公鐵立交鐵路槽形梁橋改擴建方案研究

摘要：【目的】為探究復雜工況下鐵路槽形梁的合理建設方案，針對梁橋改擴建工程展開研究。【方法】以跨越某高速公路的鐵路槽形梁橋改擴建工程為研究對象，在面臨改擴建前后主梁空間位置重合、保通等復雜工況下，從主梁結構受力、施工技術及交通導改3個方面，對原址高位現澆后落梁和異位預制頂推2種方案進行了詳細的對比分析與研究。【結果】研究結果表明：主梁的各項安全系數及應力驗算指標均低于相應限值，滿足規范要求，其中，異位預制頂推方案的應力儲備相對較高。原址高位現澆后落梁方案存在落梁高度大、施工技術要求高的問題，而異位預制頂推方案則具有施工風險低、對橋下交通影響小的優勢。在頂推過程中可充分利用既有框架邊墻作為臨時墩，實現對既有結構的最大化利用。在施工過程中，2 種方案均需采取交通導改措施，但理論上不用中斷橋下交通。【結論】2種方案均能滿足保通要求，但異位預制頂推方案在應力儲備、安全系數及施工風險方面相較于原址高位現澆后落梁方案表現出明顯優勢。

關鍵詞：鐵路槽形梁橋；改擴建工程；保通；頂推法；高位落梁

中圖分類號：U448 文獻標志碼：A

本文引用格式：薛飛. 公鐵立交鐵路槽形梁橋改擴建方案研究[J]. 華東交通大學學報，2024，41（6）：43-49.

【研究意義】槽形梁作為下承式橋梁，具有建筑高度低、截面空間利用率高等顯著優點。在橋下凈空受限的情況下，槽形梁仍能滿足鐵路和環境的綜合要求，具有較強的競爭力，并在既有鐵路橋梁的改擴建工程中展現出良好的應用前景[1-3]。然而，槽形梁的結構受力復雜，建設技術要求高，在實際改擴建工程中常面臨保通、原址施工條件受限等復雜工況，槽形梁的改擴建方案研究具有重要意義。

【研究進展】目前學界主要采用有限元法分析槽形梁的空間力學特性[4]。田楊等[5-6]利用ANSYS等軟件建立三維實體模型分析槽形梁空間力學行為，結果表明，三維實體有限元模型可準確反映槽形梁的縱、橫向應力分布，但計算量大且建模復雜。魏亮道等[7-9]采用Midas Civil、BSAS 等軟件建立桿系模型對槽形梁進行分析，結果表明，采用桿系模型在橫向分析方面存在不足。在保通、改建前后主梁空間位置重合等復雜工況下，槽形梁橋的施工工藝同樣備受關注，傳統施工方案有原址支架現澆法[10-11]、架橋機法[12]。原址支架現澆法的模板會侵占道路凈空，而架橋機法需要架梁（槽）機等大型設備，導致橋下安全壓力大，不利于保通。曹虹等[13]提出了大跨連續槽形梁的單T構懸臂工藝，在施工過程中確保了橋下軌道交通的正常運營。梁月勝[14]提出了簡支槽形梁原址高位現澆后落梁工藝，通過頂升系統將主梁模板頂起至高于設計標高位置現澆，再利用頂升系統將主梁逐級落梁至原位，此法可滿足橋下保通、限高要求，但高位落梁施工技術要求較高，安全壓力大。頂推施工屬于無支架施工技術[15-18]，在臺后預制場地澆筑梁體，再利用步履式千斤頂、滑道等頂推設備將梁體頂推就位，頂推過程對于橋下線路影響小，在跨線槽形梁橋改擴建中具有廣闊的應用前景。

【創新特色】公鐵立交鐵路槽形梁橋改擴建工程建設條件復雜，直接拆除既有橋梁獲得原址施工條件較為困難，而異位施工方案在橋梁改擴建工程中具有較強競爭力。本文提出了原址高位現澆后落梁和異位預制頂推方案，并從受力、施工技術等角度研究異位施工方案在橋梁改擴建工程中應用的可行性。【關鍵問題】本文以某上跨高速公路的鐵路槽形梁改擴建工程為研究對象，在保通、改擴建前后主梁空間位置重合等工況下，對比分析原址高位現澆后落梁和異位預制頂推2 種方案的主梁受力性能、施工特點，以及交通導改措施，旨在得出合理的橋梁改擴建方案，以期為國內類似工程提供借鑒和參考。

