城际铁路长联大跨连续梁桥设计关键技术研究

鄢玉胜,张鹏举,曹增华

(中铁第一勘察设计院集团有限公司,西安 710043)

1 研究背景

随着我国经济的快速发展，城市间通勤问题日益突出，城际铁路的建设迎来了发展的春天。长联大跨连续梁桥因其整体性好、刚度大、变形和缓、伸缩缝少、行车舒适等优点，在城际铁路桥梁工程中得到广泛运用。文献[1-2]研究了连续梁施工控制技术，文献[3-5]研究了长联大跨连续梁桥的减隔震设计方法，文献[6]研究了大跨连续梁桥产生的大梁缝的轨道解决方案。本文依托一座10跨无砟轨道预应力混凝土连续梁桥，研究临时支座解除时机、抗震设计和大梁缝位置轨道解决方案等关键技术。

2 项目概况

西安机场城际铁路是《关中城市群城际铁路网规划》中首条开工建设的城际铁路。线路起自西安北站北广场，折向北沿明光路、大唐电厂热力管线桥跨越渭河、机场专用高速公路后转向西，沿北环铁路经西咸新区秦汉新城、空港新城核心区，向北以地下敷设方式经西安咸阳国际机场规划T5航站楼后，绕过机场跑道东端折向西，沿机场东进场路至终点T1、T2、T3航站楼。线路全长29.31 km，其中高架线长17.92 km。渭河特大桥为该项目第一长桥，全长7 331.7 m。主要特殊结构含1-105 m钢管混凝土系杆拱桥、1联2×38.5 m预应力混凝土连续梁、1联4×50 m预应力混凝土连续梁、1联(50+8×100+50) m预应力混凝土连续梁及1联(60+111+94+100+60) m预应力混凝土连续梁等结构形式。其中长联大跨桥梁长度分别为900 m和425 m，长联大跨连续梁桥立面布置见图1。

图1 长联大跨连续梁桥立面布置(单位：m)

3 项目主要技术标准和设计参数

线路：双线，线间距4.2 m。

轨道：无砟轨道，区间铺设无缝线路。

主桥直曲线：直线及R=800 m曲线。

地震烈度：8度(0.2g)，地震动参数见表1。

表1 地震动参数

4 临时支座设计要点和解除时机

长联大跨连续梁桥施工步骤为墩梁固结后，先挂篮悬臂浇筑，再各跨合龙施工。多跨连续桥梁的合龙次数较多，不同合龙顺序对桥梁变形、内力以及成桥线形均会造成一定影响。城际铁路大多采用无砟轨道，铺设轨道板时高程可调量较小，一般20～30 mm，连续梁线形将直接影响无砟轨道的施工。因此，研究合龙顺序、临时支座的设计和解除时机对保证桥梁成桥状态和施工安全具有重要意义[7-8]。

关于连续梁合龙顺序问题，以往的研究成果较多，且比较全面。在只计入自重和收缩徐变的情况下，先进行静定合龙再进行超静定合龙的方式，施工难度低，且后期徐变引起的竖向变形较小，容易控制[9-11]。本桥设计借鉴以往研究成果，最终采用先合龙第1孔和10孔，次合龙第3，5，6，8孔，再合龙第4孔和7孔，最后合龙第2孔和9孔的体系转换顺序，保证了成桥应力和线形满足设计要求。

本文重点对墩顶临时支座的设计和解除时机进行研究。

4.1 临时支座设计要点

预应力混凝土连续梁桥临时支座既要能在永久支座不受力的情况下支撑梁体压力及施工中的不平衡弯矩，又要能在恒载产生的较大压力作用下易拆除[12]。墩梁固结通常做法是在临时支座上下方加设5 cm厚电热丝硫磺砂浆夹层用于临时支座拆除时通电熔断。根据以往实施情况，硫磺砂浆与墩身、梁体连接，墩身和梁体与硫磺砂浆形成导热体，散热量极大，电热丝加热很难达到硫磺砂浆熔断程度，临时支座依然需要机械凿除。本桥直接采用钢筋混凝土结构将桥墩和梁部刚性连接方案。

