杭衢鐵路(117+240+117) m三線部分斜拉橋主橋設計

吳 鵬

(中鐵第四勘察設計院集團有限公司,武漢 430063)

1 橋梁概況

新建杭衢鐵路(建德至衢州段)北起建德市，經龍游后至衢州西，正線全長130.913 km。常山江特大橋是該項目的控制性節點工程，線路于衢州市衢江區境內跨越常山江，橋址處常山江水面寬242 m，設計流量9 179 m3/s， 設計水位71.79 m，最高通航水位65.20 m。線路與常山江河道夾角59°。橋址處河道順直開闊，地層主要為粉質黏土、細圓礫土、強風化粉砂巖、弱風化粉砂巖。

2 技術標準

(1)線路標準：正線雙線線間距5.0 m；聯絡線位于正線右側，距正線右線線間距6.5 m。設計速度正線350 km/h；聯絡線160 km/h。主橋位于5.7‰和-4.3‰縱坡上。平面位于直線上。

(2)設計活載：ZK標準活載。

(3)軌道類型：正線雙線為無砟軌道，聯絡線單線為有砟軌道。

(4)場地類型和地震烈度：場地土類型為軟弱土-巖石，Ⅱ類場地，地震動峰值加速度0.05g，場地基本地震動加速度反應譜特征周期0.35 s。

(5)通航標準：規劃Ⅲ級航道。

(6)設計使用年限：橋梁結構100年。

3 橋型比選

在滿足防洪要求的條件下，本橋孔跨布置的關鍵點在于通航孔需考慮上游500 m處規劃船閘和下游250 m處公路大橋的影響。根據通航影響評價報告要求采用單孔雙向通航孔方案，最終確定主跨為240 m的大跨方案，以滿足通航要求。

本橋不適合大跨剛構橋方案(最大主墩高約21 m)，設計中進行了部分斜拉橋、連續梁-拱橋、鋼-混連續梁3種大跨橋型方案的比選。由于鋼-混連續梁的鋼混結合段受力特殊、構造復雜，施工精度要求高、施工難度大，因此予以舍棄。重點對部分斜拉橋和連續梁-拱橋方案進行了比較，詳見表1。

表1 橋型比較

上述方案均能滿足功能需求，但綜合考慮結構受力、經濟性能、施工影響以及地方意見，最終確定采用(117+240+117) m部分斜拉橋[1]方案。考慮到大小里程側主墩高分別僅為11 m和21 m(指梁底到地面線之間的距離)，高跨比僅為1/11.43和1/21.82，難以采用塔墩梁固結體系[2-4]，技術比選后確定采用塔梁固結、塔墩分離體系。橋址平面和立面布置分別見圖1、圖2。

圖1 橋址平面

圖2 主橋立面布置(單位：m)

4 橋梁主要結構設計

4.1 主梁

參考類似工程，針對主橋梁高，設計階段研究了以下2種方案。

方案1：中支點梁高15.5 m，端支點梁高6.5 m。

方案2：中支點梁高14.5 m，端支點梁高7 m。

經計算，上述2種梁高方案下的各指標均滿足規范要求。由于部分斜拉橋在一定范圍內增加梁高對主梁的應力改善影響較小[5]，梁部應力滿足規范的條件下，活載梁端轉角是控制梁高的主要因素[6]。計算結果顯示，靜活載作用下方案2的梁端轉角0.86‰rad優于方案1的梁端轉角0.98‰rad，因此主梁采用中支點梁高14.5 m，端支點梁高7 m的單箱雙室箱形梁。

箱梁頂寬21.3 m。箱梁頂板厚0.45 m，至中支點附近加厚至0.7 m。箱梁底寬16.7 m，底板厚0.45～1.406 m。箱梁采用直腹板，腹板厚分0.50、0.70、0.90 m三種。主橋在梁的兩端和塔梁固結處共設4道橫隔板，在斜拉索各錨固點主梁箱內共設32道橫梁。主梁典型橫斷面見圖3、圖4。

圖3 中支點處箱梁截面(單位：cm)

圖4 跨中處箱梁截面(單位：cm)

邊支座及中支座均采用三支座布置，邊墩支座噸位為8 500 kN級，中墩支座噸位為170 000 kN級。橫橋向中心距分別為(7.15+7.15) m及(6.75+6.75) m。支座布置如圖5所示。

