梁桁組合結構在客運專線橋梁中的應用分析

康 煒

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司橋隧處,西安 710043)

1 工程背景

大同至西安客運專線在陜西合陽與山西永濟交界處跨越黃河，線路受總體走向及軍事靶區限制，穿越了黃河濕地自然保護區，經仔細對比選線，現線路繞避了重點保護鳥類的棲息地，選擇影響較小的生態農莊區通過，對景區影響降至最低。橋址處地形平坦，地勢開闊，河道寬近10 km，河床寬淺，主河槽寬約3.3 km。東西岸位于黃河三級階地上，高差約為50 m。橋梁大部分坐落于黃河一級階地、漫灘及河床區，穿越大片黃河濕地。該河段屬淤積性游蕩型河道，橋位處設計流量Q1%=24 318 m3/s，檢算流量Q0.33%=29 216 m3/s。橋位處年平均氣溫13.7 ℃，最熱月平均氣溫26.1 ℃，最冷月平均氣溫-1.2 ℃，年平均濕度64%。地層主要以粉細砂為主，地震動峰值加速度值采用0.20g，地震動反應譜特征周期采用0.35 s【1】。

根據黃河水利委員會確定的主要控制指標要求：主河槽范圍DK704+160～DK707+400橋跨不小于100 m，其他灘地橋跨不小于40 m。據此主橋跨度按不小于108 m、引橋跨度不小于48 m設計。另據林業部門長期觀測，景區內鳥類棲息、覓食等活動時飛行高度30 m以下，遷徙時飛行高度100 m以上，故橋下最小凈空需35 m左右，橋梁高度控制在45～50 m[2]。

2 梁桁組合結構在本橋應用的合理性分析

考慮到線路所經位置的特殊性，橋梁結構宜采用對景區影響較小的結構。鋼梁運營期噪聲大、后期養護活動對景區影響大，為此橋梁結構采用剛度大、動力性能好、線路平順、噪聲小、對周圍環境尤其對鳥類干擾較小的預應力混凝土結構。若采用連續梁或連續剛構，則主跨達180 m，由于大跨度預應力混凝土結構后期徐變變形大，且形成了“小、大、小”的布局，景觀效果差，與周圍黃河濕地自然風景不協調，綜合考慮高地震區、工程造價、景觀效果等因素，已不盡合理?？紤]到橋位處主河槽寬闊的特點，結合黃河水利委員會要求、景觀設計，橋型宜采用自重較輕的鋼混組合結構，橋式選擇的總體思路為等跨或跨度差異較小的結構。另外橋梁穿越洽川黃河濕地景區，橋梁形式應充分考慮景觀效果，在空曠的河道內，橋梁結構與周圍環境而言相對較小，橋梁應突顯整體輪廓美，故橋梁跨度無需太大。基于上述分析，主橋按表1中所述4種橋型方案進行了比較分析[5-6，9-10]。

表1 4種橋型方案比較

從表1可知，主橋選用技術先進、造型新穎、結構合理、施工時河道內無需臨時墩、投資較省、各項指標均較好的方案一2×108 m單T剛構梁桁組合結構。

3 設置加勁鋼桁的必要性

高速鐵路對軌道平順度要求非?？量?。由于無砟軌道的可調整量非常小，這就對橋梁的剛度及附加變形控制提出了更高的要求。對橋梁結構而言，比較突出的問題有兩點：一是溫度引起的附加變形和徐變變形的控制；二是盡可能保證剛度分布均勻。梁桁組合結構是一種新型橋梁結構形式，能有效解決該問題，國外已建成多座實橋，但在國內尚處于研究、發展、豐富階段。隨著我國橋梁結構設計理論的日臻完善及施工工藝的提高，梁桁組合結構橋梁的研究在國內逐漸開展起來。