临时支座采用C50混凝土，锚固钢筋采用φ32 mm、标准强度930 MPa的精轧螺纹钢筋。20～28号桥墩顶上设4个临时支座，临时支座中心距离桥墩中心线的距离：横桥向为162.5 cm，顺桥向为122.5 cm。临时支座反力示意见图2。

图2 临时支座反力示意(单位：cm)

4.1.1 一般状态

最大悬臂状态不平衡弯矩计算荷载工况如下。

(1)T构两侧混凝土考虑5%不平衡重(一侧1.05)。

(2)两侧挂篮不平衡重，一侧为1.2倍，另一侧为0.8倍(动力)。

(3)混凝土不平衡浇筑按200 kN计算。

(4)横向风绕过箱梁时产生的竖向基本风压取0.75P0，考虑风压高度及体系系数后P0取600 Pa。

组合Ⅰ：(1)+(2)+(3)；组合Ⅱ：(1)+(2)+(4)

该工况下，混凝土和钢筋应力按照施工阶段材料的容许应力控制。

4.1.2 极限状态

文献[13]分析了某高速公路连续梁桥悬臂浇筑施工中的倾覆情况，国内也出现过类似事故。鉴于临时支座失效造成的经济损失和社会影响往往较大，建议在临时支座设计中除满足一般状态检算安全的前提下，对可能出现的极限状态也予以适当考虑。

建议考虑的极限工况为：T构两侧混凝土考虑5%不平衡重(一侧1.05)+一侧挂篮和正在浇筑的混凝土梁段同时坠落。由于该工况出现概率极低，设计时混凝土和钢筋的应力可按材料极限应力进行控制。

本桥根据一般状态和极限状态的计算结果，每个临时支座设置39根φ32 mm精轧螺纹钢筋，锚固长度≮250 cm。桥墩顶面及临时支座顶面涂抹隔离剂(或采用油毡布或其他隔离材料)以便隔离，临时支座与支承垫石的接触面也必须物理隔离。

4.2 临时支座解除时机

临时支座随着桥梁合龙逐步解除，以往同类桥梁的设计文件中对拆除时机的描述大都比较模糊，但该部分的设计对桥梁施工安全和合龙后的线形至关重要。合龙施工过程中，若临时支座拆除过早，依靠劲性骨架和顶底板临时束形成的锁定结构刚度偏弱，施工有一定的风险，体系转换的过早完成易影响成桥线形；临时支座拆除过晚，合龙束张拉过多再加上环境温度的影响，易造成临时支座开裂。所以既要保证临时支座解除后结构安全，也要保证成桥线形是临时支座解除时机的原则。

本桥主桥(50+8×100+50) m设计中，对临时支座的解除时机给出了明确的时间和步骤。跨中合龙束横断面布置见图3。

图3 跨中合龙束横断面布置(单位：cm)

本桥设计中对临时支座解除时机进行了明确的规定，步骤如下。

(1)安装合龙段临时钢支撑，在一天中温度适中时完成焊接锁定，张拉2束顶板合龙束(ZC)、2束底板合龙束D9(长束)，每束张拉力≯500 kN，完成合龙口的临时锁定。

(2)合龙段混凝土选择在一天气温最低时间进行快速、连续浇筑，边浇筑边调整合龙段两侧水箱配重。

(3)待合龙段混凝土强度和弹性模量达到100%且龄期不少于10 d后，张拉剩余顶板束(2束ZC)及2束底板合龙束D7(长束)至设计张拉力；张拉先前张拉的顶板束(ZC)和底板束(D9)至设计张拉值，张拉过程中注意观察合龙跨两侧的临时支座，保证临时支座不被拉裂。

