雙線鐵路1－68 m系桿拱的設計

杜硯江

(中鐵二院工程集團有限責任公司，四川成都610031)

系桿拱又稱為簡支梁拱組合體系。該體系有效地將梁和拱兩種結構組合起來，共同承受荷載，充分發揮梁受彎、拱受壓的結構特性及其組合作用，不僅能達到節省材料的目的，而且通過在系梁內施加預應力，抵消拱肋推力，使橋墩(臺)無需承受推力。同時又由于下承式梁拱組合體系結構大大降低了梁體建筑結構高度，因此具有跨度大、結構輕、美觀性、經濟性、實用性等特點，在城市區域、受跨越高度限制區域被廣泛采用。但是由于系桿拱結構具有結構設計復雜，施工難度大，施工工藝要求高等特點，其結構還亟待在實踐中不斷探討和完善。

本文以某樞紐擴能改造工程中壩大橋為例，對速度160 km/h雙線鐵路系桿拱的設計標準、設計參數、結構構造、結構計算分析、施工步驟進行了簡單的介紹。

1 工程概況

某樞紐中壩大橋位于中低山剝蝕、溶蝕地貌，河谷深切，呈“V”形，曲折蜿蜒，高程1120～1300 m，相對高差100～200 m，設計流量Q1/100=85 m3/s，隨季節變化大。河谷兩側植被茂密，以灌木為主，緩坡處多墾為耕地，陡壁處基巖大面積出露，有便道相通，交通條件較好。主橋斜跨既有雙線電氣化鐵路，斜交角度約36°(圖1、圖2)。線路小里程端為中壩滑坡，既有鐵路位于滑坡體下部以路塹通過。1977年施工開挖后曾發生多次工程滑坡及坍滑，最后以在路塹左側設置了10根抗滑樁及重力式抗滑擋墻進行治理得以穩定。擋墻上用片石護坡，并在塹頂及塹頂外30 m外共設排水溝兩道。既有線幾十年運營過程中未見滑坡有明顯變形跡象。本橋正線線路軌底至既有鐵路軌頂高度15 m，小里程端橋臺位于滑體體上，對滑坡的穩定有一定的影響。為減少擾動中壩滑坡、既鐵路抗滑樁，設計比較方案孔跨采用1×68 m預應力混凝土系桿拱跨越。

圖1 橋址平面圖

圖2 橋跨總布置圖

2 主要技術標準

(1)鐵路等級:I級;

(2)設計速度:按旅客列車行車速度160 km/h條件設計;

(3)設計荷載:中－活載;

(4)正線數目:雙線;

(5)牽引類型:電力牽引;

(6)立交橋限界:

①鐵路控制建筑限界:橋梁建筑限界:橋限－2;

②橋下既有電氣化鐵路凈空7.44 m。

(7)橋位處地震動峰值加速度0.05 g，地震動反應譜特征周期0.35 s。

3 1－68 m系桿拱設計方案

本橋為雙線大橋，位于直線，3.2‰上坡，線間距為4.2 m。主橋斜跨既有雙線電氣化鐵路，斜交角度約36°，正線線路軌底至既有鐵路軌頂高度15 m。為減少擾動中壩滑坡，跨越既鐵路路基抗滑樁和既有雙線鐵路，孔跨采用1×68 m預應力混凝土系桿拱+1×24 m+4×32 m簡支梁。

3.1 主跨上部結構設計內容

3.1.1 上部結構

3.1.1.1 設計原則的確定

隨著國民經濟的發展，對旅客列車運行的舒適度、列車運營的安全性及軌道的穩定性的要求越來越高，因此橋梁的梁體剛度、變形、變位、自振頻率等對設計參數的選用具有重要控制作用。

(1)梁體的撓度:在雙線中－活載乘以動力系數作用下，梁體的豎向撓度不應大于Lφ/3000=2.3 cm;在列車橫向搖擺力、離心力、風力和溫度力的作用下，梁體的水平撓度應小于或等于梁體計算跨度的1/4000。

(2)梁端轉角:在雙線中－活載乘以動力系數作用下，梁體下撓的梁端轉角不應大于1‰。

(3)扭轉變形:在中－活載乘以動力系數最不利位置作用下，3 m梁長的扭曲變形不應超過3 mm。

(4)自振頻率:豎向自振頻率不應小于限值:nφ=23.58Lφ－0.592=1．939 Hz。若滿足該要求，則不進行車橋耦合動力分析計算。

(5)吊桿應力:為了減小疲勞對吊桿的影響，運營中吊桿最大應力不超過0.33σh=551.1 MPa。

(6)施工方案及換索:梁部采用滿堂支架施工，吊桿設計時應滿足橋上無車時換索的要求。

3.1.1.2 主要構造尺寸

本橋上部結構設計為Lp=68 m預應力混凝土系桿拱，全長70 m，理論矢高13.6 m，矢跨比為1/5。拱軸線為二次拋物線:y=13.6－(34－x)2/85，系桿與拱肋的剛度比為16.57∶1，按剛性梁剛性拱計算。梁部劃分為10個節間，除端節間長9.2 m外，其余節間長6.2 m，拱肋中心距為11.4 m，凈寬10.4 m。

