合蚌高鐵連續梁拱組合結構設計及后期徐變研究

齊 林

(中鐵上海設計院集團有限公司，上海 200070)

1 工程概況

新建鐵路合肥至蚌埠高鐵于DK49+145.107處跨越淮南鐵路，線位與既有線夾角為13°。該段既有淮南線為雙線，線間距4.0 m，路基寬12 m，填土高1.8 m，正在進行電氣化改造。合蚌客專采用主跨為160 m連續梁－拱組合橋跨越。

合蚌高鐵跨淮南鐵路特大橋主橋采用(76+160+76)m預應力混凝土連續梁拱的組合結構(見圖1)。

主要技術標準如下。

(1)線路:高鐵，雙線，主橋平面位于曲線，縱坡i=9‰，設計行車速度為350 km/h。

圖1 主橋總布置(單位:cm)

(2)設計恒載:混凝土容重26.5 kN/m3;二期恒載141.37 kN/m;支點不均勻沉降2 cm。

(3)設計活載:ZK活載。

(4)線路條件:本橋位于半徑R=10 000 m的平曲線上，半徑30 000 m的豎曲線上。

2 主橋結構設計

2.1 主梁構造及節段劃分

(1)截面形式

主梁采用單箱雙室變高度箱形截面，直腹板，中支點處梁高8.5 m，跨中及邊支點處梁高5.0 m，底板下緣采用圓弧過渡，箱梁普通段頂寬13.3 m，底寬10.2 m，中支點處頂部加寬至16.1 m、底寬14.3 m。

箱梁頂板厚度42 cm，邊支點局部加大至72 cm，中支點局部加大至102 cm;底板厚度35～102 cm，邊支點局部加大至80 cm，中支點局部加大至140 cm;橫向三腹板等厚，厚度沿縱向分為40 cm、55 cm、70 cm三種，邊支點局部加大至85 cm，中支點局部加大至130 cm。

(2)橫隔板設置

全梁共設置5道橫隔板，其中邊支點、中支點各2道，中跨1道，厚度分別為1.6 m，4.0 m，1.0 m。

(3)吊點橫梁設置

對應全橋17道吊桿，梁部設置17道吊點橫梁，橫梁高1.54 m，寬0.4 m，橫向長13.3 m。

2.2 主梁預應力

主梁設置縱向、豎向雙向預應力，縱向預應力筋采用1x7－15.2－1860－GB/5224－2003預應力鋼絞線。縱向預應力鋼束采用OVM錨具，管道采用金屬波紋管成孔。由于主梁橫向采用單箱三室截面，該橋未設置橫向預應力。

豎向預應力采用φ32 mm高強精軋螺紋鋼筋，內徑45 mm鐵皮管成孔。腹板厚0.4～0.7 m，豎向預應力均于梁頂張拉。

2.3 拱肋構造

主拱采用鋼管混凝土結構，計算跨度L=160 m，設計矢高f=32 m，矢跨比f/L=1/5，拱軸線采用二次拋物線，設計拱軸線方程:Y=－1/200X2+0.8X。拱肋弦管及綴板內填充C55微膨脹混凝土，拱肋截面如圖2。

圖2 拱肋截面(單位:cm)

2.4 橫撐

兩榀拱肋中心距12.5 m，全橋共設11道橫撐，橫撐均采用空間桁架撐，各橫撐由4根φ450×12 mm主鋼管和32根φ250×10 mm連接鋼管組成，橫撐和斜撐均采用Q235qD鋼材，鋼管內部不填混凝土，如圖3。

圖3 橫撐截面(單位:mm)

2.5 吊桿

吊桿順橋向間距8m，全橋共設17組雙吊桿。吊桿采用PES(FD)7－55型低應力防腐拉索(平行鋼絲束)，外套復合不銹鋼管，配套使用LZM7－55型冷鑄鐓頭錨。吊桿上端穿過拱肋，錨于拱肋上緣張拉底座，下端錨于吊點橫梁下緣固定底座。

3 施工方法

該橋施工方法采用“先梁后拱”，主梁采用掛籃懸灌、主拱肋采用“異橋位拼裝、縱移就位”施工，下部結構的圓端形實體橋墩采用現澆，基礎采用鉆孔樁。

4 主梁工后徐變影響因素分析

連續梁－拱組合橋由主梁、拱肋及橫撐、吊桿三部分組成，主梁工后徐變表現為:連續梁的徐變以及拱肋、吊桿協同抑制主梁變形的作用，即理論上主梁產生的撓度是拱肋撓度與吊桿伸長量之和。對于連續梁的工后徐變，其主要影響因素除了空氣相對濕度、水泥品種、混凝土配合比外，結構構造及加載齡期也影響較大，結構構造表現為結構的截面高度，加載齡期表現為全橋合龍時間及合龍索的張拉順序、二期恒載的加載時間;對于拱肋及吊桿對主梁工后徐變的影響因素，主要表現為拱肋結構高度、吊桿類型選擇及其間距布置等因素。針對上述影響因素進行了計算分析，初步反映了連續梁－拱組合橋三構件的徐變變形關系。

