跨既有線高鐵大跨窄幅變截面轉體梁施工技術

巨斌如

(中鐵十七局集團第一工程有限公司 山東青島 266555)

1 工程概況

高鐵上跨既有線鐵路一般采用連續梁轉體施工，轉體梁跨度大多在100 m左右，商合杭高鐵是華東第二通道，西苕溪特大橋跨既有宣杭鐵路，設計為(72＋128＋72)m連續梁，與運營線最小距離僅3.36 m，主跨梁底距離營業線軌面高度分別為8.6 m和9.43 m，采用轉體法施工[1]，轉體角度 14°30′～18°44′，轉體總重7 500 t。

該橋主跨連續梁緊鄰既有宣杭線，為變截面連續梁，箱梁施工周期長、難度大，既有線行車防護及施工安全風險高。橋梁全長273.5 m，橋面寬7.4 m，梁體寬度小，相較于一般施工的轉體梁跨度較大、截面較窄[2-3]。據不完全統計，轉體梁寬跨比大多在0.13～0.56之間，本橋的寬跨比為0.058，轉體過程中需針對該“細長”結構進行具體分析，對施工及監控方法進行優化，確保橋梁轉體符合設計要求。

為保證營業線運營安全和減少施工對營業線行車的影響，轉體結構設在墩身與基礎間，0＃段和邊跨段采用支架法現澆，其他梁段采用掛籃法順鐵路方向澆筑，兩“T”構同步轉體跨中合龍，該轉體梁梁體寬度小，跨度大、作業機械多、程序復雜，施工風險高。轉體施工平面示意見圖1。

圖1 轉體施工平面示意

2 輕型可調內模架掛籃設計施工

本連續梁頂板厚45 cm，腹板厚45～90 cm，局部加厚至160 cm，底板厚49～150 cm，為單箱單室薄壁板結構，施工中掛籃重量控制尤為重要。掛籃采用鋼梁桁架結構[4-5]，主承重結構底部框架主要是橫梁和縱梁，見圖2。主受力構件均為Q345型鋼加工，螺栓連接，便于吊裝；同時通過對構件受力計算進行了截面尺寸優化，大大減輕了掛籃結構自重，掛籃總重68.2 t/幅，最大節段梁重為177.2 t，掛籃與現澆混凝土重量比為0.38，實現了掛籃輕量化，既滿足了節段施工要求，又減輕了對薄壁板結構的壓力。

圖2 掛籃結構

2.1 變截面箱梁整體內模架設計

一般情況下變高度預應力混凝土箱梁截面變化通過頂板、底腹板外部加厚，內部空間保持不變，掛籃施工內模固定于掛籃內滑梁上，掛籃前移過程中內模隨掛籃一起前移。西苕溪特大橋為有效解決跨越既有線凈空和大跨度問題，變截面設計采用頂板、底板、腹板局部內側厚度增加，梁體內截面隨梁外截面變化而變化，施工中箱梁內模寬度變化需通過相應的工藝工裝不斷變化以滿足設計要求，同時也導致施工難度加大，若采用掛籃內?，F拼或改裝，工藝繁瑣，費時費力成本高。研究設計可調節整體內模，解決內模整體滑移問題，做到分階段隨時可調勢在必行。

為解決此問題，在普通連續梁內模基礎上進行優化改進，利用掛籃內側上導梁作為架體承重滑移梁，增加側模拉滑裝置、對拉調節油缸和限位螺栓結構，實現截面變化，達到內模半自動伸縮，限位器實現模板加固和結構尺寸定型。

內模架由頂板承重滑道、內模變形架、側模拉滑油缸、側模和架體承重滑梁五部分組成(見圖3)，頂板承重滑道安裝在箱梁內頂板下方架體承重滑梁上，滑梁上設內模變形架，承重滑道上安裝水平液壓千斤頂，頂板和底板需要加厚時設豎向液壓千斤頂，變形架外側安裝內模，實現箱梁內模無拆卸調整。