梁橫向為單箱三室，跨中梁高3.0 m，梁底寬12 m，梁頂寬15.5 m;梁端部加高至3.5 m。跨中箱梁頂板厚35 cm，底板厚為40 cm，中腹板厚度為35 cm，邊腹板厚度為60 cm，在梁端部加厚。在各吊桿位置設60 cm厚橫隔板，在箱梁端部設3.0 m端橫梁，橫隔板與端橫梁中部設有供檢查人員通過的進人孔洞。

拱肋為鋼筋混凝土構件，矩形空心截面，高2.0 m，拱趾處加高至3.0 m;拱肋寬1.0 m。兩拱肋之間除第一、二個節點為滿足橋上凈空要求不設橫撐外，其余節點均設鋼筋混凝土橫撐、斜撐與拱肋連接。橫撐為180 cm×80 cm矩形空心截面，在與拱肋交接處采用折線過渡，以避免角隅處應力集中;斜撐為100×80 cm矩形空心截面，拱頂處橫撐組成兩個“K”字撐與一個“米”字撐。

3.1.1.3 吊桿

吊桿采用柔性吊桿，圓形截面，外徑9.7 cm，其構成為PES(FD)7－109新型低應力防腐平行鋼絲索，由109根7鍍鋅高強鋼絲組成，σb=1670 MPa。外套雙層HDPE護套保護層，吊桿外露部分用不銹鋼護套包裹以免意外或人為損壞。吊桿采用在拱肋頂單端張拉。采用錨具LZM(K)7－109型錨具錨固，YC200A型千斤頂張拉。

3.1.1.4 縱向、橫向及豎向預應力束

梁部縱向預應力束采用9－75鋼絞線，金屬波紋管成孔，外徑為87 mm。預應力束布置在頂、底板內，其中頂板通長束38束，底板通長束53束。為防止意外，在頂板預留2個備用孔道、底板預留2個備用孔道。縱向預應力通長束采用兩端張拉，OVM15－9型錨具錨固，YCW250B型千斤頂張拉。梁部橫向預應力束采用3－75和4－75鋼絞線，在頂、底板順橋方向每隔一定間距布置2層，采用OVMBM15－3(BM15－3P)、OVMBM15－4(BM15－4P)型錨具錨固，YCW100B型千斤頂單端張拉。拱趾處設豎向預應力筋，采用25高強精軋螺紋粗鋼筋，fPK=835 MPa，JLM－25型錨具錨固，35鐵皮管成孔，YC60A穿心式單作用千斤頂張拉。

3.1.2 有關設計參數選用

(1)梁體圬工重度按26.5 kN/m3，線路設備及道碴自重等(二期恒載)按167.41 kN/m考慮。

(2)混凝土收縮徐變按老化理論計算，收縮速度系數0.00625，收縮終極值0.00015，徐變增長速率0.00556，徐變終極值2.0。

(3)溫度荷載:整體升降溫按±20℃計。

(4)預應力損失參數:波紋管摩阻系數m=0.35，孔道偏差系數K=0.003，鋼束松弛預應力損失Ds=0.025σp，錨具變形與鋼束回縮值(一端)為6 mm。

(5)鋼絞線錨下控制應力:σcon=0.69fpk=1283.4 MPa(均不包括錨圈口摩阻損失)。

(6)25高強精軋螺紋粗鋼筋，張拉控制應力為σcon=0.76fpk=634.6 MPa，每根張拉力313 kN。

(7)活載沖擊系數1.274。

3.1.3 內力組合

(1)主力組合:恒載+活載+預應力+混凝土收縮和徐變;(2)主力+附加力組合;

(3)主力+制動力+整體升降溫±20℃;(4)主力+制動力+人群+整體升降溫±20℃;(5)主力+制動力+人群+頂板升降溫5℃。

3.1.4 計算內容、方法及結果

(1)系桿拱平面整體計算:全橋劃分為69個單元，采用橋梁博士計算各施工階段和運營階段的內力、截面應力及變位。施工階段，梁與拱肋應力滿足規范要求。

運營階段在最不利荷載組合下，梁與拱肋均不出現拉應力。恒載作用下梁部跨中撓度為2.97 cm(向下)，活載作用下梁部跨中撓度為1.20 cm(向下);恒載作用下拱肋跨中撓度為4.52 cm(向下)，活載作用下拱肋跨中撓度為0.20 cm(向下)。根據恒載+1/2靜活載計算并設置預拱度，梁部跨中預拱度值為2.97 cm+0.6 cm(向上)，拱肋跨中預拱度值為4.52+0.2/2 cm(向上)。

