先簡支后連續結構在高速鐵路渡線區橋梁的應用

寇延春,王德志,蔣啟明

(中鐵第四勘察設計院集團有限公司,武漢 430063)

引言

簡支梁和連續梁是我國鐵路橋梁最常用的兩種結構形式，橋上渡線區無縫道岔要求橋梁結構采用剛度大、整體性好的連續梁結構，通常稱“渡線連續梁”[1-2]，其特點是結構連續，截面等寬，一般采用現澆法施工。對于高墩、軟土地基或跨越道路、河流上的渡線連續梁，支架現澆施工往往存在較大困難，工程造價高，且現場澆筑混凝土施工質量控制難度大。采用預制架設先簡支后連續施工方案，則較好地解決這一難題，它由預制架設簡支梁和濕接縫拼裝構成，充分利用了簡支梁預制架設施工方便的優點，通過體系轉換后形成連續梁結構，具有連續梁的受力特征，并滿足無縫道岔的受力要求。

本文結合福廈高鐵福清西站渡線連續梁設計[3]，介紹渡線連續梁先簡支后連續施工的技術特點。

1 工程概況

福廈高鐵福清西站為兩臺四線，線間距(6.5+5+6.5) m，中間2條正線，兩側為到發線。小里程側咽喉區2條到發線通過42號道岔與正線過渡。受地形和跨越道路、河道和供水暗渠等的影響，小里程咽喉區和站臺區采用高架橋梁，根據無縫道岔要求，咽喉區采用7×32.7 m預應力混凝土渡線連續梁，最大墩高27 m。站臺區中間正線采用標準跨度簡支梁，兩側分別采用單線簡支梁，在站區設置預制梁場，簡支梁均采用預制架設施工[4-6]。見圖1。

圖1 福廈高鐵福清西站渡線區連續梁平面示意(單位:m)

2 結構形式比選

7×32.7 m預應力混凝土渡線連續梁，線間距6.5 m，全聯長228.7 m，梁部高度3.05 m，箱梁頂寬12.8 m。結合站臺區單、雙線簡支梁預制架設施工方案和站區梁場的設置，該渡線區連續梁研究采用預制架設先簡支后連續方案[7-8]。對于線間距6.5 m的渡線連續梁，單箱單室箱梁底寬7.0 m，箱梁頂底板受力大，配筋較多，裂縫難以控制，同時箱梁自重接近900 t。因此選用單箱雙室和雙箱單室兩種截面形式比較，如圖2所示。

圖2 兩種箱梁橫斷面尺寸比較(單位：cm)

單箱雙室截面單孔梁重超過目前雙線900 t架橋機的架設能力[9-10]，只能采用支架現澆施工；雙箱單室截面采用兩單線梁并置、濕接縫連接，單線550 t架橋機架設施工。技術經濟比較見表1。

表1 兩種箱形截面技術經濟比較

從表1可以看出，雙箱單室結構方案采用預制架設、先簡支后連續的施工方法，充分利用既有運架梁設備，確保了施工質量，縮短了施工周期，同時避免橋下河道內搭設高支架，降低施工安全風險，與單箱雙室支架現澆施工方案相比，技術經濟效益明顯。

本橋渡線連續梁選用雙箱單室箱梁截面形式，其預制簡支梁外部輪廓與到發線單線簡支梁一致，并與到發線梁同步架設施工，采用先簡支后連續施工方案，通過縱、橫向濕接縫連接和體系轉換，形成雙線渡線連續梁。

3 梁部構造

3.1 梁部構造

7×32.7 m渡線連續梁，邊跨梁長32.6 m，中跨梁長32.7 m，中支點處濕接縫寬度0.6 m，梁端預留伸縮縫0.1 m，因此邊跨預制梁長32.3 m，中跨預制梁長32.1 m。到發線梁頂寬6.75 m，正線梁頂寬5.44 m，到發線與正線間濕接縫寬0.6 m，正線與正線間預留2 cm縱向縫，四線梁部全寬25.6 m，如圖3所示。箱梁僅在支點處設置橫隔板，全梁共設8道。

圖3 四線箱梁結構截面示意(單位：cm)

3.2 梁端濕接縫

為確保梁端現澆濕接縫與箱梁之間良好結合、力的有效傳遞以及便于施工的要求，箱梁的連續端頭做成馬蹄狀[11]，梁端預留接茬鋼筋，一般使用搭接焊的方式進行連接，同時預留混凝土灌注條件。為了防止出現收縮裂紋，采用與梁體同強度的微膨脹混凝土。梁端濕接縫構造如圖4所示。

圖4 梁端濕接縫構造(單位：cm)

3.3 臨時支座

臨時支座應保證有必要的強度和剛度[12]，且方便拆裝，設置高度應考慮臨時支座壓縮變形。一般使用硫磺砂漿，通過電熱法進行體系轉換。臨時支座可以適當高出永久支座，在拆除時，必須保證橋梁逐孔處于對稱均勻的受力狀態。支座布置如圖5所示。

圖5 梁端支座布置示意(單位：cm)

3.4 負彎矩區鋼索

支點處上、下緣鋼索布置在箱內頂板和底板上，在箱內設置鋸齒塊張拉，由于箱內空間較小，應合理布置箱內鋸齒塊構造，以滿足鋼索布設要求。由于鋼索長度較短，以及受箱梁架設安裝施工誤差的影響，容易引起預應力損失[13]，因此應加強施工質量控制。