本橋位于8度地震區，若采用單T剛構形式，為滿足高速列車對梁端轉角、梁體變形的要求，需增加梁端梁高至6.5 m以適應軌道平順性及行車舒適性，由此帶來梁部圬工大幅增加，同時帶來大懸臂施工過程梁體鋼束配置困難，進而引起結構地震力增大，需加強工程下部結構設計。采用鋼桁對梁體進行加勁后，能降低梁端梁高至5.0 m，減輕了梁體自重，減小了結構地震力，從而亦降低了下部結構和大懸臂懸灌施工的設計難度。加勁鋼桁對梁體剛度較弱的部位進行了加強，使整個橋梁結構的豎向剛度分布更加均勻，同時在降低梁高的基礎上提高了梁體剛度，改善了梁端轉角，適應了高速列車對梁體的要求。

4 橋梁設計概況[5-6]

4.1 主橋孔跨布置

根據主河槽范圍，主橋孔跨布置為15-(2×108 m)單T剛構加勁鋼桁組合結構(圖1)。

圖1 總體布置(單位：cm)

4.2 主梁

主梁采用單箱、雙室、直腹板、變高度箱形截面，為縱、豎向預應力體系。箱梁支點梁高12.5 m，端部梁高5.0 m，主梁在距梁端40 m范圍內采用等高，其他范圍內為變梁高段落，梁底采用1.8次拋物線；箱頂寬13.8 m，底寬11.5 m。見圖2。

圖2 主梁1/2斷面(單位：mm)

4.3 加勁鋼桁

加勁鋼桁采用無豎桿三角形桁架，主桁距梁端2.75 m，加勁長度60 m，桁間距11.0 m，桁高9.35 m，節間長度12.0 m。上弦桿采用槽形截面，桿件內填充C55混凝土，端斜桿、次端斜桿采用0.8 m(寬)×0.6 m(高)箱形截面，腹桿采用0.8 m(高)×0.6 m(寬)“H”形截面。

4.4 節點構造

由于加勁桁是在主梁合龍完成后再行架設，故其主要承擔二期恒載及活載，所占荷載比例較小。根據主桁桿件受力不同，各節點采用不同形式，上弦端節點采用整體節點，下弦節點采用散裝節點，上弦中節點采用插入式焊接節點。

4.5 下部結構

剛構主墩采用(縱向)8 m×(橫向)11.5 m的圓端形空心橋墩，基礎采用24 m×29.2 m×5 m鋼筋混凝土承臺，30根φ2.0 m的鉆孔灌注樁，樁長92 m。邊墩采用(縱向)7.0 m×(橫向)11.0 m的圓端形空心墩，基礎采用17.8 m×21 m×4 m鋼筋混凝土承臺，18根φ1.8 m的鉆孔灌注樁，樁長80 m。

5 設計難點分析

5.1 主梁梁高

由于本橋橋高50 m左右，且主河槽內無法搭設現澆支架，故主梁懸臂灌注長度達104 m，主梁梁高主要受施工控制，在滿足運營階段各項要求的前提下，結合加勁鋼桁設置情況及對施工方案的調整進行了不同梁高的比較分析。3種方案梁高比較見表2。

表2 梁高比較

根據比較結果，梁高最終確定為支點12.5 m，梁端5.0 m，等高梁段長40 m。

5.2 加勁鋼桁

由于橋梁按先梁后桁施工順序，故加勁鋼桁主要承擔二期恒載、活載及后期收縮徐變作用引起的荷載。為取得加勁鋼桁對主梁剛度的合理分配，分別就加勁桁桁高、加勁長度、鋼桁距梁端的距離對梁端轉角、用鋼量的影響作了對比分析，分析結果見表3[6]。

根據比較結果，結合具體構造，桁高采用9.35 m，橋面以上8.66 m，設置長度60 m(節間長度12 m)，距梁端的距離2.75 m。在此基礎上進行了鋼桁受力分析，各桿件受力結果及所選截面形式見圖3。

