地錨-自錨”體系轉換控制技術

體系轉換過程中,存在索股滑移、塔偏及臨時錨碇位移過大、臨時拉索受力不均衡等一系列技術難題,施工風險大,不可控因素多,為避免“地錨-自錨”體系轉換過程中橋梁偏載,研發了一托十六臨時拉索智能同步張拉放張系統(見圖12),不但實現了臨時拉索兩岸、上下游同步張拉與放張,且實現了信號的無延誤傳輸,避免了鋼梁順橋向產生位移,使體系轉換順利完成,確保了施工過程中臨時拉索的受力均勻性及錨固系統的安全性。

圖12 一托十六智能同步放張系統

一托十六臨時拉索智能同步張拉放張系統主要由一套工控計算機通過施工貓道布設的光纖數據信號傳輸線,操控4臺液壓泵站,每臺泵站各自配有觸摸屏用于獨立或聯機操作與監控;每臺液壓泵站連接4臺800t千斤頂,可實現1～16臺千斤頂任意組合搭配臨時拉索的同時同步對稱張拉;每臺千斤頂上配置高精度壓力傳感器及位移傳感器,通過光纖通信模塊實現液壓泵站與工控計算機之間的張拉控制數據傳遞,并記錄保存各臺千斤頂在張拉過程中的相關數據。

體系轉換配置接長桿、千斤頂、撐角等放張設備,通過智能張拉設備控制16臺千斤頂進行臨時拉索的逐級釋放,將臨時錨碇水平力逐漸轉換至主梁,實現“地錨-自錨”體系轉換,臨時拉索共分13級完成釋放。

4 結語

“地錨轉自錨”架梁新工藝結構設計受力明確,施工工藝新穎、便捷,易于過程控制,與傳統“先梁后纜”施工方法比較,無需在航道中搭設支架,解決了自錨式懸索橋無支架法施工難題,避免了施工對當地航道管理及運營的干擾,實現了少著陸甚至是零著陸施工的目標。

該橋已于2022年5月順利通過竣工驗收,證實了采用“地錨-自錨”進行自錨式懸索橋“先纜后梁”施工方案合理可行,豐富了自錨式懸索橋設計與施工控制體系,可在航道繁忙的自錨式懸索橋建設中進行推廣應用。