1 工程背景

1.1 工程概況

某高速公路為雙向4 車道，采用2×14.2 m框架橋下穿礦業專用鐵路。改擴建后，高速公路為雙向8 車道，路基寬度達到41 m，原框架橋孔寬度無法滿足擴建要求，需拆除框架橋，并在原址新建1 孔鐵路槽形梁橋。如圖1 所示，新建鐵路橋為1 孔56 m預應力混凝土簡支等高槽形梁，梁高4.8 m，支點處道床板局部加厚梁高5.6 m，橋寬度9.5 m，腹板內側凈寬7.7 m，橋下最小凈空5.7 m，下部結構采用重力式橋臺，鉆孔灌注樁基礎。本項目征得鐵路管理部門許可，臨時拆除、移運既有橋上及兩側部分鐵路，待橋梁改擴建完成后恢復鐵路。

從圖1（a）中可知，新建槽形梁道床板與原框架頂板空間位置重合，不存在原址現澆施工條件。為滿足充分利用既有結構、保證橋下交通要求，提出原址高位現澆后落梁和異位預制頂推2 種主梁建造方案。

1.2 主要設計標準

礦業專用線為內燃機車牽引鐵路，單線、有砟軌道，設計通行速度80 km/h，鐵路槽形梁設計使用年限為100 a。主梁跨徑L 為56 m，采用C60 混凝土，其抗壓極限強度fc 和抗拉極限強度fct 分別為40，3.5 MPa，梁體自重按實際斷面計，梁體容重26 kN/m3，橋上二期恒載按87 kN/m 計算。列車豎向靜活載采用客貨共線鐵路列車荷載圖式（ZKH，Z為中國，K為客運列車，H為貨運列車），活載動力系數為1.118。混凝土溫差應力按《鐵路橋涵混凝土結構設計規范》（TB 10092—2017）計算，縱向溫度荷載按道床板升溫5 ℃考慮，整體按升降溫25 ℃考慮。

2 原址高位現澆后落梁方案

2.1 原址高位現澆后落梁方案設計

本方案通過落梁支架、頂升裝置、臨時支撐等將槽形梁現澆模板位置抬升，使得槽形梁在設計標高上方、高于框架頂板的位置完成澆筑。待主梁澆筑完成后，再逐孔拆除既有框架橋，之后利用頂升裝置將主梁逐級落架至設計位置，施工過程示意見圖2。

槽形梁高位現澆過程中，既有框架橋未拆除，橋下交通維持雙向4 車道限速通行，如圖2（a）。既有框架逐孔拆除過程中需要臨時組織疏導交通車輛，如圖2（b）。拆除一孔框架橋時，將交通車輛導改至另一孔框架，由原來雙向4 車道壓縮為雙向2 車道通行，單孔框架拆除時間為24～48 h，拆除第二孔框架時，交通導改至框架已拆除完成的路面通行，仍為雙向2 車道，待2 孔框架拆除工作完成，即可在原位恢復雙向4 車道通行，施工過程不中斷交通。既有框架橋拆除后，通過主梁兩端的頂升裝置將槽形梁逐級落放至設計高程，再進行槽形梁橋面及橋下路面改造等工程，如圖2（c），圖2（d）。

2.2 結構計算分析

槽形梁縱向計算分析采用Midas Civil 有限元軟件，利用梁單元建立全橋結構離散模型，共計34個單元，35 個節點。在施工階段，通過臨時約束模擬現澆支架，成橋后拆除。對全橋有限元模型進行施工、運營階段驗算，采用主力、主力+附加力荷載組合，按最不利荷載組合進行驗算。運營階段主梁截面的最小安全系數如表1 所示，主梁各項安全系數均符合規范要求。

最不利荷載組合下主梁各階段應力及變形結果見表2。由表2 可知：在施工及運營階段全截面均未出現拉應力，滿足全預應力混凝土構件設計要求；剪應力、主應力均小于各自的限值，說明主梁應力驗算滿足規范要求；ZKH靜活載作用下主梁跨中位移和梁端轉角均小于變形限值，主梁剛度符合規范要求。

2.3 方案特點

在施工技術方面，本方案現澆施工方便，槽形梁整體性能良好，但本方案需要進行高位落梁作業。主梁兩端共設置4 個頂升點及4 個轉換點，單個頂升點計算理論反力值高達6 000 kN，需采用相應噸位的千斤頂將槽形梁逐級卸落至設計高程，此過程施工難度大，整個落梁過程都應進行施工監控，對超出允許偏差的部分及時采用千斤頂進行調整。在交通導改方面，逐孔拆除框架橋時需進行交通導改，車道數量由原雙向4 車道壓縮至2 車道，限速通行，但滿足保通要求。