吊桿張拉順序為N2－N5－N4－N3－N1。每根吊桿初張拉力分別為 N2(800 kN)、N5(400 kN)、N4(600 kN)、N3(800 kN)、N1(900 kN);吊桿第二次張拉時索力調整為N2(1400 kN)、N5(1400 kN)、N4(1200 kN)、N3(1200 kN)、N1(900 kN)。

(2)系桿拱動力特性計算:橫向自振頻率為0.847 Hz(拱肋一階振型);豎向自振頻率為2.599 Hz(拱肋四階振型)。

(3)箱梁環框計算:箱梁橫截面按橫向環框分析內力，配置橫向預應力束和普通鋼筋。為減少箱體內外溫差的影響，在箱梁邊腹板及中腹板留有通風孔。

3.1.5 支座

支座采用TPZ－I型盆式橡膠支座，活動與固定端分別采用球形支座。

4 1－68 m系桿拱施工步驟

本橋施工采用先梁后拱法施工(圖1):(1)搭設支架，灌注箱梁混凝土;(2)張拉箱梁縱向預應力頂板束N6及底板束N7、N9，張拉順序為 N7，N6，N9上下交替左右對稱進行;(3)梁頂搭設支架，灌注拱肋及橫撐混凝土;(4)補充張拉箱梁余下縱向預應力頂板束N6及底板束N8，張拉順序為N6，N8上下交替左右對稱進行;上下交替左右對稱張拉橫向預應力，張拉豎向預應力;拆除拱肋支架;(5)按N2－N5－N4－N3－N1順序初張拉吊桿預應力，然后使梁體脫離或拆除支架，并灌注墩臺梁底標高以上部分;(6)再按N2－N5－N4－N3－N1順序補拉吊桿力至設計值，最后完成橋面系施工。

圖1 施工步驟

5 既有線滿堂支架搭設

既有電氣化鐵路接觸網電壓為27.5 kV，上方承力索帶有同等電壓。由于梁體上跨帶電接觸網，當結構物承重架與承力索的距離小于1.0 m時，位于接觸網靜電感應范圍之內。采用傳統的鋼管支架、跨線桁梁與接觸網防電設施結合，防電設施采取支承桁梁底部掛絕緣板、承力索安裝絕緣套管、支承體系接地等防高壓電技術，形成跨既有線絕緣支架體系，支架絕緣效果好，確保了施工中的既有線行車安全和施工中的作業人員人身安全(圖2)。

圖2 跨既有線支架搭設

滿堂支架為確保梁部全長范圍內地基承載力必須滿足所承受的全部荷載，使得滿堂支架體系不產生變形，不發生地基沉陷現象，計算除考慮梁體重量外，還考慮模板及滿堂支架重量，施工荷載(人、機、料等)，作用模板、風力及其他可能產生的荷載等確定布設結構，確保強度、剛度、穩定滿足要求。滿堂支架搭設施工時還應根據規范要求進行預壓，堆載重量為各分塊重量的1.2倍，加載后48 h后無明顯沉降視為穩定，卸載后，反彈5 mm以內視為支架豎向剛度滿足要求。預壓的目的是收集滿堂支架、地基變形數據，作為設置支架［9］的建議，設置以下參數:關閉混凝土的壓碎選項;裂縫剪力傳遞系數取為0.5;本次分析用力的控制加載，收斂準則采用殘余力的2范數;收斂標準為0.05，以提高收斂速度;采用修正的Newton-Raphson法求解。

分析結果列于圖6。圖6中:曲線1是B－1梁試驗數據;曲線2是梁B－1的模擬結果;曲線3是梁Y－1的模擬結果。

圖6 梁荷載-位移曲線

對于B－1梁，試驗曲線1和模擬曲線2之間存在一些偏差，原因主要分析假設條件與實際有出入。模擬結果和實際有出入，但仍具有一定指導意義。

曲線3和曲線2相比較說明預應力約束混凝土梁Y－1的承載力略高于約束混凝土梁B－1，而跨中撓度也有所減小。

通過圖7可以看出，施加預應力后，混凝土梁的裂縫開展得到有效抑制，進一步說明施加預應力以后構件的性能有所提升。

圖7 梁裂縫開展圖(B－1左、Y－1右)

4 結論

(1)梁中的箍筋若能采取一定的構造措施，將對其間的混凝土產生有效約束，改善混凝土力學性能，提高構件的延性。

(2)受壓區混凝土成為約束混凝土后，混凝土的極限強度和極限應變將會有所提升，此時可在受拉區配置更多的受拉鋼筋以提升承載力;因此，推薦使用更高的配筋率以充分發揮構件性能。

(3)對約束混凝土梁施加預應力后，能充分發揮預應力結構和約束混凝土的優勢，進一步提高構件性能。

本文存在一定的局限性和不足，針對預應力約束混凝土梁這一全新課題有待進一步研究。感謝貴州大學研究生創新基金(理工2012010)對本課題的資助。

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