(4)在底板合龙束4束、顶板合龙束4束张拉完成后解除合龙口一侧的临时支座。

通过本桥的合龙施工和成桥线形表明：临时支座解除时间不宜过早，设计文件应对其解除时机予以详细说明，以保证施工安全和成桥线形与设计相符。

5 抗震设计方法比选

长联大跨连续梁桥由于其联长较长，带来的结果就是梁部质量较大，地震效应明显[14]。本桥为跨越渭河河槽而设，承担着较大的交通客流。同时，渭河常年流水，桥梁出现震害后修复难度极大。鉴于本桥的特殊性和重要性，结合GB50111—2006《铁路工程抗震设计规范》(2009年版)和GB50909—2014《城市轨道交通结构抗震设计规范》相关要求，本桥除满足常规抗震要求外，也要保证主体结构在罕遇地震效应下基本处于弹性状态。

针对罕遇地震下的长联大跨桥梁的抗震设计，文献[15]对超长联大跨连续梁减隔震开展分析研究；文献[16]对摩擦摆式减隔震支座、减震型盆式橡胶支座和黏滞阻尼器3种减隔震装置，分别对桥梁的减隔震设计进行了研究；文献[17]对设摩擦摆支座和减震球型支座2种隔震体系，得出结论隔震体系与抗震体系相比受力更为合理；文献[18]研究采用摩擦摆减隔震支座和黏滞阻尼器相结合的减隔震措施，分析了城际铁路大跨度连续梁桥在高烈度区的减隔震性能；上述文献均从大跨连续梁减隔震设计方面进行了研究，未对抗震设计方法进行比选。

本文依托渭河特大桥主桥开展了基于强度、速度锁定器、摩擦摆支座+黏滞阻尼器共3种抗震设计方法的比选工作，以寻求适合本桥的最佳抗震设计方法。

5.1 基于强度的抗震设计方法

基于强度的抗震设计方法要求地震效应由固定墩承受。

本桥在设计地震效应下内力计算结果见表2。

表2 基于强度理论设计地震效应内力计算结果

固定墩在设计地震效应下支座剪力为49 595 kN。根据GB50111—2006《铁路工程抗震设计规范》(2009年版)规定，设计地震效应下需检算支座的连接强度；延性设计的桥墩，支座应按罕遇地震进行验算。连续梁主墩支座吨位25 000 kN，要求支座纵向抗剪能力不低于24 800 kN，支座设计无法实现。同时，大跨长联连续梁地震效应由固定主墩单独承受，活动主墩不参与地震效应的分担，设计不合理，不推荐该设计方案。

5.2 采用速度锁定器抗震设计

笔者研究在固定墩两侧的活动主墩上施加速度锁定装置(LUD)的抗震设计方法。设计地震效应内力计算结果见表3。

表3表明：设计地震效应下，墩顶最大剪力为27 738 kN，固定支座剪力过大；同时，速度锁定装置纵向力为18 994 kN，过大，生产及安装都极其困难。通过设置锁定装置，使活动支座在地震作用下发挥固定支座作用，共同承受地震力的方式使得全桥纵向刚度增大，纵向地震力效应增大，分配到固定墩和锁定墩上的地震效应虽然较为平均，但锁定装置和支座的设计困难，且需要对桥墩进行延性设计，考虑到河槽内震后修复困难，不推荐该设计方案。

表3 速度锁定器方案设计地震效应内力结果

5.3 摩擦摆支座+黏滞阻尼器组合抗震设计

该方法利用摩擦摆支座延长结构周期，避开罕遇地震效应密集区；利用墩梁间黏滞阻尼器控制墩梁的相对位移。摩擦摆支座隔震和黏滞阻尼器减震，使墩梁相对位移在罕遇地震效应下控制在设计可接受之内，满足结构设计要求。

为同时控制罕遇地震效应下桥梁纵横向的墩梁相对位移，阻尼器在水平面上与纵桥向成45°布置，阻尼器平面示意见图4。

图4 阻尼器平面示意(单位：cm)

