高铁简支梁桥体外预应力加固及梁体上拱分析

俞文龙

（中铁十七局集团有限公司 山西太原 030006）

1 引言

目前我国高铁建设方兴未艾，建设体量非常巨大，同时随着一带一路倡议的提出，中国高铁开始着手走出去战略。所有的一切都要求中国高铁必须有一套完备先进的技术才能不断发展壮大，同时在日益竞争激烈的国际市场不断扩大自己的市场份额。

目前中国高铁的建造技术世界一流，车辆、通信等也是国际领先［1-2］，但作为高铁建设中的一个必不可少的技术补充——高铁桥梁维修加固，目前研究还非常少［3-4］。主要由于目前高铁建设还没有进入维修加固期，国内开通的第一条高铁线路京津城际高铁于2005开工建设、2008年建成通车，到目前也就运营了10年的时间［5］。但随着高铁建设体量的不断增加、运营时间的不断延长，高铁桥梁必然面临加固的问题，因此尽早开展相关研究十分必要［6-7］。

下面以本单位承建的国内首座高铁简支箱梁桥加固施工为背景，介绍高铁简支梁桥体外预应力加固技术，同时分析体外预应力加固导致的梁体上拱对于轨道平顺性的影响及相应的解决方案。

2 工程概况

厦深铁路北接福厦铁路并与龙漳线及既有鹰厦线相通，南连既有广深铁路和广深港客运专线，是杭甬深铁路的组成部分。设计最高运行速度250 km／h，设计荷载为ZK活载和中-活载；线路为双线，正线线间间距4.6 m；采用有砟轨道，Ⅲ型桥枕，重型轨道60 kg／m、100m定尺长U75V无螺栓孔新钢轨，无缝线路。

丹梓大道特大桥全长12 090.46 m，中心里程号DK464＋033.7 m，全桥364孔。其中第295孔上部结构采用现浇预应力混凝土简支箱梁，梁长48.4 m，单箱单室截面，梁宽12.2 m，截面中心线处高3.89 m，采用C50混凝土，满堂支架法施工；支座采用CKPZ-6000型盆式橡胶支座，横向间距5.4 m。下部结构采用矩形实体桥墩、钻孔灌注桩基础。

桥梁建成通车运营后，出现了一定的病害，根据丹梓大道特大桥某孔梁体检查结果，该跨梁体存在的主要病害为：箱梁底板外表面普遍存在横向开裂，裂缝最大宽度0.15 mm，大部分裂缝已延伸至两侧腹板，呈“U形”状；箱内底板由于表面存在浮浆，无法做详细检查，但箱内两侧腹板均存在斜向开裂现象，裂缝最大宽度0.24 mm，其中部分裂缝已封闭处理。

3 桥梁病害分析及加固方案

桥梁梁体跨中底板出现大量横向裂缝，箱内两侧腹板均存在斜向开裂现象，据此可推断梁体病害的主要原因为桥梁刚度损失过大，具体应为梁体预应力张拉不到位或后期预应力损失较大导致。

根据丹梓大道特大桥某孔梁静载试验，在最大级试验荷载作用下，跨中截面实测挠度平均值19.16mm，换算至ZK活载，跨中挠度值为25.21 mm。据此挠度数据通过模型反算梁体刚度，计算得出当梁体跨中现存平均预应力为680 MPa时，梁体跨中挠度25.23 mm，与荷载试验实测值相近。设计梁体跨中截面永存平均预应力大小为979 MPa，即现存预应力值约为原设计值的69.5%。

根据现场实际情况，初步提出体外预应力加固处理方案。在箱室内布置4对共8束体外预应力钢束，通过转向块转向，锚固于梁端横隔板外增设的锚固块处。预应力筋采用单根7～15.2 mm、1 860 MPa钢绞线，每根钢束设31根钢绞线，采用单丝环氧无粘结预应力钢绞线，预应力采用两端张拉，张拉控制应力1 209 MPa。同时设置1对备用体外索，根据施工或后续运营期间的结构实际状况确定是否进行穿索张拉。增设锚固块及端部转向块采用C50自密实混凝土，通过植筋与箱梁既有构造连接。转向器采用散束式；梁端横隔板处钻设D260 mm孔道供钢束锚固端通过。钢束锚固采用M15-31可调可换夹片式锚具，锚具外设防护罩，锚下埋置压力传感器，箱内索体设减振索夹，具体体外预应力布置如图1所示。

图1 加固方案体外预应力布置

4 加固方案验算

加固方案验算时，考虑到厦深铁路后期运营车辆调整，可能会运行货运列车，因此在加固效果计算分析时需考虑列车荷载状况的影响，拟分别采用ZK活载、ZKH活载和中-活载标准荷载三种荷载形式进行验算［8-9］，确保加固效果满足后期运营的要求。

同时考虑到梁体开裂病害可能并非由预应力张拉不够引起，防止增加体外预应力进行梁体加固后导致梁体压应力超标，因此需要对原设计状态下增加体外预应力进行验算。

4.1 加固后梁体抗裂性验算

计算结果显示，原预应力体系按现存预应力为原设计值的69.5%和100%分别计算，通过体外预应力体系加固后，不同移动荷载作用下，运营阶段主力组合梁体跨中截面最小抗裂安全系数分别为K＝1.43和1.83，大于抗裂安全系数控制指标［K］＝1.20［10］，满足规范要求，具体抗裂性验算结果见表1。