圖3 連續梁輕型可調內模架

2.2 內模架技術原理

輕型可調內模架固定放置于掛籃內滑梁上方，整體跟隨掛籃移動。內模架的調節由6片單獨可調變形架實現，單榀變形架由兩片架體組成，架體上下各設一排寬度調節孔，寬度調節孔采用螺栓連接構成適合寬度的單榀變形架改變架體寬度，見圖4。

圖4 單榀變形架分解及組裝示意

架體兩側與側模連接通過鉸接連接，側模懸臂形成轉動軸。通過轉運軸轉動和松緊拉滑裝置進行側模閉合，見圖5。

圖5 變形架轉動側模收縮示意

在梁段混凝土澆筑前，腹板鋼筋綁扎過程中，側模拉滑裝置收緊，內側模處于收縮狀態，為鋼筋綁扎提供操作空間，鋼筋綁扎完畢后，放松拉滑裝置，對拉桿固定側模，關模澆筑混凝土。

3 連續梁梁體懸灌施工

在既有線一側進行轉體梁施工，采用懸臂澆筑法施工。每節段混凝土先澆底板、腹板，后澆頂板，一次澆筑成形。連續梁掛籃工藝流程:澆筑0＃段→0＃段掛籃拼裝(預壓)→1＃(1′＃)段澆筑→掛籃前移、調整、錨固、內模架調整→下一梁段澆筑→依次循環各段懸臂灌注→拆除掛籃。

0＃段采用現澆支架法施工，在承臺上搭設螺旋管立柱支架，型鋼簡支梁式支架體系，完成0＃梁體混凝土施工。梁段混凝土達到設計強度的100%以后，張拉預應力束并待孔道內水泥漿初凝后拼裝掛籃，進入循環懸澆梁段施工。掛籃全封閉防護，為確保營業線行車安全，在靠近營業線一側設2 m高密目鋼絲防拋網，?48鋼管作為橫豎肋，鋼管底部與梁體預埋鋼筋連接牢固。

4 大跨窄幅轉體梁轉體

轉體梁在轉體過程中由于轉體系統制作及安裝誤差，主梁現澆混凝土施工差異等因素，橋梁上部結構對球鉸中心存在偏心，會產生不平衡力矩。本轉體梁與一般施工的高鐵轉體梁相比較，跨度較大而截面較窄，更加趨向于細長結構。轉體過程中如何對不平衡力矩控制確保轉體過程中的穩定尤為突出。

轉體連續梁的轉體控制技術關鍵在于稱重試驗[6]，合理的配重計算不僅可以準確測試轉體梁兩端不平衡力矩、偏心距和球鉸靜摩擦系數，為橋梁正式轉體提供精準化控制依據，也可使轉體到位后的橋梁施工效果更好地滿足設計要求。

4.1 稱重試驗

稱重試驗在上部構造箱梁施工完畢，轉動系統臨時固結完全解除后和試轉前進行，主要包括:轉動體(含預配重)部分的不平衡力矩、轉動體部分的偏心距、轉體球鉸的摩阻力矩及摩擦系數、轉體梁的配重建議實施方案、配重效果分析。

轉體梁計算梁重7 500 t，球鉸采用鋼球鉸[7-8]，轉動半徑7.77 m，千斤頂距中心距離約為4.25 m，靜摩阻系數通過實測經驗并考慮一定的富余量，支撐千斤頂采用4臺500 t千斤頂，每側2臺對稱布置，智能位移計設于千斤頂對側滑道處，位移傳感器同側上承臺處水平設百分表，確保轉體精度[9-10]。見圖6所示。

圖6 千斤頂、傳感器布置示意

4.2 配重設置及效果分析

本梁體為單線箱梁，線路為直線，轉體結構施工中，球鉸下埋設傳感應力計，分析應力在解除臨時固結前、解除后的變化，發現橋梁縱橋向存在不平衡力矩，橫橋方向不平衡力矩幾乎為零。所以，試驗各項參數收集、分析傾向于縱橋方向。

