巨斌如
(中铁十七局集团第一工程有限公司 山东青岛 266555)
高铁上跨既有线铁路一般采用连续梁转体施工,转体梁跨度大多在100 m左右,商合杭高铁是华东第二通道,西苕溪特大桥跨既有宣杭铁路,设计为(72+128+72)m连续梁,与运营线最小距离仅3.36 m,主跨梁底距离营业线轨面高度分别为8.6 m和9.43 m,采用转体法施工[1],转体角度 14°30′~18°44′,转体总重7 500 t。
该桥主跨连续梁紧邻既有宣杭线,为变截面连续梁,箱梁施工周期长、难度大,既有线行车防护及施工安全风险高。桥梁全长273.5 m,桥面宽7.4 m,梁体宽度小,相较于一般施工的转体梁跨度较大、截面较窄[2-3]。据不完全统计,转体梁宽跨比大多在0.13~0.56之间,本桥的宽跨比为0.058,转体过程中需针对该“细长”结构进行具体分析,对施工及监控方法进行优化,确保桥梁转体符合设计要求。
为保证营业线运营安全和减少施工对营业线行车的影响,转体结构设在墩身与基础间,0#段和边跨段采用支架法现浇,其他梁段采用挂篮法顺铁路方向浇筑,两“T”构同步转体跨中合龙,该转体梁梁体宽度小,跨度大、作业机械多、程序复杂,施工风险高。转体施工平面示意见图1。
图1 转体施工平面示意
本连续梁顶板厚45 cm,腹板厚45~90 cm,局部加厚至160 cm,底板厚49~150 cm,为单箱单室薄壁板结构,施工中挂篮重量控制尤为重要。挂篮采用钢梁桁架结构[4-5],主承重结构底部框架主要是横梁和纵梁,见图2。主受力构件均为Q345型钢加工,螺栓连接,便于吊装;同时通过对构件受力计算进行了截面尺寸优化,大大减轻了挂篮结构自重,挂篮总重68.2 t/幅,最大节段梁重为177.2 t,挂篮与现浇混凝土重量比为0.38,实现了挂篮轻量化,既满足了节段施工要求,又减轻了对薄壁板结构的压力。
图2 挂篮结构
一般情况下变高度预应力混凝土箱梁截面变化通过顶板、底腹板外部加厚,内部空间保持不变,挂篮施工内模固定于挂篮内滑梁上,挂篮前移过程中内模随挂篮一起前移。西苕溪特大桥为有效解决跨越既有线净空和大跨度问题,变截面设计采用顶板、底板、腹板局部内侧厚度增加,梁体内截面随梁外截面变化而变化,施工中箱梁内模宽度变化需通过相应的工艺工装不断变化以满足设计要求,同时也导致施工难度加大,若采用挂篮内模现拼或改装,工艺繁琐,费时费力成本高。研究设计可调节整体内模,解决内模整体滑移问题,做到分阶段随时可调势在必行。
为解决此问题,在普通连续梁内模基础上进行优化改进,利用挂篮内侧上导梁作为架体承重滑移梁,增加侧模拉滑装置、对拉调节油缸和限位螺栓结构,实现截面变化,达到内模半自动伸缩,限位器实现模板加固和结构尺寸定型。
内模架由顶板承重滑道、内模变形架、侧模拉滑油缸、侧模和架体承重滑梁五部分组成(见图3),顶板承重滑道安装在箱梁内顶板下方架体承重滑梁上,滑梁上设内模变形架,承重滑道上安装水平液压千斤顶,顶板和底板需要加厚时设竖向液压千斤顶,变形架外侧安装内模,实现箱梁内模无拆卸调整。
图3 连续梁轻型可调内模架
轻型可调内模架固定放置于挂篮内滑梁上方,整体跟随挂篮移动。内模架的调节由6片单独可调变形架实现,单榀变形架由两片架体组成,架体上下各设一排宽度调节孔,宽度调节孔采用螺栓连接构成适合宽度的单榀变形架改变架体宽度,见图4。
图4 单榀变形架分解及组装示意
架体两侧与侧模连接通过铰接连接,侧模悬臂形成转动轴。通过转运轴转动和松紧拉滑装置进行侧模闭合,见图5。
图5 变形架转动侧模收缩示意
在梁段混凝土浇筑前,腹板钢筋绑扎过程中,侧模拉滑装置收紧,内侧模处于收缩状态,为钢筋绑扎提供操作空间,钢筋绑扎完毕后,放松拉滑装置,对拉杆固定侧模,关模浇筑混凝土。
在既有线一侧进行转体梁施工,采用悬臂浇筑法施工。每节段混凝土先浇底板、腹板,后浇顶板,一次浇筑成形。连续梁挂篮工艺流程:浇筑0#段→0#段挂篮拼装(预压)→1#(1′#)段浇筑→挂篮前移、调整、锚固、内模架调整→下一梁段浇筑→依次循环各段悬臂灌注→拆除挂篮。
0#段采用现浇支架法施工,在承台上搭设螺旋管立柱支架,型钢简支梁式支架体系,完成0#梁体混凝土施工。梁段混凝土达到设计强度的100%以后,张拉预应力束并待孔道内水泥浆初凝后拼装挂篮,进入循环悬浇梁段施工。挂篮全封闭防护,为确保营业线行车安全,在靠近营业线一侧设2 m高密目钢丝防抛网,ϕ48钢管作为横竖肋,钢管底部与梁体预埋钢筋连接牢固。