_表1_主力组合跨中截面抗裂性验算

4.2 加固后梁体正应力验算

原预应力体系按现存预应力为原设计值的69.5%和100%分别计算，通过体外预应力体系加固后，运营阶段不同移动荷载作用下，梁体截面正应力以跨中截面控制，主力组合跨中截面上、下缘应力见表2。

_表2_主力组合跨中截面正应力验算

现存69.5%预应力的情况下，上缘压应力分别为 -10.68 MPa、-11.77 MPa和 -11.40 MPa，均小于C50混凝土抗压强度设计值fc＝23.1 MPa；下缘压应力分别为-4.76 MPa、-3.15 MPa和-3.73 MPa，未出现拉应力，且压应力较小，未超过C50混凝土的抗压强度设计值，梁体上下缘应力水平均满足规范要求。

现存100%预应力的情况下，上缘压应力分别为 -10.06 MPa、-11.15 MPa和 -10.78 MPa，均小于C50混凝土抗压强度设计值fc＝23.1 MPa；下缘压应力分别为 -10.96 MPa、-9.35 MPa和-9.93 MPa，未出现拉应力，且压应力均小于C50混凝土抗压强度设计值，梁体上下缘应力水平均满足规范要求。

5 加固过程梁体上拱分析

5.1 梁体上拱实测与理论计算对比分析

体外预应力加固张拉过程中实测的梁体挠度曲线显示：在张拉完N2束时，梁体的刚度有一明显的突变，而后期张拉过程中，随着张拉力的增大，梁体上挠变形基本呈线性变化状态，说明张拉完N2后梁体的主要裂缝基本闭合，见表3。

如图2所示，对比梁体理论与实测的上挠情况可以看出：梁体的实测挠度较理论计算值偏大，这主要是由于理论计算时没有考虑梁体已有裂缝对梁体刚度削弱的影响。随着张拉的进行，后期张拉的理论上挠量与实测上挠量差距越来越小，说明在N2束张拉完成、主要裂缝闭合后，随着体外预应力的继续施加，梁体仍有一些小裂缝不断闭合，梁体刚度仍在增加。

图2 体外预应力张拉过程梁体上拱趋势

表3 梁体变形值对比 mm

5.2 梁体上拱对于轨道影响分析

对于高速铁路，由于列车运行速度很高，其对线路的平顺性要求非常高，其平顺性直接关乎到列车的运行安全，对于线路高差的规定如表4所示［11］。

表4 轨排精调后几何形位允许偏差

本高铁简支箱梁在体外预应力加固过程中，实测梁体跨中累计上挠量为26.32mm，梁长48.4m，因梁体上挠引起的梁段范围内的轨面高差约为10.88mm／10m。此高差值远大于相关规定的要求，不能保证列车的高速平稳通过，影响列车运行安全，故必须对线路轨面高差进行调整。

对于既有线路轨面高差的调整可通过以下3种途径实现：

（1）对于有砟轨道，可以通过振捣道砟，降低轨面标高的途径实现对线路轨面高差的调整。

（2）通过扣件余量调整线路轨面高差。

（3）通过顺直线路来调整线路轨面高差。

一般情况下对于有砟轨道，采用方法1即可完成线路轨面高差的调整，且调整速度较快。背景工程铁路为有砟轨道，体外预应力加固引起的梁体上拱直接通过振捣道砟、降低轨面标高实现轨道高差的调整，保证轨道的平顺。

目前真正意义上的高铁都是设计时速300km以上，此类高铁基本都是采用无砟轨道，而无砟轨道轨面高差的调整就相对比较困难，只能通过方法2、3实现。表5给出了目前常用的几种轨道扣件的高低位置调整余量［12］，从表中可以看出，常用的几种扣件高低位置调整余量都不是很大，尤其是轨面向下调整的余量非常小，因此只有当轨面高差较小，差值范围在扣件的调整余量以内时，通过方法2可独立完成。但当轨面高差较大时，往往需要方法2、3配合进行，即需要从轨面标高超标区域向两侧，通过在扣件调整余量范围内调整扣件高度顺直线路来达到调整线路轨面标高的目的。

表5 常用扣件高低调整量

对于较长范围的轨面标高调整往往需要较长的时间，而高铁线路轨面标高调整只能在高铁运行天窗期进行，时间比较紧迫，一般只有深夜的3～4h，因此需要提前计算轨道标高调整的范围，合理安排人力物力，保证按时完成轨面标高调整工作。

具体的线路调整范围及调整方法可由以下计算方法确定：

式中，L为需调整的轨道线路长度（m）；a为扣件节点间距（m）；n为从上拱最高点向一侧所需调整的区段个数，取整数。

式中，Δh为梁体最大上拱值（mm）；b为扣件可向下调整的余量（mm）。

根据以上计算得出的轨面标高调整长度，结合天窗期铁路管理部门给定的时间，即可计算出完成轨面标高调整所需人力物力，从而有效地指导施工，保证列车按时通过。

6 结论

（1）计算结果及现场实践证明，采用体外预应力对高铁简支梁桥进行加固，方法可行，加固效果满足设计、使用要求。

（2）体外预应力加固引起的梁体上拱对高速列车的正常运行带来不利影响，需要通过调整轨面高差的方法对线路进行调整。对于有砟轨道，可直接通过振捣道砟，降低轨面标高的途径实现对线路轨面高差的调整；对于无砟轨道，则需要通过调整扣件及顺直线路的途径实现对线路轨面高差的调整。