全膠拼高速鐵路3×56 m連續梁施工控制技術

王勝杰

中國鐵路設計集團有限公司土建院，天津 300308

20 世紀60年代建成于法國巴黎塞納河上的Choisy-Le-Roi橋首次采用了長線法預制節段澆筑施工工藝［1］，之后預制拼裝技術在美國得到了快速發展。我國在20 世紀60年代也已開始應用節段預制拼裝技術，但受工程技術條件的限制未得到廣泛應用。近年來，在我國基礎工程建設高速度、高質量發展需求日益增加的背景下，節段預制膠拼技術展現出了諸多優勢，如梁部結構的預制不受橋墩施工進度的影響，節段拼裝施工速度快，工廠化節段預制質量好，經過較長時間的養護后具有拼裝橋梁收縮徐變小、預應力損失小等優點［2］。在國內鐵路領域，該技術已有較多應用，例如黃韓候鐵路芝水溝大橋、京唐鐵路潮白河大橋等。考慮調整線形、防止施工誤差等因素，多數預制拼裝橋梁均設有濕接段。關于無濕接段的長線法全膠拼梁開展的研究較少。本文對新建鄭濟鐵路中的一座全膠拼梁開展施工控制技術研究，通過研究橋梁施工過程、線形計算原理及線形的參數敏感性，從而指導橋梁的施工監控。

1 工程概況

新建鄭濟鐵路（山東段）長清黃河特大橋181#墩（改DK38+497.87）—247#墩（改DK42+193.87）的3×56 m 雙線預應力混凝梁為全膠拼連續梁，設計速度為350 km/h，采用新型節段預制膠拼法施工，整梁不設濕接段。全橋總計22 聯3×56 m 膠拼連續梁，梁體全部位于2.0‰縱坡上，其中18 聯位于半徑為5 500 m 的圓曲線上，3 聯位于緩和曲線上，1 聯位于緩和曲線及直線上。每聯梁體全長167.85 m，共37 片節段，節段預制數量總計為814片。本項工程為目前國內預制長度最長，且采用了新型全梁膠拼技術的鐵路預制膠拼連續梁。

預制工藝采用長短線結合法，在短線臺座上將0 號、12 號節段預制完成后吊運至長線法臺座上作為端模，其余節段使用定型液壓鋼模板施工。主梁立面布置見圖1。一般預制節段長4.5、4.8 m，0號塊、梁端節段為減輕吊重，分別長3.5、3.8 m。其中0號節段質量為197.82 t，其余節段最大質量為178.79 t。接縫面剪力鍵布置：接縫面剪力鍵采用密鍵布置形式，剪力鍵采用梯形。腹板剪力鍵高5 cm，頂寬5、10 cm，根部寬15、20 cm；頂底板剪力鍵高5 cm，頂寬5、10、20 cm，根部寬15、20、30 cm。

圖1 主梁立面布置（單位：cm）

2 節段拼裝施工與控制

2.1 節段拼裝施工方案

將全橋分為3 個整段拼裝并張拉相應鋼束，且全橋不設濕接段，施工效率提升明顯。整體施工步驟（圖2）為先拼裝12A—3B 節段，再拼裝4B—3C 節段，最后拼裝4C—12C 節段。腹板及頂底板鋼束立面布置見圖3。

圖2 施工步驟

圖3 腹板及頂底板鋼束立面布置

1）全橋節段在梁廠采用長線法預制并養護，造橋機拼裝架設就位，2#墩上0A 號塊吊裝到位，調整線形，安裝2#墩頂支座并設置墩梁臨時支撐，保持結構穩定。先懸掛第一孔12A—3B節段，再依次膠拼所有節段。

2）同時張拉B0-1、T4 鋼束，再依次張拉F1、F2、B2鋼束，拆除4A—7A 節段吊桿。依次張拉B1、T3 鋼束，然后拆除3A—3B 節段吊桿。依次張拉B4、B5 鋼束，拆除剩余節段吊桿。依次張拉T2、B3 鋼束，拆除臨時預應力鋼筋，第一整段拼裝完成。

