(50+85+50) m跨鐵路連續梁不對稱轉體設計研究

井江永

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司,西安 710043)

1 工程概況

橋址位于陜西省韓城市渚北村，國道108線在此處采用一聯(50+85+50) m預應力混凝土變截面連續箱梁橋上跨黃韓侯鐵路及侯西鐵路[1-2]，橋梁長度190.9 m，橋面全寬27 m，雙幅設置。黃韓侯鐵路和侯西鐵路均為單線、電氣化鐵路，上跨處兩線線間距為18.2 m，橋梁中心線與鐵路線路夾角為52°；為保證橋梁施工過程中既有線運營安全，橋梁采用轉體施工[3]。橋下凈空設計為9.8 m，滿足電力牽引區段雙層集裝箱橋梁建筑限界的要求，并考慮轉體過程中相關設備絕緣要求。本橋為雙幅橋在同一橋墩上轉體，為使兩幅橋合龍段位置均置于鐵路建筑限界以外，轉體T構為縱、橫不對稱結構；球鉸采用RPC球鉸，最大轉體噸位達130MN，在我國目前在建或已建成的轉體連續梁橋中較為罕見[4]。

橋址處地層巖性主要由第四系全新統雜填土、沖洪積細砂、上更新統細砂、卵石；太古界全風化花崗片麻巖組成。地震動峰值加速度為0.161g，相當于地震烈度7度，動反應譜特征周期為0.46 s。橋址平面示意見圖1。

圖1 橋址平面示意

2 橋式方案、橋梁孔跨比選

2.1 橋式方案比選

本橋橋式方案先后研究了預應力混凝土連續梁、連續鋼箱梁、大跨簡支梁、T構連續梁等橋式方案，從經濟、適用、施工方法、施工過程中對既有線干擾以及后期養護維修等方面進行綜合比選，并征得鐵路運營部門同意，最終采用混凝土連續梁方案，轉體施工。橋式方案比選見表1。

表1 橋式方案比選

2.2 橋梁孔跨比選

影響本橋孔跨布置的主要控制因素如下。

(1)橋梁大里程側與主橋(245+565+245) m雙塔雙索面斜拉橋相接，13號過渡墩位置已確定。

(2)14號主墩大里程側為一涵洞出口，該處路基填土高約7 m，為減少橋墩基礎施工時及成橋后對既有涵洞的結構及功能產生影響，14號主墩承臺切角后距涵洞八字翼墻端墻需滿足不小于2.5 m的凈距。

(3)15號墩位于侯西鐵路路基坡腳以外，此處路基填方小于1 m，為保證橋墩及基礎施工不對既有線產生影響，15號墩承臺切角后，承臺邊緣距鐵路建筑限界凈距不小于6 m。

(4)連續梁梁底需高于接觸網頂面，同時滿足鐵路建筑限界及絕緣距離要求，橋梁凈空需大于9.5 m[5]，梁高受限，進而影響主跨跨度。

綜合考慮以上控制因素，本橋孔跨最終采用(50+85+50) m預應力混凝土連續梁結構。橋型布置見圖2。

3 主梁梁部設計

3.1 主梁構造

橋面全寬27.0 m，按兩幅橋設計，每幅橋梁部采用單箱單室、變高度、直腹板、箱形截面[6-7]；支點梁高5.3 m，跨中及邊墩墩頂現澆段梁高2.5 m，梁底曲線為二次拋物線，邊支座中心線至梁端0.8 m。箱梁頂寬13.49 m，箱梁底寬7.49 m，懸臂長1.5 m；腹板厚40～115 cm；底板厚30～120 cm；頂板厚35 cm；頂板設150 cm×30 cm的倒角，底板設60 cm×30 cm的倒角，梁部斷面見圖3。

圖2 主橋立面布置(單位：cm)

圖3 梁部斷面(單位：cm)

為了保證合龍段位于鐵路建筑限界以外，且最大懸灌段長度受鐵路信號塔控制，本橋轉體時轉體T構為縱、橫不對稱結構，其中A幅橋小里程側為(47.9+53.5) m轉體T構[8]，A幅橋大里程側為(28.5+33.9) m轉體T構；B幅橋小里程側為(47.9+42.5) m轉體T構，B幅橋大里程側為(39.5+32.9) m轉體T構。同時，為避免轉體過程中兩幅梁體產生相互干擾，中跨合龍段長度按3 m設計，均位于梁體變截面位置，以避開鐵路建筑限界。主梁平面布置見圖4。

圖4 主梁平面布置(單位：cm)

箱梁采用三向全預應力體系。縱向預應力采用15φs15.2 mm～23φs15.2 mm高強度低松弛鋼絞線，抗拉強度標準值fpk=1 860 MPa，雙端張拉，管道形成采用鍍鋅金屬波紋管成孔；橫向預應力采用3φs15.2 mm及5φs15.2 mm鋼絞線，抗拉強度標準值fpk=1 860 MPa，采用扁金屬波紋管成孔；豎向預應力采用φ32 mm精軋螺紋鋼筋，抗拉強度標準值fpk=628 MPa，配用JLM-32精軋螺紋錨，鐵皮管成孔，采用二次擰緊措施，以保證預應力效果。

3.2 計算參數及荷載

(1)主梁自重：采用C55混凝土，容重26.5 kN/m3。

(2)恒載：包括結構及附屬設備自重、預加力、混凝土收縮徐變影響力、基礎變位影響力等；其中橋面附屬設施二期恒載集度為80 kN/m。

(3)活載：每幅橋按3車道公路一級活載，活載多車道折減系數0.78，汽車荷載沖擊系數1.1。

(4)溫度力：橋梁合龍溫度按10～15 ℃考慮，結構整體升溫按20 ℃考慮，降溫按25 ℃，混凝土線膨脹系數為1×10-5，日照溫差按頂板升溫15.2 ℃計算。以上溫度模式按實際最不利情況合計。