對64＃墩稱重試驗進行理論分析和實測數據計算，試驗結果如表1所示。

表1 64＃墩稱重試驗結果

根據施工現場實際，配重方案如下:在縱向中跨大里程方向，距離轉動中心40 m處采用混凝土預制塊進行配重；考慮荷載的分布效應配重重量為13.0 t。同理，經測定65＃墩配重設置在邊跨大里程一端，計算配重為16.0 t，設于距轉動中心距離40 m位置。

通過監測配重、試轉前后相關參數變化，發現:配重完成后，兩墩撐腳與滑道之間間隙比較均勻，64＃墩最大為18 mm，最小為15 mm；65＃墩最大為17 mm，最小為16 mm；然后進行試轉，同時監測球鉸混凝土應力，監測數據表明混凝土應力變化不明顯，梁體兩端標高相對穩定。轉體梁稱重試驗結果準確，配重方案實施效果良好，梁體均處于平衡狀態，無需二次配重，滿足正式轉體條件。

4.3 精準轉體就位

轉體梁轉體就位精度主要決定于轉體點動控制，左線64＃墩轉體前，先通過試轉，并進行試轉數據采集、研究、分析，確定正式轉體點動操作梁端距設計軸線位置長度，經計算研究總長為1.2 m，點動操作過程中依次按照 30、20、10、10、5、5、3、3、2 s的時長進行點動控制，確保梁體軸線按設計要求精準就位。每次點動操作后，都要精準量測一次剩余轉體的弧長度，確保轉體就位精準。

64＃墩T構轉體到位后，對轉體后橋梁姿態進一步復核，發現梁端有一些輕微傾斜，橫橋向梁端左右側高程相差2 cm，通過千斤頂反頂在上下盤間進行姿態調整，配重調整縱向標高，確保了梁體精確就位[11]。

為保證T構平順、安全完成轉體，對轉體移動的速度控制中，通過試轉時確定的轉體角速度和梁端水平線速度計算承臺在單位時間內轉過的弧長值，確定基本刻度；將制作準確的轉動速度控制標識粘貼在轉動承臺上；在下承臺設置激光控制指針，實時監測和控制轉動的速度和轉動進程，保證轉動速度在合理可控范圍之內，確保轉體安全平穩。

與此同時，為實時監測轉體的就位情況，順利實現安全平穩轉體。在T構兩側懸臂端架設水平塔尺，塔尺零刻度與梁體中心線重合，利用全站儀全程實時監控。

4.4 特殊部位監測

針對本橋跨度大、截面窄，考慮梁體屬細長結構，需對橋梁關鍵及施工薄弱部位加強監控。針對本橋的具體情況，在臨時固結處、0＃段及1＃段梁段設置了應力傳感器[12]，進行監測，密切關注混凝土受力及外觀情況，防止出現裂縫及剝落情況，與傳統監控方法相比，安全系數大大增強，確保了轉體梁順利轉體。

5 總結與體會

在橋梁建設日趨頻繁、轉體連續梁橋廣泛應用于高鐵建設中的大背景下，本文針對大跨度窄幅連續梁臨近繁忙營業線施工，在傳統工藝上進行了再創新，保證了施工安全及施工質量。

(1)為解決梁體內部空間的變化致使箱梁內模寬度不斷變化的施工困難，實現掛籃輕型化、內模整體化，通過連續梁內模架體的合理設計，實現連續梁內模架體自行收縮和加固，達到空間截面變化的效果，操作簡單，工效高。

(2)針對本橋長細結構的具體情況進行稱重試驗，同時考慮荷載分部效應合理選擇配重方案，為橋梁高質量轉體完成提供了條件。同時針對該橋梁特殊結構形式，在臨時固結處設置應力傳感器進行監測，監測受力薄弱部位的混凝土情況，同時為預配重提供參考值，提高了轉體安全性。