3）吊裝3#墩頂0B塊，將其放置在墩頂的臨時支承上，造橋機過孔，先懸掛第二孔4B—3C 節段，再依次膠拼所有節段，安裝3#墩支座。

4）張拉T6、B0-2 鋼束，依次張拉 D3、T3′鋼束，隨后拆除3C節段吊桿。依次張拉D2、T1鋼束，拆除剩余節段吊桿，拆除臨時預應力鋼筋。

5）吊裝前墩12C 塊，臨時放在墩頂多向調節支架上，先懸掛第三孔4C—12C 節段，再依次膠拼所有節段，安裝4#墩支座。

6）張拉T4′鋼束；依次張拉F1、F2、B2、T2、T1′、T5、T5-1、T7、F3、F4 鋼束，隨后拆除節段吊桿；依次張拉B1、B4、B5、B3 鋼束，拆除臨時預應力鋼筋。造橋機過孔，繼續拼裝相鄰連續梁。

2.2 節段拼裝施工控制

施工過程中應控制膠縫預存應力滿足設計要求以保證膠接質量。本橋無濕接段調整，因此預制線形姿態和安裝線形姿態應嚴格控制，以滿足設計成橋要求［3］。因此，需要控制以下幾個要素：

1）因架橋機剛度并非無限大，拼裝時應先懸掛所有節段，使架橋機產生的變形穩定后（實測架橋機在懸掛第一段梁所有節段時產生7.2 mm 變形），依次膠拼所有節段，保證張拉永久鋼束前整孔膠拼節段僅有臨時鋼筋傳遞的軸力，處于近似無應力狀態。若逐節段吊裝并膠拼，會因架橋機的變形破壞已膠拼節段的無應力狀態，影響拼裝線形和膠結縫的預存壓應力。

2）膠拼過程中，節段先在天車吊掛狀態下進行抹膠、拼裝，并張拉臨時固定鋼束，再轉換到架橋機吊桿上。轉換過程應確保節段重量完全由吊桿承擔，防止節段重量通過剪力鍵傳遞給已拼裝節段，降低已拼裝節段膠結縫的預存應力而影響線形。若控制不當，已拼裝膠結縫尤其懸臂根部會存在開裂風險。

3）全膠拼梁拼裝時線形的可調整度非常小，因此在預制時線形已基本確定［4-5］。本橋共分3 個整段吊裝膠拼。第一段拼裝后在自重、預應力、吊桿力解除等作用下線形會發生變化，導致第一段的懸臂節段3B發生轉角和位移。第二段在拼裝時，只能按照與3B節段預制時的線形進行拼裝，因此3B節段的轉角和位移將影響第二段的拼裝線形，即第二段拼裝線形與預制線形并不相同，同樣第三段的預制線形與安裝線形也不同。設計圖僅給出了預制線形，而現場實施時依然有各種原因導致的拼裝誤差，且膠拼梁會產生誤差累積現象。因此，線形控制中應計算安裝線形，用于確定節段的安裝高程和線形調整。建議在設計階段計算安裝線形，并在施工圖中給出該線形。

3 預制及安裝線形計算

傳統的預應力混凝土懸臂澆筑施工連續梁的線形計算一般采用零位移分析法，即單元懸臂端激活時不受已激活單元的影響，其初始位移都設置為0 的線形計算方法，計算至成橋后得到每個節點施工過程的疊加位移，將其反號可作為該節點的計算預拱度［6］。該方法同樣適用于節段預制膠拼梁的安裝線形控制，但預制時需要按照切線位移法得到預制線形。切線法原理為新單元激活時沿相接單元的切向生成，其初始位置由相接單元的位置和角度決定。本文采用有限元計算結合幾何分析的方法研究預制線形與安裝線形的關系。

