大跨度斜拉橋板式無砟軌道施工技術研究

趙 永

(中鐵十六局集團有限公司 北京 100018)

1 工程概況

新建南昌至贛州高速鐵路地處江西省中南部，其中贛州贛江特大橋全長2 155.64 m，主橋570 m，采用雙塔雙索面鋼-混結合梁斜拉橋，半漂浮體系，主跨300 m，兩邊跨各長135 m，主橋相鄰設32.6 m 簡支梁(見圖1、圖2)，主橋斜拉橋采用埋入式CRTSⅢ型板式無砟軌道，軌道結構高度為785 mm，設計速度350 km/h，線間距5.0 m，是我國第一次在300 m 跨徑斜拉橋上鋪設CRTSⅢ型無砟軌道的嘗試。

CRTSⅢ型板式無砟軌道對平順性、舒適性的嚴格要求，使得施工精度要求沒有隨橋梁跨度的增加而降低[1]，而贛州贛江特大橋是一座主跨300 m 的斜拉橋，剛度小，在底座板、軌道板、自密實混凝土、鋼軌等二期恒載作用下(約150 kN/m)，橋梁主跨產生的撓度變形大(最大可達27 cm)，施工線形控制困難，需要在施工過程中不斷調整預拱度，以達到無砟軌道對成橋線形的要求。 為了精準地測量出無砟軌道施工時產生的變形值并為精調軌道板提供精準的定位，需要布置CPⅢ控制網，而CPⅢ聯測的精度要求高，溫度、風荷載等作用產生的變形足以超過CPⅢ控制網高程測量和平面測量的限差，需要在測量過程中嚴格控制環境條件，減小風荷載和溫度作用對CPⅢ聯測的影響。

圖1 贛州贛江特大橋主橋斜拉橋立面圖(單位:m)

圖2 贛州贛江特大橋斜拉橋主梁橫截面圖(單位:mm)

2 CPⅢ點聯測的控制條件研究

2.1 風速對主橋影響

在橫橋向風作用下主梁和索塔單位長度上的橫向靜風荷載按下式計算[2-3]：

式中，ρ為空氣密度(kg/m3)；Vg為靜陣風風速(m/s)；CH為主梁的阻力系數；H為主梁投影高度(m)；Gv為靜陣風系數，本橋取值1.25；Vz為基準高度Z處的風速(m/s)。

贛州贛江特大橋有限元模型(見圖3)，共672個單元、795 個節點，用梁單元模擬索塔和主梁，用只受拉桁架單元模擬拉索，拉索與主塔、主梁采用剛性連接，橫向靜風荷載以及橋面系、底座板、軌道板等二期恒載均以梁單元均布荷載的形式加載，主塔材料為C50 混凝土，主梁為C55 混凝土和Q345鋼，斜拉索為Wire1670，預應力鋼筋為Strand1860鋼絞線。

圖3 贛州贛江特大橋有限元模型

計算得出在風速4、5、6、10 m/s 時主塔和主梁上的橫向靜風荷載，并以均布荷載的形式加載到梁單元上，不考慮風振的動力效應進行簡化，通過有限元分析得到不同橫向靜風荷載下的最大水平位移，如圖4 和表1 所示。

圖4 不同風速主梁水平位移

表1 不同橫向靜風荷載作用下主梁最大水平位移

2.2 溫度梯度對主梁的影響

考慮主梁橋面板豎向以及橫向溫度梯度1、2、3 ℃時主梁的位移情況。 由于溫度梯度范圍較小(≤3 ℃)且混凝土橋面板厚度(500 mm)不大，故采取線性溫度梯度，中間不設置折點溫度。 豎向溫度梯度由橋面板頂部豎向500 mm 范圍內線性變化；橫向溫度梯度由橋面板端部橫向8 000 mm 范圍內線性變化[4-5]。 主梁中跨最大位移的有限元計算結果如圖5 和表2 所示。