纵向罕遇地震作用下，主墩墩身计算结构见表4，墩梁相对位移结果见图5。

图5 纵向罕遇地震墩梁相对位移结果

表4和图5表明：采用摩擦摆减隔震支座+黏滞阻尼器的减隔震措施，摩擦摆支座隔振效果明显，黏滞阻尼器对减小墩梁相对位移效果显著，桥墩设计比较合理。罕遇地震作用下，桥墩和梁部的相对位移在30 cm左右，对支座位移和黏滞阻尼器行程的选择较为有利。

表4 纵向罕遇地震主墩墩身计算结果

5.4 本桥采用的抗震设计方法

考虑到两联连续梁桥址处地震烈度高，连续梁联长、桥墩矮、跨度大和震后修复施工难度，经过计算比较，设计采用摩擦摆减隔震支座+阻尼器的组合抗震设计。桥墩、桩基在罕遇地震效应下处于弹性状态，大大减小了震后桥梁结构修复难度，技术效益和经济效益显著。

6 大梁缝轨道解决方案

桥梁减隔震设计越来越多被应用在各项目建设中，带来的必然结果就是大梁缝的增多。大梁缝位置轨道解决方案也就成为需要重点考虑的方面。

6.1 大梁缝设置情况

如图1所示，(50+8×100+50) m连续梁小里程侧接1联(4×50) m连续梁，大里程侧接1联(60+111+94+100+60) m连续梁。(60+111+94+100+60) m连续梁后三跨位于R=800 m曲线上，无法设置轨道温度调节器，所以固定墩设置在第二个主墩上以保证温度联长不超过160 m。这样两联连续梁的连接桥墩位置温度联长达到(450+60+111+94) m=715 m。小里程侧接4×50 m连续梁温度联长达到550 m。

为保证相邻连续梁桥在罕遇地震效应下梁体不发生碰撞，(50+8×100+50) m连续梁接4×50 m连续梁侧梁缝按40 cm设置；(50+8×100+50) m连续梁接(60+111+94+100+60) m连续梁侧梁缝按60 cm设置。

6.2 轨道解决方案

(1)梁缝(400±170) mm轨道解决方案

道床悬出梁端需根据无砟轨道施工时机确定桥梁剩余的收缩、徐变位移量，进而确定悬出量。必须保证温度升高时，伸缩缝不顶严(瞎缝)；温度下降时，轨枕间距满足设计要求，适用于支承间距超限较小的情况，哈大、武广高铁均有应用[18-20]。

梁缝(400±170) mm处采用短枕式道床结构，道床悬出桥梁85 mm，保证夏季环境气温最高时，道床不被顶死。

(2)梁缝(600±230) mm轨道解决方案

梁缝(600±230) mm处采用两根钢纵梁结构抬枕装置。伸缩量为(600+300) mm(设备设计最大伸开量)工况200万次疲劳试验，伸缩量为(600+230) mm(设计最大梁缝值)工况300万次疲劳试验后，抬枕装置伸缩正常，所有部件均未断裂且表面均未产生裂纹，各部件应力测试结果均小于材料的屈服强度，各部件动态变形指标均满足安全性要求。

7 结语

长联大跨连续梁桥的临时支座解除时机、抗震设计方法的选择和大梁缝轨道解决方案对成桥性能至关重要。本文依托西安机场城际铁路渭河特大桥的设计，通过分析研究，顺利解决了上述难题，结论如下。

(1)临时支座的设计及其解除时机对保证施工安全和成桥线形至关重要。

(2)合适的抗震设计方法对解决高烈度地震区长联大跨连续梁桥设计起到决定性的作用。

(3)采用科学、合理的轨道方案能顺利解决大跨连续梁带来的大梁缝难题。

西安机场城际铁路是陕西省首条城际铁路，也是国内第一条全线桥梁均采用减隔震设计的城际铁路，本桥的顺利建成为城际铁路中长联大跨连续梁桥的建设积累了一定的设计和施工经验。