圖5 支座布置示意

4.2 橋塔

橋塔是部分斜拉橋的主要受力構件之一，其高度與斜拉索水平傾角正相關。根據本橋特點(三線鐵路橋，橋面寬、承載重)并參考類似工程，端索水平傾角取26.8°，較大的端索水平傾角提升了斜拉索的豎向效應，改善了主梁應力及梁端轉角。另由于本橋為線間距5 m+6.5 m的三線橋，線間難以設塔，技術比較最終確定本橋采用直立雙柱式橋塔，橋塔構造見圖6。

橋面以上塔高52.0 m，橋面以上塔的高跨比為1/4.62。上塔柱索梁錨固區采用矩形實體截面，其余處采用矩形空心截面，順橋向寬度為5.0～7.2 m，橫橋向寬度為2.6 m，四周設50 cm倒角。

4.3 斜拉索及錨固方式

斜拉索的布置形式主要有輻射式、平行式、扇式。由于扇式斜拉索兼具輻射式和平行式的優點[7]，因此本橋采用該布置形式，為空間雙索面體系。斜拉索采用抗拉標準強度1 860 MPa的單絲涂覆環氧涂層鋼絞線拉索，外套HDPE。斜拉索梁上縱向間距9 m，橫向間距19.8 m，與主梁采用成品梁端錨具形式，主梁內設置錨固梁，張拉端設置在梁上。斜拉索在塔端采用分絲管索鞍貫通，間距為1.5 m。斜拉索端索水平夾角為26.8°，最長115.6 m，最短57.8 m。

本橋為三線鐵路斜拉橋，橋面較寬、荷載工況復雜，活載引起的斜拉索邊中跨雙側抗滑力以及同一根拉索在索塔兩側的索力差值較大，容易造成索塔錨固處橋塔混凝土劈裂[8]，設計階段開展了下列專題研究：(1)大傾角拉索索鞍應力分析；(2)索塔兩側拉索規格、索力、傾角非對稱情況下鞍座式拉索錨固體系受力性能研究；(3)鞍座式拉索錨固體系的抗滑及疲勞性能研究。

通過上述研究分析，對索鞍局部構造進行了改進，采用了一種新型雙側抗滑移鞍座式拉索錨固體系。主要改進體現在以下兩個方面：一是在索鞍墊板處設置加勁板，加勁板上設置布筋孔；二是在索鞍兩端墊板之間設置4根φ20 mm的連接鋼筋，以利于索鞍墊板在斜拉索活載或不平衡力作用下的受力傳遞分散，從而改善索鞍墊板下混凝土的受力。斜拉索索鞍構造詳見圖7。

常山江特大橋主橋采用的新型雙側抗滑鞍座式拉索錨固體系，構造簡單、施工方便，解決了鞍座式拉索錨固體系應用于大跨度斜拉橋時列車活載不對稱加載時引起的同一根斜拉索在中跨和邊跨索力值差距較大問題；并可在一側拉索梁端錨固失效時，可以對拉索進行臨時錨固，避免產生連鎖反應，具備防錨固失效功能。

4.4 橋墩與基礎

主墩采用圓墩形實體直坡墩以減少阻水面積，水中58號主墩高20 m，陸上59號主墩高9 m，順橋向寬6.5 m，橫橋向寬21.6 m。58號主墩基礎采用19φ3.0 m鉆孔樁，59號主墩采用18φ3.0 m鉆孔樁，樁基均按柱樁設計。對應承臺為八邊形承臺，58號承臺尺寸18.6 m×38.8 m×6 m，59號承臺尺寸21.2 m×28.8 m×6 m。

5 主橋計算

5.1 縱向計算

本橋為三線鐵路部分斜拉橋，橋面寬21.3 m(橋塔梁固結處橋面寬24.8 m)，屬于較寬的橋面結構，相對于常規單、雙線鐵路，荷載工況多，受力更為復雜。采用橋梁博士V3.5程序及Midas/civil程序對主橋進行分析，得出支反力及內力、應力、強度等指標。

5.1.1 主梁檢算

對主梁在施工階段和運營階段強度、抗裂性、應力、變形等進行檢算，主要結果見表2。

表2 主梁截面檢算結果 MPa

施工階段，主梁上緣最大應力16.4 MPa，最小應力-0.50 MPa；下緣最大應力16.7 MPa，最小應力-0.50 MPa。

計算結果滿足規范[9-11]要求。

5.1.2 橋塔檢算

橋塔按實心矩形截面計算，主力作用下橋塔最大應力8.3 MPa、最小應力4.9 MPa，均為壓應力；主力+附加力作用下橋塔最大壓應力8.8 MPa、最小壓應力3.6 MPa，均為壓應力。

