城際鐵路長聯大跨連續梁橋設計關鍵技術研究

鄢玉勝,張鵬舉,曹增華

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司,西安 710043)

1 研究背景

隨著我國經濟的快速發展，城市間通勤問題日益突出，城際鐵路的建設迎來了發展的春天。長聯大跨連續梁橋因其整體性好、剛度大、變形和緩、伸縮縫少、行車舒適等優點，在城際鐵路橋梁工程中得到廣泛運用。文獻[1-2]研究了連續梁施工控制技術，文獻[3-5]研究了長聯大跨連續梁橋的減隔震設計方法，文獻[6]研究了大跨連續梁橋產生的大梁縫的軌道解決方案。本文依托一座10跨無砟軌道預應力混凝土連續梁橋，研究臨時支座解除時機、抗震設計和大梁縫位置軌道解決方案等關鍵技術。

2 項目概況

西安機場城際鐵路是《關中城市群城際鐵路網規劃》中首條開工建設的城際鐵路。線路起自西安北站北廣場，折向北沿明光路、大唐電廠熱力管線橋跨越渭河、機場專用高速公路后轉向西，沿北環鐵路經西咸新區秦漢新城、空港新城核心區，向北以地下敷設方式經西安咸陽國際機場規劃T5航站樓后，繞過機場跑道東端折向西，沿機場東進場路至終點T1、T2、T3航站樓。線路全長29.31 km，其中高架線長17.92 km。渭河特大橋為該項目第一長橋，全長7 331.7 m。主要特殊結構含1-105 m鋼管混凝土系桿拱橋、1聯2×38.5 m預應力混凝土連續梁、1聯4×50 m預應力混凝土連續梁、1聯(50+8×100+50) m預應力混凝土連續梁及1聯(60+111+94+100+60) m預應力混凝土連續梁等結構形式。其中長聯大跨橋梁長度分別為900 m和425 m，長聯大跨連續梁橋立面布置見圖1。

圖1 長聯大跨連續梁橋立面布置(單位：m)

3 項目主要技術標準和設計參數

線路：雙線，線間距4.2 m。

軌道：無砟軌道，區間鋪設無縫線路。

主橋直曲線：直線及R=800 m曲線。

地震烈度：8度(0.2g)，地震動參數見表1。

表1 地震動參數

4 臨時支座設計要點和解除時機

長聯大跨連續梁橋施工步驟為墩梁固結后，先掛籃懸臂澆筑，再各跨合龍施工。多跨連續橋梁的合龍次數較多，不同合龍順序對橋梁變形、內力以及成橋線形均會造成一定影響。城際鐵路大多采用無砟軌道，鋪設軌道板時高程可調量較小，一般20～30 mm，連續梁線形將直接影響無砟軌道的施工。因此，研究合龍順序、臨時支座的設計和解除時機對保證橋梁成橋狀態和施工安全具有重要意義[7-8]。

關于連續梁合龍順序問題，以往的研究成果較多，且比較全面。在只計入自重和收縮徐變的情況下，先進行靜定合龍再進行超靜定合龍的方式，施工難度低，且后期徐變引起的豎向變形較小，容易控制[9-11]。本橋設計借鑒以往研究成果，最終采用先合龍第1孔和10孔，次合龍第3，5，6，8孔，再合龍第4孔和7孔，最后合龍第2孔和9孔的體系轉換順序，保證了成橋應力和線形滿足設計要求。

本文重點對墩頂臨時支座的設計和解除時機進行研究。

4.1 臨時支座設計要點

預應力混凝土連續梁橋臨時支座既要能在永久支座不受力的情況下支撐梁體壓力及施工中的不平衡彎矩，又要能在恒載產生的較大壓力作用下易拆除[12]。墩梁固結通常做法是在臨時支座上下方加設5 cm厚電熱絲硫磺砂漿夾層用于臨時支座拆除時通電熔斷。根據以往實施情況，硫磺砂漿與墩身、梁體連接，墩身和梁體與硫磺砂漿形成導熱體，散熱量極大，電熱絲加熱很難達到硫磺砂漿熔斷程度，臨時支座依然需要機械鑿除。本橋直接采用鋼筋混凝土結構將橋墩和梁部剛性連接方案。