(5)基礎不均勻沉降：本橋樁底置于卵石土層中，相鄰兩橋墩基礎不均勻沉降值取1 cm。

(6)預應力鋼筋：本橋為公路橋，縱、橫向鋼束管道摩阻系數μ=0.23，管道偏差系數k=0.001 5，張拉端錨具回縮6 mm，松弛損失、收縮徐變及其他各項損失均按《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG D62—2004)計算。錨下控制應力取1 395 MPa。

(7)施工臨時荷載：每套掛籃(含施工機具、人員等)按800 kN計算。

3.3 靜力計算結果

梁部計算采用西南交大編制的《橋梁結構分析系統》(BSAS)程序對箱梁進行各施工階段和運營階段的縱向平面靜力分析計算。主要對各截面強度、抗裂性、應力、變形、自振特性等內容進行檢算。根據計算結果，在荷載短期效應組合作用下并考慮荷載長期效應的影響，梁體豎向撓度為7.8 cm，滿足規范不大于L/600的要求(L為計算跨度)；箱梁主要計算結果均滿足規范要求，主要計算結果見表2～表7。

表2 短期效應組合下正截面抗裂驗算 MPa

表3 短期效應組合下斜截面抗裂驗算 MPa

表4 長期效應組合下最小正應力驗算 MPa

表5 效應標準值組合下最大正應力驗算 MPa

表6 效應標準值組合下最大主應力驗算 MPa

表7 效應標準值組合下鋼束最大應力比驗算

4 轉體設計

4.1 轉體系統

本橋采用轉體施工，梁部按兩幅橋設計，橋墩采用矩形橋墩，基礎采用承臺樁基礎，橋墩及承臺基礎不分開，整體旋轉52°[9-10]。承臺總厚度為6.5 m，其中上承臺厚2.5 m，下承臺厚3 m，中間后封混凝土厚度為1.0 m。轉體系統如圖5、圖6所示。

圖5 轉體系統立面(單位：cm)

圖6 轉體系統平面(單位：cm)

4.2 球鉸

轉體球鉸采用RPC球鉸，由于轉體時結構自重較大，14號墩上承臺底重力達110 MN，15號墩上承臺底重力達85 MN，另考慮風荷載及施工誤差等因素影響，故球鉸噸位應有一定的安全儲備。因此，14號墩最終采用噸位為130 MN的RPC球鉸；15號墩最終采用噸位為100 MN的RPC球鉸[11]。

4.3 撐腳及助推反力支座

為了增強轉體過程中結構的穩定性，防止結構發生較大傾斜，保證轉體安全，在下轉盤上表面沿滑道兩側各設置了8個助推反力支座，助推反力支座沿圓周方向夾角為24°，徑向厚度為10 cm；同時在上轉盤下表面沿圓周均勻設置了8個雙φ63 cm RPC撐腳。撐腳內澆筑C120級活性粉末混凝土。為減小撐腳與環形滑道的摩擦，撐腳底面焊接20 mm厚的不銹鋼板。

4.4 滑道

為了減小撐腳與下轉盤的接觸摩擦，撐腳支承面置于同一水平面內，從而使轉體發生輕微傾斜時，仍能平穩運行[12]。在下轉盤頂面設置外徑4.9 m，寬1.1 m的環形滑道，滑道由表層5 mm厚的四氟滑板及下層3 mm厚的不銹鋼板組成，滑道鋼板鑲嵌于磨光的環形滑道槽內?；啦墼诨炷两K凝前應反復打磨，磨光平整度及高程誤差控制在1.0 mm以內。

4.5 縱橫向配重

由于A、B幅箱梁T構均為不對稱結構，且球鉸未設置縱橫向偏心，為防止不平衡重力對球鉸產生影響，懸臂梁段施工時應進行縱向平衡配重；同時，同一橋墩上A、B幅梁部T構懸臂長度亦不對稱，因此，轉體前，還需進行橫向平衡配重，以保證轉體時縱橫向平衡。另外，由于球鉸四周設有撐腳，故不再需要臨時支撐結構。

5 移動防護吊架設計

為最大限度地減少中跨合龍段施工對既有鐵路運營的影響，中跨合龍段施工時采用移動防護吊架進行防護[13-15]，移動防護吊架主要構造見圖7。

圖7 移動防護吊架構造(單位：mm)

合龍段主要施工步驟為：結構旋轉前，先將移動防護吊架安裝于鐵路建筑限界以外，結構旋轉到位后，將防護吊架沿縱向行走軌道滑動至B幅橋跨中合龍段位置，施工B幅橋跨中合龍段；B幅橋跨中合龍段施工完成后，防護吊架沿縱向行走軌道滑動至A幅橋跨中合龍段位置，施工A幅橋跨中合龍段；A幅橋跨中合龍段施工完成后，防護吊架沿縱向行走軌道退回至鐵路建筑限界以外。

6 結語

(1)由于本橋橋式方案、孔跨布置受控因素較多，最終采用預應力混凝土連續梁結構，滿足橋梁使用功能；采用轉體施工方法，施工速度快，對既有線影響小。

(2)本橋為雙幅橋在同一墩上轉體，轉體噸位大，球鉸采用大噸位RPC球鉸，并通過調整每幅橋中跨合龍段位置，采用縱橫不對稱轉體T構進行轉體，使每幅橋中跨合龍段置于鐵路建筑限界以外，減少橋梁施工過程對既有線運營的干擾。

(3)本橋中跨合龍段施工時，設計采用移動防護吊架對既有線進行防護，最大限度地減少了中跨合龍段施工對既有線運營的影響。