(50+85+50) m跨铁路连续梁不对称转体设计研究

井江永

(中铁第一勘察设计院集团有限公司,西安 710043)

1 工程概况

桥址位于陕西省韩城市渚北村，国道108线在此处采用一联(50+85+50) m预应力混凝土变截面连续箱梁桥上跨黄韩侯铁路及侯西铁路[1-2]，桥梁长度190.9 m，桥面全宽27 m，双幅设置。黄韩侯铁路和侯西铁路均为单线、电气化铁路，上跨处两线线间距为18.2 m，桥梁中心线与铁路线路夹角为52°；为保证桥梁施工过程中既有线运营安全，桥梁采用转体施工[3]。桥下净空设计为9.8 m，满足电力牵引区段双层集装箱桥梁建筑限界的要求，并考虑转体过程中相关设备绝缘要求。本桥为双幅桥在同一桥墩上转体，为使两幅桥合龙段位置均置于铁路建筑限界以外，转体T构为纵、横不对称结构；球铰采用RPC球铰，最大转体吨位达130MN，在我国目前在建或已建成的转体连续梁桥中较为罕见[4]。

桥址处地层岩性主要由第四系全新统杂填土、冲洪积细砂、上更新统细砂、卵石；太古界全风化花岗片麻岩组成。地震动峰值加速度为0.161g，相当于地震烈度7度，动反应谱特征周期为0.46 s。桥址平面示意见图1。

图1 桥址平面示意

2 桥式方案、桥梁孔跨比选

2.1 桥式方案比选

本桥桥式方案先后研究了预应力混凝土连续梁、连续钢箱梁、大跨简支梁、T构连续梁等桥式方案，从经济、适用、施工方法、施工过程中对既有线干扰以及后期养护维修等方面进行综合比选，并征得铁路运营部门同意，最终采用混凝土连续梁方案，转体施工。桥式方案比选见表1。

表1 桥式方案比选

2.2 桥梁孔跨比选

影响本桥孔跨布置的主要控制因素如下。

(1)桥梁大里程侧与主桥(245+565+245) m双塔双索面斜拉桥相接，13号过渡墩位置已确定。

(2)14号主墩大里程侧为一涵洞出口，该处路基填土高约7 m，为减少桥墩基础施工时及成桥后对既有涵洞的结构及功能产生影响，14号主墩承台切角后距涵洞八字翼墙端墙需满足不小于2.5 m的净距。

(3)15号墩位于侯西铁路路基坡脚以外，此处路基填方小于1 m，为保证桥墩及基础施工不对既有线产生影响，15号墩承台切角后，承台边缘距铁路建筑限界净距不小于6 m。

(4)连续梁梁底需高于接触网顶面，同时满足铁路建筑限界及绝缘距离要求，桥梁净空需大于9.5 m[5]，梁高受限，进而影响主跨跨度。

综合考虑以上控制因素，本桥孔跨最终采用(50+85+50) m预应力混凝土连续梁结构。桥型布置见图2。

3 主梁梁部设计

3.1 主梁构造

桥面全宽27.0 m，按两幅桥设计，每幅桥梁部采用单箱单室、变高度、直腹板、箱形截面[6-7]；支点梁高5.3 m，跨中及边墩墩顶现浇段梁高2.5 m，梁底曲线为二次抛物线，边支座中心线至梁端0.8 m。箱梁顶宽13.49 m，箱梁底宽7.49 m，悬臂长1.5 m；腹板厚40～115 cm；底板厚30～120 cm；顶板厚35 cm；顶板设150 cm×30 cm的倒角，底板设60 cm×30 cm的倒角，梁部断面见图3。

图2 主桥立面布置(单位：cm)

图3 梁部断面(单位：cm)

为了保证合龙段位于铁路建筑限界以外，且最大悬灌段长度受铁路信号塔控制，本桥转体时转体T构为纵、横不对称结构，其中A幅桥小里程侧为(47.9+53.5) m转体T构[8]，A幅桥大里程侧为(28.5+33.9) m转体T构；B幅桥小里程侧为(47.9+42.5) m转体T构，B幅桥大里程侧为(39.5+32.9) m转体T构。同时，为避免转体过程中两幅梁体产生相互干扰，中跨合龙段长度按3 m设计，均位于梁体变截面位置，以避开铁路建筑限界。主梁平面布置见图4。

图4 主梁平面布置(单位：cm)

箱梁采用三向全预应力体系。纵向预应力采用15φs15.2 mm～23φs15.2 mm高强度低松弛钢绞线，抗拉强度标准值fpk=1 860 MPa，双端张拉，管道形成采用镀锌金属波纹管成孔；横向预应力采用3φs15.2 mm及5φs15.2 mm钢绞线，抗拉强度标准值fpk=1 860 MPa，采用扁金属波纹管成孔；竖向预应力采用φ32 mm精轧螺纹钢筋，抗拉强度标准值fpk=628 MPa，配用JLM-32精轧螺纹锚，铁皮管成孔，采用二次拧紧措施，以保证预应力效果。

3.2 计算参数及荷载

(1)主梁自重：采用C55混凝土，容重26.5 kN/m3。

(2)恒载：包括结构及附属设备自重、预加力、混凝土收缩徐变影响力、基础变位影响力等；其中桥面附属设施二期恒载集度为80 kN/m。

(3)活载：每幅桥按3车道公路一级活载，活载多车道折减系数0.78，汽车荷载冲击系数1.1。

(4)温度力：桥梁合龙温度按10～15 ℃考虑，结构整体升温按20 ℃考虑，降温按25 ℃，混凝土线膨胀系数为1×10-5，日照温差按顶板升温15.2 ℃计算。以上温度模式按实际最不利情况合计。