臨時支座采用C50混凝土，錨固鋼筋采用φ32 mm、標準強度930 MPa的精軋螺紋鋼筋。20～28號橋墩頂上設4個臨時支座，臨時支座中心距離橋墩中心線的距離：橫橋向為162.5 cm，順橋向為122.5 cm。臨時支座反力示意見圖2。

圖2 臨時支座反力示意(單位：cm)

4.1.1 一般狀態

最大懸臂狀態不平衡彎矩計算荷載工況如下。

(1)T構兩側混凝土考慮5%不平衡重(一側1.05)。

(2)兩側掛籃不平衡重，一側為1.2倍，另一側為0.8倍(動力)。

(3)混凝土不平衡澆筑按200 kN計算。

(4)橫向風繞過箱梁時產生的豎向基本風壓取0.75P0，考慮風壓高度及體系系數后P0取600 Pa。

組合Ⅰ：(1)+(2)+(3)；組合Ⅱ：(1)+(2)+(4)

該工況下，混凝土和鋼筋應力按照施工階段材料的容許應力控制。

4.1.2 極限狀態

文獻[13]分析了某高速公路連續梁橋懸臂澆筑施工中的傾覆情況，國內也出現過類似事故。鑒于臨時支座失效造成的經濟損失和社會影響往往較大，建議在臨時支座設計中除滿足一般狀態檢算安全的前提下，對可能出現的極限狀態也予以適當考慮。

建議考慮的極限工況為：T構兩側混凝土考慮5%不平衡重(一側1.05)+一側掛籃和正在澆筑的混凝土梁段同時墜落。由于該工況出現概率極低，設計時混凝土和鋼筋的應力可按材料極限應力進行控制。

本橋根據一般狀態和極限狀態的計算結果，每個臨時支座設置39根φ32 mm精軋螺紋鋼筋，錨固長度≮250 cm。橋墩頂面及臨時支座頂面涂抹隔離劑(或采用油氈布或其他隔離材料)以便隔離，臨時支座與支承墊石的接觸面也必須物理隔離。

4.2 臨時支座解除時機

臨時支座隨著橋梁合龍逐步解除，以往同類橋梁的設計文件中對拆除時機的描述大都比較模糊，但該部分的設計對橋梁施工安全和合龍后的線形至關重要。合龍施工過程中，若臨時支座拆除過早，依靠勁性骨架和頂底板臨時束形成的鎖定結構剛度偏弱，施工有一定的風險，體系轉換的過早完成易影響成橋線形；臨時支座拆除過晚，合龍束張拉過多再加上環境溫度的影響，易造成臨時支座開裂。所以既要保證臨時支座解除后結構安全，也要保證成橋線形是臨時支座解除時機的原則。

本橋主橋(50+8×100+50) m設計中，對臨時支座的解除時機給出了明確的時間和步驟。跨中合龍束橫斷面布置見圖3。

圖3 跨中合龍束橫斷面布置(單位：cm)

本橋設計中對臨時支座解除時機進行了明確的規定，步驟如下。

(1)安裝合龍段臨時鋼支撐，在一天中溫度適中時完成焊接鎖定，張拉2束頂板合龍束(ZC)、2束底板合龍束D9(長束)，每束張拉力≯500 kN，完成合龍口的臨時鎖定。

(2)合龍段混凝土選擇在一天氣溫最低時間進行快速、連續澆筑，邊澆筑邊調整合龍段兩側水箱配重。

(3)待合龍段混凝土強度和彈性模量達到100%且齡期不少于10 d后，張拉剩余頂板束(2束ZC)及2束底板合龍束D7(長束)至設計張拉力；張拉先前張拉的頂板束(ZC)和底板束(D9)至設計張拉值，張拉過程中注意觀察合龍跨兩側的臨時支座，保證臨時支座不被拉裂。