從圖3中可知，上弦桿均為受壓桿件，由此對其進行了鋼混組合截面與鋼箱截面的對比分析，從表4對比結果看，在梁端轉角基本相等的情況下，鋼箱截面用鋼量增加113%，經濟性較差，為充分發揮混凝土受壓性能好的特點，結合施工方便性，上弦桿采用鋼混組合截面。組合截面中鋼箱若采用全封閉截面，由于桿件位于高空且水平設置，造成混凝土施工困難，且難以填充密實，無法保證二者的共同受力，采用“U”形截面，鋼槽既可作為混凝土施工的模板，又可作為后期受力的構件，同時又節省了用鋼量。為使組合截面共同受力，二者的可靠連接設計是關鍵，在“U”形鋼槽內加設剪力釘及普通鋼筋連接，同時為防止混凝土澆筑時“U”形鋼槽截面開裂，在截面頂每隔1 m加設20 cm寬鋼板條進行橫向連接，混凝土澆筑時在截面頂部形成凸面，視其后期收縮情況在頂面做好防水措施。

表3 加勁鋼桁參數比較

圖3 加勁鋼桁桿件受力及設計

截面類型梁端轉角/‰用鋼量/(t/m)鋼混組合截面0.8221.19鋼箱截面0.8262.54

5.3 梁桁連接節點設計[3-4]

圖4 鋼桁與主梁連接構造(單位：mm)

5.3.1 梁桁連接節點設計

加勁鋼桁與主梁的可靠連接是保證二者共同受力的前提。PBL鍵具有抗剪剛度大，承載力高，疲勞強度高，延性好等優點，可使型鋼和混凝土2種不同材料協同工作。節點處主要承受抗剪、抗拔作用，結合橋梁構造，連接方式采用PBL鍵與錨筋組合錨固的方案，PBL鍵為主要受力連接構件，錨筋作為構造安全儲備。目前各國均無對開孔鋼板的抗剪承載力做出明確規定，現有的計算方法均基于試驗提出的經驗公式。檢算內容主要為混凝土的剪切破壞、孔間鋼板的剪切破壞，檢算方法分別按照是否考慮橫穿鋼筋影響進行檢算，不考慮橫穿鋼筋時采用Leonhardt公式，考慮橫穿鋼筋時采用Hosaka公式，孔間鋼板的剪切按照EuroCode4公式計算，按照上述計算方法結合節點構造，每個節點采用42根PBL鍵，PBL鍵孔徑65 mm，孔距150 mm×200 mm，橫穿鋼筋直徑22 mm，最頂排孔距梁頂的距離不小于200 mm，錨筋的設計根據節點及箱梁構造控制，共設置φ32 mm的錨筋24根，詳見圖4。

節點區域受力復雜，為掌握節點受力機理，進行了節點非線性有限元分析及1∶2縮尺模型的破壞性試驗研究。節點處水平荷載主要靠PBL剪力鍵承擔，而在試驗中很難測試PBL剪力鍵的應變，一般常用的方法是測定PBL剪力鍵的相對滑移量，得到其荷載-位移曲線來獲取其承載能力特性。從節點破壞試驗中測試結果數據中看，其相對滑移量非常之小，幾乎可以認定混凝土與鋼節點板沒有發生滑移，從而證明PBL剪力鍵具有足夠的抗剪承載力。為得到PBL剪力鍵的抗拔承載能力特性，進行了單板拔出試驗，試驗結果表明第一排PBL剪力鍵的埋置深度對于PBL剪力鍵的極限承載力影響很大，在設計中第一排PBL鍵距混凝土表面距離應不小于20 cm，且應適當設置防崩鋼筋進行加強；鋼板與混凝土之間的粘結力與機械咬合力對剪力鍵的彈性極限承載力影響不大，在實際設計中，將其用作安全儲備；PBL剪力鍵的鋼板孔與橫穿鋼筋間要有足夠空間，保證混凝土粗骨料進入良好。

5.3.2 鋼桁上節點設計(圖5)