4.1 結構構造因素對主梁工后徐變影響計算

在主梁支點截面梁高8.5 m基礎上，根據鋪軌后的時間長短，進行主跨跨中、邊跨支點截面梁高4 m和5 m、吊桿間距8 m和9 m、拱肋高度3 m和4 m進行組合，其代表性截面－主跨跨中截面的計算結果如表1。

表1 跨中截面徐變值 mm

從表1可以看出，當支點截面梁高一定時，主要比選結果如下:

①3 m拱高和8 m吊桿間距情況下，主梁跨中，邊跨支點截面4 m、5 m梁高的主梁徐變值分別為18.23 mm，16.13 mm;4 m拱高和8 m吊桿間距情況下，主跨跨中，邊跨支點截面4 m、5 m梁高的主梁徐變值分別為19.41 mm，16.83 mm。可見，主跨跨中、邊跨支點截面高度增加，主梁工后徐變值降低，變化幅度約10%，效果較為明顯。

②主跨跨中和邊跨支點截面梁高4 m、3 m拱肋高，吊桿間距8 m、9 m，主梁徐變值分別為18.23 mm、18.38 mm。可見，吊桿間距減小，主梁徐變變形值降低，但效果不太明顯。

③8 m吊桿間距布置，主跨跨中、邊跨支點截面梁高4 m，3 m、4 m拱肋高主梁的徐變變形值分別為18.23 mm，19.41 mm;主跨跨中、邊跨支點截面梁高5 m，3 m、4 m拱肋高主梁的徐變變形值分別為16.13 mm，16.83 mm;可見，隨著拱肋高度增加，主梁的工后徐變值增大。

根據以上計算研究成果，該連續梁－拱的設計采用支點截面梁高8.5 m，主跨跨中、邊跨支點截面梁高5 m，拱肋高3 m，吊桿間距8 m的參數，對控制主梁工后徐變影響是合理的。

4.2 合龍索的布置及張拉順序對主梁徐變上拱影響計算分析

影響徐變上拱度的因素很多，在結構尺寸、外荷載及施工方案確定的情況下，可以進行調控的主要有縱向索的配置和吊桿張力的調整兩種方式。由于本橋吊桿終張力已經接近最小值，設計中主要通過梁體縱向索來調整徐變上拱度。對縱向索的布置進行試算，發現合龍索特別是中跨中上緣的合龍索對徐變上拱度影響顯著，可進行調索控制。

采用MT1、MT2、MT3進行調索，其中 MT1—中跨合龍索，長度46 m;MT2—中跨合龍索，長度72 m;MT3—中跨合龍索，長度175 m，過中支點。不同的預應力索組合時主梁的徐變及應力結果如表2。

表2 中跨中上緣合龍索配置效應

綜合比較，中跨中上緣合龍索采用6+2+0的方案，即6根MT1+2根MT2+0根MT3預應力索時最為合適。

4.3 二期恒載加載時間對主梁工后徐變影響

本次結構設計，分別就成橋后0個月、2個月(60天)、6個月(180天)、8個月(240天)和10個月(300天)加載二期恒載進行了綜合計算，結果見表3。

表3 二期恒載加載時間引起的工后徐變值 mm

從表3可以看出，延長加載齡期，混凝土彈性模量提高，減少了彈性變形，徐變終極值也相應變小。

4.4 徐變終極值采用及規范選用結果比較

采用不同的徐變系數計算結果如表4。

表4 成橋1 000天后采用鐵路05橋規不同徐變系數下的結果 mm

本次設計采用徐變系數為2.0的結果。

采用不同規范的計算結果如表5。

表5 采用不同規范的計算結果 mm

徐變的計算值與設計規范及計算程序的處理方式均有關系，鐵路“05橋規”認為收縮徐變的完成時間設為3年(1 000天)就可以滿足收斂要求，“中交85規范”與“中鐵05規范”類似，而“中交04規范”計算收縮徐變的完成時間較長(按50年考慮)。

5 結論

九龍崗特大橋主跨采用(76+160+76)m連續梁拱組合橋結構，位于曲線上，是目前國內同類橋型中最大跨度的曲線連續梁拱橋。通過橋式方案的比選，提出了合理的結構，解決了組合結構的構造處理和空間受力問題，降低了梁高，減少橋長，節省了工程費用。

針對橋面采用無砟軌道CRTS－Ⅱ型板的要求，通過研究提出了調整跨中及邊跨支點截面高度，減小吊桿間距等設計思想，明顯改善了主梁工后徐變作用，解決了列車時速350 km高鐵橋梁跨度160 m以上曲線連續梁結構的徐變控制問題。

提出了“異位拼裝，縱向就位”的主拱架設方法，解決了傳統方法中拼裝時間長，給橋下既有鐵路帶來安全隱患的難題，節省了投資，提高了工效，有效降低了安全風險。

采取以下措施可降低工后徐變值:①增加主跨跨中、邊跨支點截面高度;②吊桿間距減小;③拱肋高度降低;④主梁縱向預應力索的布置與調整。

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