3.1 建立有限元模型

采用MIDAS/Civil建立有限元模型，利用正裝計算模擬施工過程，模型包括主梁、架橋機和吊桿三大部分，主梁和架橋機采用梁單元模擬，吊桿采用桁架單元模擬，架橋機鋼材及主梁混凝土材料參數均按照鐵路規范［7］取值。

模擬先懸掛節段后膠拼過程時，先施加等效荷載給架橋機使其變形，再激活有相等初張力的吊桿和拼裝節段。支座及架橋機支腿采用節點約束模擬。

3.2 計算結果分析

為了研究預制節段與拼裝預拱度的問題，利用程序模擬新拼節段單元，按照切線位移法和零位移法分別激活成橋線形，并將其反號得到預拱度見圖4。可知，兩種方法在第一段得到的預拱度完全一致，在第二段和第三段得到的線形則不同。這是因為采用切線位移法計算時，第二段和第三段在節段激活時與前一節段連接的端面有不為0 的初始位移δi(i= 17、29)和轉角θi(節點編號i= 17、29)，新激活節段將沿其切線方向產生初始位移，但第一節段激活時則無此影響，因此與零位移法計算的結果完全一致。

圖4 預拱度對比

為了驗證切線位移法計算的預制線形在安裝階段可以轉換為零位移法計算得到的安裝線形，利用MIDAS/Civil的預拱度功能設置安裝預拱度，使膠拼梁按照安裝線形進行施工過程計算，得到3C節段懸空端29 號節點對應截面從第二段剛拼裝時的無應力狀態到第三段即將拼裝時有應力狀態的位移變化量Δδ29和轉角量Δθ29，見表1。

表1 第二段梁端拼裝線形變化

設第三節段各截面的預制預拱度線形為δyi(i=29、30、…、38)，第三節段各截面的安裝預拱度線形為δai(i= 29、30、…、38)，則由幾何關系可以得到

式中：ΔLi(i= 29、30、…、38)為第三節段截面距29 號節點對應截面的水平距離。

利用式（1）推算第三節段的安裝預拱度Δai，計算結果見表2。其中，計算安裝預拱度?ai指采用零位移法計算得到的第三節段安裝預拱度；Δyi為預制預拱度。可知：Δai與?ai完全一致，說明切線位移法得到的預制線形在與前一段已安裝單元順接時，可轉化為零位移法計算得到的安裝線形。

表2 第三段安裝線形對比

4 參數敏感性分析

對結構進行參數敏感性分析是施工監控的重要組成部分，可以快速分析實測線形與理論線形產生誤差的原因［8］。本橋為全膠拼連續梁，即合龍時無濕接段“將就”線形，合龍線形偏差基本無法糾正。因此，預制線形需要有更高的精度要求，對全膠拼連續梁進行參數敏感性研究十分必要。本文主要對節段重量、彈性模量、摩阻系數及施工階段溫度對線形的敏感性進行分析，分析其中一方面因素影響時，其他參數采用規范規定的設計值。

1）節段重量：按照工程實驗室實測混凝土重度，并考慮鋼筋、齒塊、鋼絞線重量得到節段實際重量，據此計算預制線形。

2）彈性模量：已建許多橋梁上實測混凝土彈性模量往往比規范建議值高［9］，按照工程實驗室實測混凝土28 d 彈性模量計算預制線形。實測彈性模量在36.9 ～ 38.6 GPa。

3）摩阻系數：施工現場通過摩阻試驗實測了長清黃河特大橋219 墩和220 墩之間的預制膠拼連續梁F1、F2 及 B2 鋼束 3 根管道，得到局部偏差影響系數k=0.001 55，摩擦因數μ=0.165 07，即偏差影響系數比設計值0.001 5大3.3%，摩阻系數比設計值0.17小2.9%，實測值與原設計值誤差在5%以內，滿足規范和設計文件的要求。通過錨口及喇叭口摩阻試驗數據分析得到17束、19束、22束和25束預應力鋼絞線管道對應的錨口及喇叭口摩阻平均損失率分別為5.77%、5.76%、5.81%和5.84%，滿足設計要求。按照實測摩阻系數修正膠拼梁模型，計算預制線形。