根據計算結果，除端腹桿及次端腹桿外，中間腹桿受力均較小，故中間上節點采用插入式焊接節點。若上節點全部采用栓接節點，由于主梁變形及施工誤差會導致螺栓孔無法完整對位，給主梁合龍后桿件安裝帶來極大的困難，必須進行現場螺栓孔沖孔工作。該項工作現場高空作業難度相當大，為避免大面積現場螺栓沖孔工作，上節點采用了插入式焊接節點。該節點腹桿插入上弦桿內，通過腹桿翼緣板與上弦桿腹板相焊接傳遞受力，為保證節點的可靠連接，在節點范圍內增加加勁鋼板肋，以增加與混凝土的接觸面積。該節點處理方式在兩腹桿間設置6 cm間隙及腹桿頂至上弦桿頂面預留5 cm空間，一定程度上解決了由于主梁變形及施工誤差引起的桿件安裝困難問題，節點施工既可在工廠加工完成后腹桿現場對焊，也可在現場進行節點焊接施工，通過目前現場施工情況來看，進展情況均較為順利。

圖5 上節點構造(單位：mm)

5.4 鋼桁安裝精度控制

鋼桁加工及安裝精度要求與混凝土梁驗收標準有較大差距，由于施工順序為先梁后桁，在主梁懸灌階段需埋設下節點，如何保證節點的準確預埋及后期桿件的安裝成關鍵控制點，為此進行了專項研究。安裝具體措施為，在已澆筑梁段的兩外側腹板頂面節點板兩側位置處預先安放2根I40a型鋼，并采取豎向I14a型鋼+精軋螺紋鋼進行反壓、與梁面預埋鋼筋焊接、前端利用1根I40a型鋼進行橫向焊接等措施，使其形成一個剛性較大的懸挑式固定結構作為下節點板調節時的依靠。待下一節段的鋼筋綁扎就位后，依次安裝節點板，利用精軋螺紋鋼和橫向螺栓等調節裝置調節下節點板三維位置，直至滿足要求后澆筑混凝土，見圖6。由于梁桁組合結構尚無成熟的驗收標準，二者結合部位的驗收根據設計情況按表5執行。表6為主梁合龍節點實測值。

圖6 下節點預埋方案

項目允許偏差相鄰兩預埋節點的縱向位置/mm±30相鄰兩預埋節點的橫向偏差/mm8預埋節點的豎向高程差值/mm50預埋節點平面內旋轉旋轉角≤1/450預埋節點的扭轉扭轉角≤1/700左右兩片桁整體縱向位置/mm15左右兩片桁整體豎向差值/mm20

表6 主梁合龍節點實測值 mm

通過節點設計、安裝方案等多方面綜合控制，從表6實測結果來看，該預埋安裝方案基本可滿足設計要求，最終桿件的安裝按節點最低高程控制。由于設計時橋面限界留有富余值，腹桿長度均按正誤差處理，在現場進行局部切割安裝，從目前現場實施情況來看，安裝方案有效可行，對實測情況反向進行計算驗證，與原設計差距微小，屬可控誤差范圍之內。

6 結語

大西客運專線晉陜黃河大橋主橋采用2×108 m單T剛構加勁鋼桁組合結構，該結構滿足黃河水利委員會3 km多主河槽內凈跨不小于100 m的規定，實現了主橋3 km以上范圍等跨布置的要求，景觀效果良好；滿足軌道結構對橋梁溫度聯長的控制要求，避免了溫度調節器的使用；加勁鋼桁有效改善梁端轉角及徐變上拱值，保證了無砟軌道結構的平順性；主梁結構高度減小極大地改善了地震效應；主梁大懸臂法施工無需在主河道搭設支架或臨時支墩降低了施工難度；該結構完全適用于高速鐵路橋梁，在高速鐵路需多跨且等跨跨越的河流及需大跨跨越且結構高度受限的環境中有較為明顯的優勢。

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