謝華燦，郭輝

(1.福建福平鐵路有限責任公司，福建福州350000;2.中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，北京100081; 3.高速鐵路軌道技術國家重點實驗室，北京100081)

承臺高程提高對大跨度公鐵兩用斜拉橋的影響分析

謝華燦1，郭輝2，3

(1.福建福平鐵路有限責任公司，福建福州350000;2.中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，北京100081; 3.高速鐵路軌道技術國家重點實驗室，北京100081)

海域環(huán)境下，承臺高程是橋梁設計和施工中的關鍵技術指標之一，對結構整體靜動力特性、施工組織和技術經濟性等均存在影響。以平潭海峽公鐵兩用大橋元洪航道橋主跨532 m斜拉橋的N03號主墩為例，研究橋墩承臺頂高程從-16.5 m提高至+5.0 m對大跨度公鐵兩用斜拉橋的影響。結果表明:承臺高程提高后，各設計荷載作用下的塔底內力發(fā)生較大變化，而塔頂位移、主梁內力和位移變化較小;樁基自由長度增大，全橋縱向剛度出現(xiàn)一定程度降低且某些振型出現(xiàn)的順序發(fā)生了變化?？绾蛄合虏拷Y構設計時應綜合考慮結構受力合理性、施工方案可實施性及經濟性等因素。

承臺高程提高 斜拉橋 整體受力 結構動力特性 施工方案

海域環(huán)境下，橋梁下部結構的施工由于受到復雜海床地質、基礎沖刷、波浪力等綜合影響，成為跨海橋梁工程面臨的巨大挑戰(zhàn)之一［1-5］。平潭海峽公鐵兩用大橋是我國首座跨海公鐵兩用橋梁，采用六車道高速公路和雙向鐵路合建方式建設，全長16.3 km。大橋從松下離岸至大練島，依次跨越元洪航道、鼓嶼門水道、大小練島水道和北東口水道。四座通航孔橋分別采用主跨為532 m，364 m，336 m雙塔鋼混結合梁斜拉橋和主孔跨徑2×168 m的預應力混凝土連續(xù)剛構橋。斜拉橋主塔墩承臺高程在施工圖設計時進行了比選，其中低樁承臺方案(承臺頂高程為-16.5 m)與高承臺方案(承臺頂高程+5.0 m)相比可節(jié)省基礎投資約20%。根據后續(xù)平潭海峽公鐵兩用大橋實施性施工組織設計，低樁承臺方案將使承臺頂位于海面以下11.85～20.29 m的范圍(按1%設計極端高、低潮位考慮)，大大增加了承臺結構施工難度。為降低施工風險，針對基礎承臺提高方案開展了大量研究工作，較系統(tǒng)地分析了承臺提高后不同樁基的施工方案及其優(yōu)缺點。

本文以元洪航道橋N03號主塔墩基礎為例，從結構受力角度出發(fā)，研究承臺高程提高對大跨度公鐵兩用斜拉橋整體靜動力性能的影響。

1 工程概況

元洪航道橋為滿足5萬噸單孔雙向通航條件，推薦主跨為532 m的鋼桁結合梁斜拉橋方案，橋跨布置為(132+196+532+196+132)m，全長1 188 m。結構體系采用墩塔固結、墩梁分離，N03墩頂設置固定支座，其它墩頂均設置活動支座。其橋式立面見圖1。

圖1 元洪航道橋立面布置(單位:m)

N03號主塔墩結構原施工設計如圖2所示，基礎采用38根直徑3.0 m鉆孔樁，C40水下混凝土，平均樁長27.3 m，縱、橫向樁距均為6.2 m。承臺為圓端啞鈴形的低樁承臺，C40混凝土，承臺頂高程-16.5 m，平面尺寸81.2 m×33.2 m。

考慮承臺高程提高采用φ4.0 m樁方案，承臺和鉆孔樁結構設計如表1所示。提高方案承臺頂高程從-16.5 m提高至+5.0 m，承臺平面尺寸基本保持不變，厚度從7.5 m增加至9.0 m，混凝土材料從C40提高至C50。鉆孔樁直徑從3.0 m增加至4.0 m，樁長從27.3 m增加至47.3 m，樁數(shù)從38根減少至24根，樁距從6.2 m增大至8.2 m，鉆孔樁水下混凝土從C40提高至C45。