5.1.3 斜拉索檢算

斜拉索采用鍍鋅鋼絞線，單根鋼絞線規格為直徑15.20 mm，鋼絞線標準強度fpk=1 860 MPa。規格采用61、55根7φ5 mm鋼絞線。分別對斜拉索使用階段應力以及活載應力幅進行檢算。

斜拉索在主力工況下最大拉應力為884 MPa，最小安全系數2.11；在主力+附加力作用下最大拉應力897 MPa，最小安全系數2.07；活載最大應力幅為70 MPa。

5.2 橫向計算

分別對無索區、有素區、邊支點梁部、中支點梁部進行橫向檢算，其中無索區取腹板厚度50 cm截面，按1.0 m輸入計算模型，按剛性支撐計算。有索區分別取腹板厚度50 cm截面、腹板厚度70 cm截面、腹板厚度90 cm截面，每個截面分別按集中荷載、均布加載2種加載模式考慮計算。按6.0 m輸入計算模型，按剛性支撐計算。

邊支點梁部梁高700 cm，按7.0 m輸入計算模型，按剛性支撐計算。中支點梁部梁高14.5 m，按14.5 m輸入計算模型，按剛性支撐計算。

檢算結果表明，應力和裂縫寬度均滿足要求。

5.3 剛度

本橋為高速鐵路大跨斜拉橋，要求橋梁要具有足夠的剛度、平順性和較小的殘余徐變。同時正線為無砟軌道結構，對橋梁豎向變形控制更為嚴格[12-13]。主橋在三線ZK靜活載作用下，結構豎向撓度計算結果如表3所示。

表3 主梁豎向撓度計算結果 mm

由表2可知，豎向撓度最不利情況為靜活載+0.5倍溫度荷載撓度之和，中跨跨中最大撓度取值為113.9 mm(為跨度的1/2 107)，邊跨跨中最大撓度取值23.3 mm(為跨度的1/5 021)，小于1.1L/1 500。

梁端轉角為-0.61‰rad和0.86‰rad。邊跨最大徐變變形值為11 mm，中跨最大徐變變形值為18 mm。

5.4 實體模型分析

依靠Midas FEA強大的數值模擬及局部分析優勢，建立足尺寸模型，分析其局部應力狀態。其中錨固區(橫梁和錨固塊)空間構造復雜[14]，是設計中的關鍵部位。

錨固區主要計算結果：(1)橫梁在荷載下的橫橋向正應力最大值為6.1 MPa，最小值為-1.9 MPa。可知，橫向索改善了橫梁在橫向的受力狀況，在自重、橫向索、使用荷載共同作用下橫梁橫向受壓，且有較大的壓應力儲備。(2)除橫向索錨固區外，最大主拉應力發生在錨固塊錨固面與主梁斜腹板的交接角線上，最大可達8.6 MPa。剔除該小區域后，余值均小于C50混凝土的抗拉強度設計值2.64 MPa。(3)最大主壓應力發生在錨固塊底部，為14.1 MPa。考慮錨墊板分散傳力作用，上述位置的應力值在錨墊板與錨固塊連接面邊緣處增加，最大可達22 MPa。索梁錨固塊與斜腹板交界面區域最大主壓應力為5.8 MPa，斜拉索混凝土孔道最大主壓應力不超4 MPa。

根據上述錨固區的應力分布特點，設計中對應力集中區域采取了鋼筋加密，設置防裂、防崩鋼筋等有效措施進行加強處理。

此外，由于本橋橋面較寬、荷載大且工況多，各種荷載作用下截面應力的橫向分布是設計中的關鍵問題之一。根據三支座橫向支反力分配結果可知，邊支座兩側多向支座分配反力6 629 kN，邊支座中間縱向支座分配反力7 745 kN，分配比例為1∶1.34∶1，分配較不均。中支座兩側橫向支座分配反力145 533 kN，中支座中間固定支座分配反力145 633 kN，分配比例為1∶1∶1，分配均勻。