圖5 梯度溫度作用下的主梁位移

表2 溫度梯度作用下的主梁最大位移

2.3 大氣溫度變化對主梁的影響

考慮大氣溫度變化1、2、3、4 ℃時主梁的位移情況，主梁跨中最大豎向位移的有限元計算結果見表3。

表3 大氣溫度變化時主梁中跨最大豎向位移

由于高速鐵路CPⅢ點水準環閉合差不能超過±1 mm，平面網距離觀測測回間距較差不大于±1 mm[6]，而1 ℃的豎向梯度溫度作用的最大豎向位移為3.18 mm，1 ℃的橫向梯度溫度作用的最大水平位移為3.73 mm，所以日照溫度梯度很容易造成CPⅢ點聯測結果超限。 此外大氣溫度變化4 ℃時主橋最大豎向位移可達到1.22 mm，還需要控制環境溫度的穩定，保證大氣溫度變化不超過3 ℃，故選取溫度穩定且無陽光直射的夜間環境(8：00 pm-6：00 am)，能有效保證CPⅢ點聯測的準確性[7-8]，從而保障無砟軌道高精度控制的要求。

當橫向靜風風速在4 ～5 m/s(即3 級風)時主橋最大水平位移為0.48 ～0.75 mm，考慮到風振對水平位移增大的不利影響，盡量保證靜風荷載產生的位移不超過CPⅢ控制網高程測量和平面測量限差的1/2 ～2/3(約0.5 ～0.6 mm)，故應嚴控CPⅢ網聯測時風力不超過3 級。

3 無砟軌道施工關鍵技術研究

為了精準地測量CRTSⅢ型無砟軌道施工時主橋撓度的變化，大橋需要布置CPⅢ控制網，并在每根斜拉索附近設置加密測點，加密測點邊跨編號S1 ～S12，中跨編號M1 ～M12。 主橋上設13 對共26 個CPⅢ點和48 對共96 個加密測點，布點位置如圖6 所示。

圖6 主橋CPⅡ點、CPⅢ點及加密測點布設

CRTSⅢ型板式無砟軌道自下而上分別為底座板、中間隔離層、自密實混凝土(103 mm)、CRTSⅢ型軌道板(200 mm)等部分，如圖7 所示。 因此在鋼梁合龍且橋面系施工完成后，贛江特大橋CRTSⅢ型板式無砟軌道施工主要分為底座板施工—拉索微調—軌道板施工—后續其它荷載施工四個階段。

圖7 無砟軌道結構形式圖(單位:mm)

為了保證高速鐵路的平順性、舒適性，設計成橋線形(跨中6 cm 的預拱度)、無砟軌道現澆自密實混凝土層厚度以及軌道板精調限差(高程±0.5 mm，中線位置±0.5 mm)都有嚴格的要求，需要在每個施工階段精準地把握橋梁的線形，并準確地預測下一階段施工荷載作用下的變形值，不斷修正預拱度，以保證成橋線形和無砟軌道現澆自密實混凝土層厚度在規定范圍之內。 因此每一施工階段都需要進行加密點的測量，并附合到CPⅢ控制點上，當施工階段線形與設計存在較大偏差時須及時調索修正，索力調整值根據有限元模擬計算確定。 因此保證CPⅢ控制網精度以得到精確的施工階段線形、保證有限元模型計算的準確性以得到正確的調索值和軌道板精調值，是CRTSⅢ型板式無砟軌道施工順利進行的關鍵[9-10]。

(1)鋼梁合龍且橋面系施工完成后，對大橋線形進行觀測，發現贛江特大橋在設計索力(原設計文件中的值)下，大橋橋面計算線形與理論計算線形均無法滿足設計成橋線形(跨中6 cm 的預拱度)要求，而且無法滿足相關規范對無砟軌道底座與自密實混凝土層厚度的要求。 為了使得橋面線形滿足成橋線形要求，需要根據有限元計算結果調整大橋的索力，圖8 顯示了贛州贛江特大橋圖紙設計線形、施工階段實測線形在原設計索力作用下的預測成橋線形、施工階段實測線形在重新擬定的索力作用下的預測成橋線形之間的對比情況。