(4)在底板合龍束4束、頂板合龍束4束張拉完成后解除合龍口一側的臨時支座。

通過本橋的合龍施工和成橋線形表明：臨時支座解除時間不宜過早，設計文件應對其解除時機予以詳細說明，以保證施工安全和成橋線形與設計相符。

5 抗震設計方法比選

長聯大跨連續梁橋由于其聯長較長，帶來的結果就是梁部質量較大，地震效應明顯[14]。本橋為跨越渭河河槽而設，承擔著較大的交通客流。同時，渭河常年流水，橋梁出現震害后修復難度極大。鑒于本橋的特殊性和重要性，結合GB50111—2006《鐵路工程抗震設計規范》(2009年版)和GB50909—2014《城市軌道交通結構抗震設計規范》相關要求，本橋除滿足常規抗震要求外，也要保證主體結構在罕遇地震效應下基本處于彈性狀態。

針對罕遇地震下的長聯大跨橋梁的抗震設計，文獻[15]對超長聯大跨連續梁減隔震開展分析研究；文獻[16]對摩擦擺式減隔震支座、減震型盆式橡膠支座和黏滯阻尼器3種減隔震裝置，分別對橋梁的減隔震設計進行了研究；文獻[17]對設摩擦擺支座和減震球型支座2種隔震體系，得出結論隔震體系與抗震體系相比受力更為合理；文獻[18]研究采用摩擦擺減隔震支座和黏滯阻尼器相結合的減隔震措施，分析了城際鐵路大跨度連續梁橋在高烈度區的減隔震性能；上述文獻均從大跨連續梁減隔震設計方面進行了研究，未對抗震設計方法進行比選。

本文依托渭河特大橋主橋開展了基于強度、速度鎖定器、摩擦擺支座+黏滯阻尼器共3種抗震設計方法的比選工作，以尋求適合本橋的最佳抗震設計方法。

5.1 基于強度的抗震設計方法

基于強度的抗震設計方法要求地震效應由固定墩承受。

本橋在設計地震效應下內力計算結果見表2。

表2 基于強度理論設計地震效應內力計算結果

固定墩在設計地震效應下支座剪力為49 595 kN。根據GB50111—2006《鐵路工程抗震設計規范》(2009年版)規定，設計地震效應下需檢算支座的連接強度；延性設計的橋墩，支座應按罕遇地震進行驗算。連續梁主墩支座噸位25 000 kN，要求支座縱向抗剪能力不低于24 800 kN，支座設計無法實現。同時，大跨長聯連續梁地震效應由固定主墩單獨承受，活動主墩不參與地震效應的分擔，設計不合理，不推薦該設計方案。

5.2 采用速度鎖定器抗震設計

筆者研究在固定墩兩側的活動主墩上施加速度鎖定裝置(LUD)的抗震設計方法。設計地震效應內力計算結果見表3。

表3表明：設計地震效應下，墩頂最大剪力為27 738 kN，固定支座剪力過大；同時，速度鎖定裝置縱向力為18 994 kN，過大，生產及安裝都極其困難。通過設置鎖定裝置，使活動支座在地震作用下發揮固定支座作用，共同承受地震力的方式使得全橋縱向剛度增大，縱向地震力效應增大，分配到固定墩和鎖定墩上的地震效應雖然較為平均，但鎖定裝置和支座的設計困難，且需要對橋墩進行延性設計，考慮到河槽內震后修復困難，不推薦該設計方案。

表3 速度鎖定器方案設計地震效應內力結果

5.3 摩擦擺支座+黏滯阻尼器組合抗震設計

該方法利用摩擦擺支座延長結構周期，避開罕遇地震效應密集區；利用墩梁間黏滯阻尼器控制墩梁的相對位移。摩擦擺支座隔震和黏滯阻尼器減震，使墩梁相對位移在罕遇地震效應下控制在設計可接受之內，滿足結構設計要求。

為同時控制罕遇地震效應下橋梁縱橫向的墩梁相對位移，阻尼器在水平面上與縱橋向成45°布置，阻尼器平面示意見圖4。

圖4 阻尼器平面示意(單位：cm)