圖2 元洪航道橋施工圖設計N03號主塔墩基礎結構(單位:m)

表1 元洪航道橋N03號主塔墩基礎的不同方案

針對N03號主塔墩基礎，不考慮防船撞設施和混凝土涂裝增加的費用，承臺頂高程從-16.5 m變化至+5.0 m后，帶來的鉆孔樁變化和承臺變化需增加投資約2 300萬元左右。

2 承臺高程提高前后結構整體靜力性能變化

2.1 荷載取值

研究元洪航道橋承臺高程提高前后結構整體靜力性能變化前，首先給出了各單項荷載的具體取值規(guī)定［6］。

1)恒載:包括一期恒載、二期恒載、混凝土壓重和索力。其中，一期恒載根據設計考慮結構合理構造系數(shù)后通過程序自動計算;公路及鐵路二期恒載共計289 kN/m(鐵路二期恒載為163 kN/m，公路二期恒載為126 kN/m)?；炷翂褐夭贾迷贜02號及N05號輔助墩兩側各3個節(jié)間范圍內，壓重荷載為264 kN/m。

2)活載:鐵路活載按“中—活載”圖式加載，公路活載按公路—Ⅰ級車道荷載考慮。

3)支座沉降:主塔墩基礎2.0 cm;邊墩及輔助墩基礎1.5 cm，并考慮不同支座沉降的最不利組合。

4)列車橫向搖擺力:取100 kN以水平方向垂直于線路中心線，作用于跨中鋼軌頂面。

5)制動力:列車制動力按《鐵路橋涵設計基本規(guī)范》的相關規(guī)定考慮;汽車制動力考慮單側三個車道同時制動，為公路—I級車道荷載標準值在加載長度上計算的總重力的10%，并不小于165 kN，同向行駛三車道的制動力按單個車道的2.34倍進行折減。

6)溫度荷載考慮整體升、降溫工況，其中混凝土和鋼取不同升、降溫值。

7)風荷載:橫向極限風Vs10=44.8 m/s，有車風V10=30 m/s。主桁桿件風荷載按《鐵路橋涵設計基本規(guī)范》計算。主塔及斜拉索風荷載根據《公路橋梁抗風設計規(guī)范》取值。計算時分為橫向極限風、橫向有車風、縱向極限風、縱向有車風四種工況。

2.2 內力變化

研究N03，N04號主塔墩承臺頂高程從-16.5 m變化至+5.0 m后，單項荷載作用對主桁結構軸力、主塔塔底彎矩的影響。結果表明，承臺高程提高后，恒載、整體升降溫作用下的主桁最大軸拉/最大軸壓力增大，但增大幅度很小。而在活載、橫向搖擺力、制動力、風荷載等各分項荷載作用下，主桁最大軸拉/最大軸壓力減小，變化率一般在5%左右。同時，承臺高程提高對支座沉降引起的主桁軸力影響很小。

承臺高程提高后，主塔塔底順橋向彎矩變化如表2所示。列車橫向搖擺力和橫向風荷載作用效應受承臺高程提高的影響最為明顯，承臺提高后塔底橫向彎矩值減少約30%，這主要是因為主塔高度相應減小造成的。豎向活載引起的主塔塔底順橋向彎矩在承臺高程提高后減小約8%，其它單項荷載如支座沉降、溫度荷載對應的主塔塔底彎矩均減小，變化率分別為1.7%，3.6%，影響程度不大。