3 異位預制頂推方案

3.1 異位預制頂推方案設計

在臺后設置預制場地澆筑主梁，再通過頂推法將主梁頂推就位，可最大限度降低對橋下高速公路交通車輛的影響，施工風險低。預應力混凝土槽形梁跨徑56 m，對全橋頂推存在頂推力過大、臨時設施多等問題，同時為利用既有結構，本方案沿橋縱向將主梁分為頂推段和后澆段，頂推段在預制場地現澆，張拉部分預應力鋼筋，安裝導梁后進行頂推，既有待拆框架邊墻可作為臨時墩；主梁頂推就位后，拆除導梁，在既有框架兩側搭設支架澆筑后澆段，待后澆段達到設計強度后，將主梁支承于橋臺，再拆除現澆支架、逐孔拆除框架橋邊墻，最后進行橋面施工、橋下既有路線改擴建。

本方案施工過程大致如圖3 所示。既有框架橋分兩階段拆除，如圖3（a），圖3（d）。頂推前逐孔拆除框架橋頂板，待拆框架橋邊墻保留并作為臨時墩，該過程中可調整既有框架邊墻頂標高，使步履式千斤頂頂面標高接近于成橋后梁底設計標高，從而降低落梁高度或無須落梁工序。頂推完成后再逐孔拆除框架橋邊墻，兩個階段均需要進行交通導改，高速公路由雙向4 車道壓縮成雙向2 車道通行，其余施工階段高速公路為雙向4 車道通行，框架頂板、邊墻拆除持續時間約24 h。相對于原址高位落梁方案，異位預制頂推方案施工未涉及落梁工序，降低施工風險，同時利用既有框架橋邊墻，可減少臨時結構工程量。

3.2 結構計算分析

本梁為56 m預應力混凝土簡支梁，其中頂推段長度為35.6 m，兩側后澆段長度各為10.2 m，桁架式鋼導梁長度為12.6 m。頂推施工過程中，主梁沿橋縱向的空間位置不斷變化，邊界條件也相應發生改變，通過改變支座位置來模擬主梁頂推過程。為保證槽形梁頂推段在施工期間上、下緣均處于受壓狀態，在主梁上緣增設6 束臨時預應力鋼筋，頂推完工后抽除并對管道灌漿。結構分析時對主梁進行施工、運營階段的驗算，采用主力、主力+附加力荷載組合，按最不利荷載組合進行驗算。槽形梁在頂推過程中，截面壓應力極值如圖4所示。

由圖4 可知，在整個頂推過程中，槽形梁均處于受壓狀態，上緣最大壓應力值為8.5 MPa，符合要求。下緣壓應力在頂推起始階段壓應力為0.3 MPa，原因是在施工階段計算模擬時，僅在梁端設置了臨時支座，導致計算結果偏保守。實際施工時，應根據步履式千斤頂的位置考慮臨時支座。運營階段主梁截面的最小強度、抗裂安全系數如表3所示。

由表3 可知，各安全系數均大于控制條件，說明主梁安全系數符合規范要求。運營階段主梁應力及變形結果見表4。

由表4 可知，主梁全截面處受壓狀態，符合全預應力混凝土構件的設計要求；剪應力、主應力均小于各自的控制條件，主梁抗剪、抗裂性能均滿足規范要求；在ZKH 靜活載作用下主梁跨中撓度和梁端轉角位移小于控制條件，主梁剛度符合規范要求。

3.3 方案特點

本方案在分階段拆除框架頂板、邊墻時需要進行交通導改，橋下交通由4 車道變為2 車道通行，而主梁的頂推過程并不影響橋下交通，且施工風險低，故本方案也不用中斷橋下交通。頂推施工過程中，梁體承受交替變化的正、負彎矩，需布置臨時預應力筋、前導梁和臨時墩等臨時措施，導致用鋼量相對增加。但是，臨時墩可由既有待拆框架橋邊墻充當，從而減少臨時結構工程量。

4 結論

1）在改建前后主梁空間位置重合、保通等復雜工況下，原址高位現澆后落梁和異位預制頂推方案都能夠有效建設槽形梁。

2）經有限元軟件建模分析，2 種方案的槽形梁在強度、剛度、抗裂性能等指標均符合規范要求。其中異位預制頂推方案主梁的應力儲備和安全系數相對較高。

3）原址高位現澆后落梁方案的施工技術要求高，高位落梁作業存在難度大、風險高的特點，而異位預制頂推方案落梁高度小，安全性能高。

4）異位預制頂推方案可充分利用既有框架橋邊墻作為臨時墩，減少臨時結構工程量。在異位預制頂推方案中，若在主梁頂推段兩端設置勁性骨架，則勁性骨架不僅具備導梁功能，同時也可作為承力結構，參與主梁后澆段、成橋及運營階段的受力，從而避免設置落地支架、減少臨時設備，節約工期。

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通信作者：薛飛（1984—），男，研究方向為橋隧結構與路基支擋施工控制。E-mail：33244932@qq.com。

（責任編輯：姜紅貴）