圖8 第一次調索橋面線形對比

(2)無砟軌道底座板施工完成后，對主梁中跨線形進行觀測，有限元模型按48 kN/m 的均布荷載模擬分析底座自重荷載作用下的變形值。 無砟軌道底座施工產生的實際變形值與模型理論變形值之間的關系如圖9 所示。 從圖中可知，主梁中跨實測的變形值與有限元模型剛度調整之前的變形理論值相比：上游各測點變形值與模型偏差的平均值為6.6 mm，下游各測點變形值與模型偏差的平均值為5.7 mm。 根據這一關系對有限元模型進行修正，采用拉索彈性模量修正的方式調整模型剛度，模型修正后，主梁中跨實測的變形值與有限元模型剛度調整之后的變形理論值相比：上游各測點變形值與模型偏差的平均值為3.7 mm，下游各測點變形值與模型偏差的平均值為2.9 mm。

圖9 無砟軌道底座施工后主梁變形值

(3)底座板施工完成后進行第二次調索和軌道板鋪板施工。 根據無砟軌道底座板施工的結果可知，無砟軌道底座板的實際施工荷載大于設計荷載值，并且實測變形值大于理論(模型修正前)變形值，線形與設計存在偏差，需要通過微調拉索對主梁的線形進行調整，使得大橋主梁的預拱度滿足后續施工及成橋預拱度的要求。 經過計算分析，確定對大橋的S8＃～S11＃、M8＃～M11＃拉索進行微調，拉索微調后，上游各測點變形值與模型偏差的平均值為1.6 mm，下游各測點變形值與模型偏差的平均值為1.8 mm，拉索微調后主梁的實測變形值與有限元模型理論變形值基本上吻合。

(4)在現澆自密實混凝土等后續其他荷載施工前，精調軌道板，以確保無砟軌道最后施工階段完成后，成橋線形滿足設計要求，因此需要確保有限元模型計算的準確性和精調軌道板時定位的精度。精調軌道板需要通過橋上CPⅢ控制點定位，因此在精調前需要進行CPⅢ網聯測，保證CPⅢ控制網的精度。 通過大橋實際剛度與線形控制模型剛度的吻合程度，可以準確模擬計算后續荷載(68 kN/m)作用下主梁的變形值，由此得到軌道板精調時的控制線形[11]。

(5)軌道板精調完成后在軌道板和底座板之間澆筑自密實混凝土，使無砟軌道各部分連接成整體[12]。 贛江特大橋無砟軌道施工完成后，全橋拉索成橋索力與設計索力的差值絕大部分在3%以內，只有8＃～11＃索因為微調的原因差值在3% ～5%之間，滿足施工及相關規范要求。

4 結束語

經過研究，得到了保證大跨度斜拉橋CRTSⅢ型板式無砟軌道施工質量與精度的技術措施。

(1)嚴格控制CPⅢ網測設和使用的邊界條件：夜間聯測，風力不超過3 級，避免超過3 ℃的大氣溫度變化，并縮減聯測時間。

(2)建立橋梁線形同步控制模型，并根據實測線形不斷修正，使有限元模型模擬變形的誤差穩定在1 ～2 mm，為精調軌道板、保證成橋線形提供準確的預拱度。

(3)根據施工階段實測線形和設計成橋線形要求，通過有限元模型計算本階段索力理論值并進行調索，使成橋索力與設計索力的差值在5%以內，避免施工后期大范圍調索，影響無砟軌道質量。

(4)每次調索后和軌道板精調前聯測CPⅢ控制網，消除二期恒載施工對CPⅢ控制點精度的影響。