(5)基础不均匀沉降：本桥桩底置于卵石土层中，相邻两桥墩基础不均匀沉降值取1 cm。

(6)预应力钢筋：本桥为公路桥，纵、横向钢束管道摩阻系数μ=0.23，管道偏差系数k=0.001 5，张拉端锚具回缩6 mm，松弛损失、收缩徐变及其他各项损失均按《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62—2004)计算。锚下控制应力取1 395 MPa。

(7)施工临时荷载：每套挂篮(含施工机具、人员等)按800 kN计算。

3.3 静力计算结果

梁部计算采用西南交大编制的《桥梁结构分析系统》(BSAS)程序对箱梁进行各施工阶段和运营阶段的纵向平面静力分析计算。主要对各截面强度、抗裂性、应力、变形、自振特性等内容进行检算。根据计算结果，在荷载短期效应组合作用下并考虑荷载长期效应的影响，梁体竖向挠度为7.8 cm，满足规范不大于L/600的要求(L为计算跨度)；箱梁主要计算结果均满足规范要求，主要计算结果见表2～表7。

表2 短期效应组合下正截面抗裂验算 MPa

表3 短期效应组合下斜截面抗裂验算 MPa

表4 长期效应组合下最小正应力验算 MPa

表5 效应标准值组合下最大正应力验算 MPa

表6 效应标准值组合下最大主应力验算 MPa

表7 效应标准值组合下钢束最大应力比验算

4 转体设计

4.1 转体系统

本桥采用转体施工，梁部按两幅桥设计，桥墩采用矩形桥墩，基础采用承台桩基础，桥墩及承台基础不分开，整体旋转52°[9-10]。承台总厚度为6.5 m，其中上承台厚2.5 m，下承台厚3 m，中间后封混凝土厚度为1.0 m。转体系统如图5、图6所示。

图5 转体系统立面(单位：cm)

图6 转体系统平面(单位：cm)

4.2 球铰

转体球铰采用RPC球铰，由于转体时结构自重较大，14号墩上承台底重力达110 MN，15号墩上承台底重力达85 MN，另考虑风荷载及施工误差等因素影响，故球铰吨位应有一定的安全储备。因此，14号墩最终采用吨位为130 MN的RPC球铰；15号墩最终采用吨位为100 MN的RPC球铰[11]。

4.3 撑脚及助推反力支座

为了增强转体过程中结构的稳定性，防止结构发生较大倾斜，保证转体安全，在下转盘上表面沿滑道两侧各设置了8个助推反力支座，助推反力支座沿圆周方向夹角为24°，径向厚度为10 cm；同时在上转盘下表面沿圆周均匀设置了8个双φ63 cm RPC撑脚。撑脚内浇筑C120级活性粉末混凝土。为减小撑脚与环形滑道的摩擦，撑脚底面焊接20 mm厚的不锈钢板。

4.4 滑道

为了减小撑脚与下转盘的接触摩擦，撑脚支承面置于同一水平面内，从而使转体发生轻微倾斜时，仍能平稳运行[12]。在下转盘顶面设置外径4.9 m，宽1.1 m的环形滑道，滑道由表层5 mm厚的四氟滑板及下层3 mm厚的不锈钢板组成，滑道钢板镶嵌于磨光的环形滑道槽内。滑道槽在混凝土终凝前应反复打磨，磨光平整度及高程误差控制在1.0 mm以内。

4.5 纵横向配重

由于A、B幅箱梁T构均为不对称结构，且球铰未设置纵横向偏心，为防止不平衡重力对球铰产生影响，悬臂梁段施工时应进行纵向平衡配重；同时，同一桥墩上A、B幅梁部T构悬臂长度亦不对称，因此，转体前，还需进行横向平衡配重，以保证转体时纵横向平衡。另外，由于球铰四周设有撑脚，故不再需要临时支撑结构。

5 移动防护吊架设计

为最大限度地减少中跨合龙段施工对既有铁路运营的影响，中跨合龙段施工时采用移动防护吊架进行防护[13-15]，移动防护吊架主要构造见图7。

图7 移动防护吊架构造(单位：mm)

合龙段主要施工步骤为：结构旋转前，先将移动防护吊架安装于铁路建筑限界以外，结构旋转到位后，将防护吊架沿纵向行走轨道滑动至B幅桥跨中合龙段位置，施工B幅桥跨中合龙段；B幅桥跨中合龙段施工完成后，防护吊架沿纵向行走轨道滑动至A幅桥跨中合龙段位置，施工A幅桥跨中合龙段；A幅桥跨中合龙段施工完成后，防护吊架沿纵向行走轨道退回至铁路建筑限界以外。

6 结语

(1)由于本桥桥式方案、孔跨布置受控因素较多，最终采用预应力混凝土连续梁结构，满足桥梁使用功能；采用转体施工方法，施工速度快，对既有线影响小。

(2)本桥为双幅桥在同一墩上转体，转体吨位大，球铰采用大吨位RPC球铰，并通过调整每幅桥中跨合龙段位置，采用纵横不对称转体T构进行转体，使每幅桥中跨合龙段置于铁路建筑限界以外，减少桥梁施工过程对既有线运营的干扰。

(3)本桥中跨合龙段施工时，设计采用移动防护吊架对既有线进行防护，最大限度地减少了中跨合龙段施工对既有线运营的影响。