表2 承臺高程提高前后的主塔塔底彎矩變化

2.3 位移變化

由承臺高程提高前后主梁對應的靜活載位移計算結果可知:承臺提高前，鐵路活載作用引起的邊跨、次邊跨和主梁豎向撓度最小值分別為-46，-88和-653 mm;承臺提高后，鐵路活載作用下各跨豎向撓度最小值依次為-38，-86和-640 mm，變化率分別為17%，2.3%和2.0%，對邊跨的影響較其余跨大。對公路活載作用，承臺提高前各跨豎向撓度最小值分別為-11，-23和-156 mm;承臺提高后為-11，-23和-155 mm，兩者差別很小。對梁端轉角，承臺提高前鐵路活載對應N01號，N06號墩梁端轉角最大分別為1.031‰，-0.968‰;承臺提高后，該值變?yōu)?.971‰，-0.971‰，N01號墩變化率為5.8%，N06號墩基本一致。而公路活載對應N01號墩梁端最大轉角在承臺提高前后基本不變。對梁端位移，承臺提高前鐵路活載作用下N01號墩、N06號墩對應最大值分別為59，-21 mm;承臺提高后變?yōu)?2，-21 mm，N01號墩梁端位移變化率為11.9%，而N06號墩沒有變化。承臺提高前，公路活載作用下N01號墩、N06號墩梁端最大位移分別為13，-5 mm，承臺提高后變?yōu)?2，-5 mm;N01號墩梁端位移變化率為7.7%，但絕對量值差別很小，N06號墩基本沒有變化。

以上分析了承臺高程提高前后，鐵路及公路活載作用下主梁的豎向撓度、梁端轉角和梁端位移結果。對于附加力等荷載，整體升、降溫對承臺高程提高前后主梁豎向位移影響較大，其變化率在15%左右，而對應承臺高程提高前后的縱向位移變化率很小。支座沉降、列車橫向搖擺力和制動力單獨作用下，承臺高程提高前后引起的主梁對應方向的位移變化很小，兩者基本一致。橫向風荷載作用下，承臺提高后的主梁橫向位移較提高前減小約3.8%，其中橫向極限風對應絕對差值在14.7 mm，橫向有車風對應絕對差值在6.7 mm?？v向風荷載作用下，承臺提高后的主梁縱向位移較提高前減小約2%，絕對差值很小。

各項荷載對承臺提高前后的主塔塔頂縱向位移的影響如表3所示。從表中可見，各項荷載對塔頂縱向位移的影響在-2.2%～3.8%之間變化，絕對差值很小。對塔頂橫向位移的影響主要來自橫向風荷載，變化率在2.8%左右，絕對差值對于橫向極限風和橫向有車風而言分別為7.1，3.3 mm。

表3 承臺高程提高前后各分項荷載作用下的主塔塔頂位移

3 承臺高程提高前后結構動力特性變化

動力特性分析時，同時考慮了邊墩、輔助墩及主塔墩承臺高程變化對結構自振特性的影響，結果如表4所示。從表中可見，承臺提高、樁基自由長度增大后，結構自振特性出現(xiàn)一定變化。前5階振型中，變化最大的是第2階振型，自振頻率由0.255 Hz減小至0.245 Hz，這主要是因為承臺提高、樁基自由長度增大后主塔墩縱向剛度降低造成的。同時，第6，第7階振型均為主桁橫彎，但承臺提高后對應自振頻率略有增大，而第8～第10階自振頻率減小，第8，第9階振型出現(xiàn)順序交換，主桁反對稱豎彎振型從第8階變?yōu)榈?階。扭彎頻率比減小。

表4 承臺高程提高前后結構自振特性的變化

4 承臺高程提高前后施工方案分析

針對承臺頂高程-16.5 m的低樁承臺方案，經實施性施工組織設計提出以下兩種施工方案進行研究，即先圍堰后平臺方案和先平臺后圍堰方案。

先圍堰后平臺方案具體施工流程為:圍堰在工廠分節(jié)制造→拼裝成整體后下水浮運至墩位→采用錨碇系統(tǒng)精確定位→圍堰內灌水下沉著床就位→澆筑艙壁混凝土→插打鋼護筒→澆筑封底混凝土→解除錨碇→施工鉆孔樁→抽水施工承臺。先平臺后圍堰方案具體施工流程為:搭設鉆孔平臺→插打鋼護筒、施工鉆孔樁→圍堰在工廠分節(jié)制造→底節(jié)圍堰下水浮運至墩位→浮吊起吊下放就位→中節(jié)、頂節(jié)圍堰分塊接高→圍堰內灌水下沉著床就位→澆筑艙壁混凝土、封底混凝土→抽水施工承臺。以上兩種施工方案均存在拋設錨碇影響通航，圍堰承受波浪力大以及深水區(qū)大體積水下封底混凝土施工質量較難保證等技術難題。