4 結構體系及受力特點

4.1 受力特點

主梁在簡支狀態承受自身重力，經過體系轉換成為連續結構后，承受二期恒載及使用階段活載。各階段跨中及支點恒載彎矩如圖6所示。可以看出，先簡支后連續結構彎矩位于簡支梁和連續梁之間，跨中彎矩遠小于簡支梁，略大于連續梁跨中彎矩4%，支點負彎矩小于連續梁支點負彎矩7%。相比簡支梁，由于支點處負彎矩的“卸載”作用[14-15]，使活載產生的跨中彎矩明顯減少，從而改善了結構受力，使得結構更加合理。

圖6 恒載彎矩圖(單位：kN·m)

先簡支后連續結構，在預制架設為簡支結構時，由于變形結構是靜定體系，簡支梁預制60 d后架設，后期收縮徐變小[16]，且簡支時收縮徐變不產生內力，支座產生的不均勻沉降也不產生次內力。體系轉換后，由于恒載已使大部分沉降發生，混凝土收縮和徐變已部分完成，其后期沉降和徐變大大減少，不會產生較大的二次內力，因此先簡支后連續結構受力性能具有明顯的優越性[17]。

梁部后期徐變1.76 mm，較與一次成橋相比徐變減少1.34 mm。

4.2 活載偏載系數

利用有限元軟件Midas Civil2010建立空間模型，對不同工況下的箱梁偏載系數進行計算，分析荷載、結構的空間效應[18-19]。在單、雙線行車條件下，活載偏載對各墩產生的最大活載支反力，與平面桿件模型計算求得的支座反力比較，得到中墩最大活載支反力偏載系數1.21，如表2所示。

表2 最大活載支反力偏載系數

4.3 濕接縫施工

梁部施工步驟：墩頂設置臨時支座，簡支梁預制架設，縱、橫向濕接縫連接，預應力張拉，體系轉換成橋，拆除臨時支座。為便于施工，墩頂橫向濕接縫全斷面整體一次澆筑，且能夠提高結構的整體性；縱向濕接縫將榀梁連接形成整體結構后，再張拉支點二次預應力，使支點部位后澆混凝土處存在預壓應力?？v向濕接縫宜分段澆筑以避免混凝土產生收縮裂縫，而體系轉換由中墩向兩端進行，利用固定支座形成穩定的結構支承體系。

5 結構分析

5.1 靜力計算

恒載狀態下，二次預應力使支點處上下緣預存不小于3 MPa的壓應力，運營狀態下，支點處最小正應力1.07 MPa，強度安全系數不小于4.0。梁部主要計算結果如表3所示。靜活載作用下，最大撓度值3.1 mm，為跨度的1/10 447，梁端最大轉角0.17‰rad。預制時到發線和正線設置相同的預拱度，最大值為1.2 cm。

表3 梁部主要計算結果

5.2 應力和變形分析

對于雙箱單室結構，當兩線荷載不一致時，必然引起兩榀箱梁豎向變形差異，對跨中濕接縫橫向受力和裂縫產生影響。采用MADIS軟件建模，分析梁體在ZK活載作用下雙箱單室結構豎向位移、橋面板橫向應力，以及跨中橫隔板設置對結構受力的影響[20]。

箱梁跨中不設置橫隔板和設置橫隔板兩種工況下，選取第一跨跨中進行局部對比，箱梁最大變形分別為1.39 mm和1.35 mm，主要體現為豎向撓度。變形云圖如圖7所示，主要變形為跨中豎向撓度，跨中橫向變形平順，表明箱梁橫向抗扭剛度大，有無跨中橫隔板差異甚微。

圖7 活載作用下豎向變形云圖

從圖8可以看出，應力較大區域位于中支點處軌道下部，頂板橫向最大應力為0.8 MPa，縱向橫隔板外最大主應力2.0 MPa。

圖 8 恒載+活載組合下應力云圖

分析表明：跨中橫隔板對結構的豎向變形和頂板的應力都沒有產生較大的影響，對于渡線連續梁雙箱單室結構，跨中可以不設置橫隔板。

5.3 運架梁檢算

考慮以下工況進行運架梁檢算：(1)在濕接縫沒有施工前，梁體處于簡支狀態下，兩片單線簡支梁承受運架荷載；(2)濕接縫施工完畢，混凝土強度滿足要求，但未張拉負彎矩鋼索時運梁；(3)體系轉換后，梁體承受運架荷載。同時考慮偏載系數和動力系數的影響。

結果表明：900 t運架一體機運梁荷載，在梁體處于簡支狀態下控制設計，主力工況下最大正應力15.54 MPa，最小正應力0.16 MPa；最小主拉應力1.14 MPa，最小強度安全系數2.55，最小抗裂安全系數1.86；主+附工況下上緣出現最小正應力-1.37 MPa。

6 結論

(1)對于高墩、深水、軟土地基或跨越道路上的高速鐵路渡線區道岔連續梁采用預制架設、先簡支后連續的施工方案經濟合理、技術可行；(2)先簡支后連續結構體系受力合理，后期徐變小；(3)對于雙箱單室結構渡線連續梁，跨中不設置橫隔梁，梁體變形滿足道岔受力要求。

該結構形式借鑒了簡支梁預制架設的優點，既符合現場施工條件，較好地解決了橋下搭設支架施工的難題，又滿足了無縫道岔對梁部結構的要求，特別是橋下不宜采用搭設支架現澆施工時，該方案技術優勢明顯。