转体梁在转体过程中由于转体系统制作及安装误差,主梁现浇混凝土施工差异等因素,桥梁上部结构对球铰中心存在偏心,会产生不平衡力矩。本转体梁与一般施工的高铁转体梁相比较,跨度较大而截面较窄,更加趋向于细长结构。转体过程中如何对不平衡力矩控制确保转体过程中的稳定尤为突出。
转体连续梁的转体控制技术关键在于称重试验[6],合理的配重计算不仅可以准确测试转体梁两端不平衡力矩、偏心距和球铰静摩擦系数,为桥梁正式转体提供精准化控制依据,也可使转体到位后的桥梁施工效果更好地满足设计要求。
称重试验在上部构造箱梁施工完毕,转动系统临时固结完全解除后和试转前进行,主要包括:转动体(含预配重)部分的不平衡力矩、转动体部分的偏心距、转体球铰的摩阻力矩及摩擦系数、转体梁的配重建议实施方案、配重效果分析。
转体梁计算梁重7 500 t,球铰采用钢球铰[7-8],转动半径7.77 m,千斤顶距中心距离约为4.25 m,静摩阻系数通过实测经验并考虑一定的富余量,支撑千斤顶采用4台500 t千斤顶,每侧2台对称布置,智能位移计设于千斤顶对侧滑道处,位移传感器同侧上承台处水平设百分表,确保转体精度[9-10]。见图6所示。
图6 千斤顶、传感器布置示意
本梁体为单线箱梁,线路为直线,转体结构施工中,球铰下埋设传感应力计,分析应力在解除临时固结前、解除后的变化,发现桥梁纵桥向存在不平衡力矩,横桥方向不平衡力矩几乎为零。所以,试验各项参数收集、分析倾向于纵桥方向。
对64#墩称重试验进行理论分析和实测数据计算,试验结果如表1所示。
表1 64#墩称重试验结果
根据施工现场实际,配重方案如下:在纵向中跨大里程方向,距离转动中心40 m处采用混凝土预制块进行配重;考虑荷载的分布效应配重重量为13.0 t。同理,经测定65#墩配重设置在边跨大里程一端,计算配重为16.0 t,设于距转动中心距离40 m位置。
通过监测配重、试转前后相关参数变化,发现:配重完成后,两墩撑脚与滑道之间间隙比较均匀,64#墩最大为18 mm,最小为15 mm;65#墩最大为17 mm,最小为16 mm;然后进行试转,同时监测球铰混凝土应力,监测数据表明混凝土应力变化不明显,梁体两端标高相对稳定。转体梁称重试验结果准确,配重方案实施效果良好,梁体均处于平衡状态,无需二次配重,满足正式转体条件。
转体梁转体就位精度主要决定于转体点动控制,左线64#墩转体前,先通过试转,并进行试转数据采集、研究、分析,确定正式转体点动操作梁端距设计轴线位置长度,经计算研究总长为1.2 m,点动操作过程中依次按照 30、20、10、10、5、5、3、3、2 s的时长进行点动控制,确保梁体轴线按设计要求精准就位。每次点动操作后,都要精准量测一次剩余转体的弧长度,确保转体就位精准。
64#墩T构转体到位后,对转体后桥梁姿态进一步复核,发现梁端有一些轻微倾斜,横桥向梁端左右侧高程相差2 cm,通过千斤顶反顶在上下盘间进行姿态调整,配重调整纵向标高,确保了梁体精确就位[11]。
为保证T构平顺、安全完成转体,对转体移动的速度控制中,通过试转时确定的转体角速度和梁端水平线速度计算承台在单位时间内转过的弧长值,确定基本刻度;将制作准确的转动速度控制标识粘贴在转动承台上;在下承台设置激光控制指针,实时监测和控制转动的速度和转动进程,保证转动速度在合理可控范围之内,确保转体安全平稳。
与此同时,为实时监测转体的就位情况,顺利实现安全平稳转体。在T构两侧悬臂端架设水平塔尺,塔尺零刻度与梁体中心线重合,利用全站仪全程实时监控。
针对本桥跨度大、截面窄,考虑梁体属细长结构,需对桥梁关键及施工薄弱部位加强监控。针对本桥的具体情况,在临时固结处、0#段及1#段梁段设置了应力传感器[12],进行监测,密切关注混凝土受力及外观情况,防止出现裂缝及剥落情况,与传统监控方法相比,安全系数大大增强,确保了转体梁顺利转体。
在桥梁建设日趋频繁、转体连续梁桥广泛应用于高铁建设中的大背景下,本文针对大跨度窄幅连续梁临近繁忙营业线施工,在传统工艺上进行了再创新,保证了施工安全及施工质量。
(1)为解决梁体内部空间的变化致使箱梁内模宽度不断变化的施工困难,实现挂篮轻型化、内模整体化,通过连续梁内模架体的合理设计,实现连续梁内模架体自行收缩和加固,达到空间截面变化的效果,操作简单,工效高。
(2)针对本桥长细结构的具体情况进行称重试验,同时考虑荷载分部效应合理选择配重方案,为桥梁高质量转体完成提供了条件。同时针对该桥梁特殊结构形式,在临时固结处设置应力传感器进行监测,监测受力薄弱部位的混凝土情况,同时为预配重提供参考值,提高了转体安全性。