承臺高程提高后，鋼圍堰考慮整體吊裝下放。圍堰頂設置限位環(huán)與周圈鉆孔樁間頂部鋼護筒連成整體，圍堰底板與鋼護筒間抄墊密實，施工過程中圍堰波浪力傳至鋼護筒由鉆孔樁承受。采用先平臺后圍堰施工方案，圍堰為工廠整體制造后浮運下水。主要施工流程:搭設鉆孔平臺→插打鋼護筒、施工鉆孔樁→圍堰工廠制造→下水浮運至墩位→浮吊整體起吊下放就位→澆筑封底混凝土→抽水施工承臺。該方案優(yōu)點為:大直徑樁自身剛度較大，承臺提高后樁數(shù)減少較多;圍堰波浪力可由鉆孔樁承受，不需拋設錨錠系統(tǒng)。存在的技術難題為缺乏φ4.0 m及以上大直徑鉆孔樁施工經驗(目前國內鐵路橋梁最大樁徑為天興洲大橋采用的φ3.4 m)，大直徑樁的施工工藝、成樁質量等關鍵問題有待進一步研究解決。同時，高樁承臺方案將增加項目投資，對項目管理造成一定風險。

5 結論

我國雖已建設了眾多的跨海大橋如杭州灣跨海大橋、東海大橋等，積累了一定的工程經驗，但由于海洋環(huán)境的復雜性，橋梁下部結構施工仍面臨諸多技術挑戰(zhàn)。本文通過對元洪航道橋承臺高程提高前后結構整體受力性能、施工方案等的分析，得出以下結論:

1)海域環(huán)境條件下，橋梁下部結構設計應考慮水文氣象(潮位、海流、波浪、氣象等)及工程地質條件、施工方案可實施性和技術經濟性等多重因素。

2)承臺頂高程從-16.5 m提高至+5.0 m后，主塔塔底高程也相應提高，列車橫向搖擺力、制動力和風荷載引起的主塔塔底彎矩明顯減小，變化率在30%左右，其它豎向荷載和溫度荷載引起的塔底彎矩變化相對較小。此外，各單項荷載對應的塔頂位移、主梁軸力和位移的變化均較小?？紤]斜拉橋合理成橋狀態(tài)，承臺頂高程提高后，應根據塔底彎矩和塔頂變位情況，適當進行索力調整。

3)對本橋而言，低樁承臺調整為高樁承臺后，結構動力特性也相應出現(xiàn)一些變化。如體系一階縱漂自振頻率降低約4%，主桁扭轉頻率降低約5%，某些振型出現(xiàn)的先后順序發(fā)生變化等。對于類似情況，當結構動力特性變化較大時，還需要進一步研究結構抗風、抗震性能是否滿足設計要求。

4)承臺高程的變化影響結構整體力學性能、下部結構施工方案以及工程投資規(guī)模，在設計過程中需全面客觀論證分析，合理比較選擇，以保證項目的順利推進。

［1］中鐵大橋勘測設計院集團有限公司.新建福州至平潭鐵路平潭海峽公鐵兩用大橋施工圖［Z］.武漢:中鐵大橋勘測設計院集團有限公司，2015.

［2］Honshu-Shikoku Bridge Authority.The Akashi-Kaikyo Bridge: Design and Construction of the World's Longest Bridge［R］. Kobe:Honshu-Shikoku Bridge Authority，1998.

［3］COMBAULT J，TEYSSANDIER J P.The Rion-Antirion Bridge: Concept，Design and Construction［C］//Proceedings of the 2005 Structures Congress and the 2005 Forensic Engineering Symposium.New York:ASCE，2005:1-12.

［4］本州四國連絡橋公団.南·北備讃瀬戸大橋［J］.橋梁と基礎，1988，22(8):42-47.

［5］劉春陽，王開民.廈門杏林大橋樁基施工工藝及質量控制措施［J］.鐵道建筑，2008(1):42-45.

［6］中華人民共和國鐵道部.TB 10002.1—2005鐵路橋涵設計基本規(guī)范［S］.北京:中國鐵道出版社，2005.

(責任審編趙其文)

U448.27;U443.25

A

10.3969/j.issn.1003-1995.2015.05.02

1003-1995(2015)05-0005-04

2014-08-12;

2015-03-26

謝華燦(1965—)，男，福建寧化人，工程師。