4）施工階段溫度：依據設計文件，施合龍溫度按照5～15 ℃考慮，整體溫度按均勻升溫25 ℃、降溫25 ℃計算；非線性溫度設計按照拼裝過程橋面非線性升溫7℃、降溫3.5 ℃，停梁階段橋面非線性升溫10 ℃、降溫5 ℃計算。溫度敏感性分析按照最大值計算，并考慮升降溫有相似且相反的影響。因此，整體溫度按均勻升溫25 ℃，橋面非線性升溫按10 ℃計算。

預拱度和溫度敏感性分析見圖5。可知：①節段重量修正對預制線形影響明顯，預制線形影響量達到了12.2 mm，因此預制線形計算模型應精確修正節段重量。為了避免線形受節段重量的影響，在膠拼梁節段拼裝施工過程中應避免在橋上堆積多余荷載影響節段重量。②彈性模量修正對預制線形基本無影響，摩阻系數則有一定影響，影響位移量為4.1 mm。考慮僅有3 根管道進行了摩阻試驗，摩阻系數相對設計值的變化具有隨機性，因此監控線形計算中可不計入摩擦因數及偏差系數的影響。③整體升溫25 ℃對結構豎向線形基本無影響；橋面板非線性升溫10 ℃則使結構發生了顯著的線形偏差，導致位置和轉角發生變化。在即將拼第二段時，若第一段橋面板發生10 ℃非線性溫度，則懸臂端發生6.54 mm 下撓和0.498‰rad轉角。按式（1）計算，繼續拼裝第二段至3#墩時將發生25.51 mm 下撓錯位，使之不能準確就位于墩頂支座。在即將拼第三段時，若第一、二段橋面板發生10℃非線性溫度，則懸臂端發生4.09 mm 下撓和0.346‰rad轉角。按式（1）計算，繼續拼裝第二段至3#墩時將發生17.85 mm 下撓錯位，同樣不能準確就位于墩頂支座。因此，應避免在暴曬天氣或極寒天氣進行節段拼裝施工，如施工則用白色土工布覆蓋。夏季應澆水降溫，冬季要保溫，并在施工前復測已拼裝橋面線形，避免橋面非線性溫差對待拼裝節段的影響。

圖5 預拱度和溫度敏感性分析

5 結論

1）因架橋機剛度并非無限大，拼裝時應先懸掛所有節段，待架橋機產生的變形穩定后，再依次膠拼所有節段，保證張拉永久鋼束前整孔膠拼節段僅有臨時鋼筋傳遞的軸力，處于近似無應力狀態；吊桿力轉換過程應確保節段自重完全由吊桿承擔，防止節段自重通過剪力鍵傳遞給已拼裝節段，降低已拼裝節段膠拼縫的預存應力影響線形。若控制不當，已拼裝膠結縫存在開裂風險。

2）膠拼梁預制線形與安裝線形不相同，預制線形在與前一段已安裝單元拼接時轉化為安裝線形，應按照切線位移法計算得到的線形用于節段預制，零位移法計算得到的線形用于確定節段的安裝高程和安裝過程中的線形調整。

3）彈性模量修正對預制線形基本無影響；摩阻系數和偏差系數有一定影響，考慮預應力管道偏差系數及摩阻系數相對設計值的變化具有隨機性，監控線形計算中可不計入摩阻系數及偏差系數的影響。節段重量修正影響明顯，因此對節段重量應精確計算并修正計算模型。同時，在膠拼梁節段拼裝施工過程中應避免在橋上堆積多余荷載。

4）整體升溫對結構豎向線形基本無影響；橋面板非線性升溫則使結構發生了顯著的線形偏差，包括位置和轉角變化，應避免在暴曬或極寒天氣進行節段拼裝施工。如果施工需要采取措施消除非線性溫差，并在施工前復測已拼裝橋面線形，避免橋面非線性溫差對待拼裝節段的影響。