5.5 主橋抗震分析

本橋屬于B類橋梁結構，抗震設防要求高。采用Midas有限元程序建立全橋三維模型進行抗震計算分析，結果如下：(1)地震作用下，橋塔處于受壓狀態。橋塔最大壓應力在設計和罕遇地震作用下分別為11.1 MPa和13.3 MPa。(2)罕遇地震作用下，梁端最大順橋向位移為19.7 mm。(3)設計和罕遇地震作用下，邊墩支座橫橋向最大水平力分別為4 946 kN和10 881 kN，中墩支座橫橋向最大水平力分別為13 684 kN和30 105 kN，順橋向分別為6 117 kN和13 458 kN；依據規范[15]對支座及防落梁設施進行抗震檢算，滿足要求。

上述計算結果表明：在多遇地震和罕遇地震作用下主橋均有較強的抗震能力，各項指標滿足規范要求，結構設計合理，安全可靠。

5.6 橋塔穩定性分析

采用Midas Civil有限元程序建立空間有限元模型，對橋塔穩定性、裸塔穩定性進行檢算分析。

(1)橋塔穩定性檢算

運營階段在靜活載全橋滿布和靜活載中跨滿布的情況下，一階彈性失穩模態：橋塔橫橋向彎曲失穩，帶動主梁平面內轉動(橫彎)，見圖8。穩定系數分別為21.36和21.12。

圖8 全橋滿布活載情況下的一階彈性失穩模態

運營階段在靜活載邊跨滿布的情況下，一階彈性失穩模態：橋塔順橋向彎曲失穩，帶動主梁平面內轉動(豎彎)，見圖9。穩定系數為22.19。

圖9 邊跨滿布活載情況下的一階彈性失穩模態

(2)裸塔穩定性檢算

不計斜拉索及主梁剛度，將斜拉索所有豎向力加載于橋塔上進行裸塔穩定性分析。得出一階彈性失穩模態：橋塔橫橋向彎曲失穩，帶動主梁平面內轉動(橫彎)，見圖10。穩定系數為6.85。

圖10 裸塔情況下的一階彈性失穩模態

5.7 動力分析

高速鐵路有較高的行車舒適性要求，對變形要求較高[16]。對本橋進行車-橋耦合振動仿真計算與分析[17]，模型計算了CRH3高速列車通過橋梁時的車-橋系統空間耦合振動動力響應，該橋正線設計車速為350 km/h，聯絡線設計車速為160 km/h。列車編組、計算工況及軌道不平順情況見表4。

表4 列車編組及計算工況

CRH3高速列車以單線、雙線、三線通過主橋時：①當CRH3高速列車以250～420 km/h通過時，各工況的橋梁動力響應均在容許值以內，列車豎、橫向振動加速度滿足限值要求；②當CRH3高速列車以250～420 km/h通過時，列車的乘坐舒適性達到規定的“良好”標準以上。

因此，主橋采用的(117+240+117) m三線部分斜拉橋結構設計方案具有良好的動力特性及列車走行性，當列車通過橋梁時的安全性和乘坐舒適性均滿足要求。

6 結語

部分斜拉橋作為一種連續梁拉索加勁結構，是跨度140～280 m[5]內具有較強競爭力的組合體系橋型，已在多條鐵路上得到了成功應用[18-23]。常山江特大橋主橋為(117+240+117) m多線、大跨、寬橋面預應力混凝土部分斜拉橋，是杭衢鐵路控制性工程。該橋于2020年5月開工建設，預計于2023年12月建成通車。

通過對本橋的相關計算分析，得出以下結論。

(1)采用對索鞍局部構造進行改進的新型雙側抗滑移鞍座式拉索錨固體系，可有效改善索鞍墊板下混凝土的受力；同時有效減小橋塔的結構尺寸，便于橋塔及斜拉索的施工，具有良好的經濟效益。

(2)三線鐵路橋梁橋面寬、荷載大且工況多，各種荷載作用下截面應力的橫向分布是設計中的關鍵問題之一。本橋三支座橫向支反力分配檢算分析表明，中支點處反力分布均勻。但邊支點處一是因為箱梁剪力主要由中腹板承擔，二是因為梁高相對較小分配作用不明顯，從而導致支座反力分布較不均勻。因此設計中應重視局部應力檢算分析，通過進行橫向支反力分配來確定采用的支座噸位。

(3)索梁錨固區空間構造復雜，受力集中，局部應力大。其中索梁錨固塊與斜腹板交界面區域是設計中應重點關注的區域，該位置承受較大的拉應力，設計中應重視局部應力檢算分析，并對錨后區應力集中區采取鋼筋加密，設置防裂、防崩鋼筋等措施，確保結構受力性能。