縱向罕遇地震作用下，主墩墩身計算結構見表4，墩梁相對位移結果見圖5。

圖5 縱向罕遇地震墩梁相對位移結果

表4和圖5表明：采用摩擦擺減隔震支座+黏滯阻尼器的減隔震措施，摩擦擺支座隔振效果明顯，黏滯阻尼器對減小墩梁相對位移效果顯著，橋墩設計比較合理。罕遇地震作用下，橋墩和梁部的相對位移在30 cm左右，對支座位移和黏滯阻尼器行程的選擇較為有利。

表4 縱向罕遇地震主墩墩身計算結果

5.4 本橋采用的抗震設計方法

考慮到兩聯連續梁橋址處地震烈度高，連續梁聯長、橋墩矮、跨度大和震后修復施工難度，經過計算比較，設計采用摩擦擺減隔震支座+阻尼器的組合抗震設計。橋墩、樁基在罕遇地震效應下處于彈性狀態，大大減小了震后橋梁結構修復難度，技術效益和經濟效益顯著。

6 大梁縫軌道解決方案

橋梁減隔震設計越來越多被應用在各項目建設中，帶來的必然結果就是大梁縫的增多。大梁縫位置軌道解決方案也就成為需要重點考慮的方面。

6.1 大梁縫設置情況

如圖1所示，(50+8×100+50) m連續梁小里程側接1聯(4×50) m連續梁，大里程側接1聯(60+111+94+100+60) m連續梁。(60+111+94+100+60) m連續梁后三跨位于R=800 m曲線上，無法設置軌道溫度調節器，所以固定墩設置在第二個主墩上以保證溫度聯長不超過160 m。這樣兩聯連續梁的連接橋墩位置溫度聯長達到(450+60+111+94) m=715 m。小里程側接4×50 m連續梁溫度聯長達到550 m。

為保證相鄰連續梁橋在罕遇地震效應下梁體不發生碰撞，(50+8×100+50) m連續梁接4×50 m連續梁側梁縫按40 cm設置；(50+8×100+50) m連續梁接(60+111+94+100+60) m連續梁側梁縫按60 cm設置。

6.2 軌道解決方案

(1)梁縫(400±170) mm軌道解決方案

道床懸出梁端需根據無砟軌道施工時機確定橋梁剩余的收縮、徐變位移量，進而確定懸出量。必須保證溫度升高時，伸縮縫不頂嚴(瞎縫)；溫度下降時，軌枕間距滿足設計要求，適用于支承間距超限較小的情況，哈大、武廣高鐵均有應用[18-20]。

梁縫(400±170) mm處采用短枕式道床結構，道床懸出橋梁85 mm，保證夏季環境氣溫最高時，道床不被頂死。

(2)梁縫(600±230) mm軌道解決方案

梁縫(600±230) mm處采用兩根鋼縱梁結構抬枕裝置。伸縮量為(600+300) mm(設備設計最大伸開量)工況200萬次疲勞試驗，伸縮量為(600+230) mm(設計最大梁縫值)工況300萬次疲勞試驗后，抬枕裝置伸縮正常，所有部件均未斷裂且表面均未產生裂紋，各部件應力測試結果均小于材料的屈服強度，各部件動態變形指標均滿足安全性要求。

7 結語

長聯大跨連續梁橋的臨時支座解除時機、抗震設計方法的選擇和大梁縫軌道解決方案對成橋性能至關重要。本文依托西安機場城際鐵路渭河特大橋的設計，通過分析研究，順利解決了上述難題，結論如下。

(1)臨時支座的設計及其解除時機對保證施工安全和成橋線形至關重要。

(2)合適的抗震設計方法對解決高烈度地震區長聯大跨連續梁橋設計起到決定性的作用。

(3)采用科學、合理的軌道方案能順利解決大跨連續梁帶來的大梁縫難題。

西安機場城際鐵路是陜西省首條城際鐵路，也是國內第一條全線橋梁均采用減隔震設計的城際鐵路，本橋的順利建成為城際鐵路中長聯大跨連續梁橋的建設積累了一定的設計和施工經驗。