宜万铁路叶溪河大桥(70+108+70)m连续梁桥合龙方案优化设计

2012-05-14杨帆

铁道标准设计 2012年7期

杨帆

(中铁工程设计咨询集团有限公司桥梁工程设计研究院，北京 100055)

随着大跨径连续梁桥的设计和施工水平日益成熟，悬臂浇筑法的应用也越来越广泛［1］。悬臂浇筑的连续梁，都要经过悬臂静定结构向悬臂单跨或多跨固端梁的超静定结构转化才能合龙成桥［2］。合龙顺序的不同，直接影响结构体系转换的次序，引起梁体内力千差万别，对结构的安全性和经济性影响较大［3］。

悬臂施工的特殊性要求在分段现浇的施工过程中，确保悬臂端荷载平衡，达到合龙前最大悬臂状态;同时，边跨过长也会削弱边跨的刚度，带来不经济性［4-5］。因而，连续梁的跨径布置往往会影响到合龙顺序。一般来说，预应力混凝土连续梁的边跨长度是中跨长度的0.5～0.6倍［6］。

当因地貌等因素影响而需加大边跨跨径时，常采用2种方式解决，一种是将合龙顺序调整为先中跨再边跨，在中跨合龙后，边跨再悬浇不对称梁段;另一种是将边跨支架现浇直线段的长度加长，以达到加大边跨跨径的目的，先合龙边跨，后合龙中跨［7］。

以宜万铁路叶溪河大桥为工程实例，采用有限元程序对不同合龙方案进行计算比较，分析了不同合龙方案对其成桥状态的影响，确定适合该桥最优的成桥状态的合龙方案。

1 工程概况

叶溪河大桥(图1)上跨清江支流泗渡河上游叶溪河，河宽70 m，常年有水，桥高110 m，主跨108 m为当时国内跨度最大的预应力混凝土连续梁［8］。线路为双线Ⅰ级，设计时速160 km，线间距4.2 m，位于直线上，桥面坡度－3.1‰，道砟桥面。主梁采用(70+108+70)m跨度组合，单联全长249.4 m(含两侧梁端至边支座中心各0.70 m)。道砟槽宽8.4 m，两侧人行道各1.15 m，梁部截面为单箱单室直腹板，桥面总宽10.7 m，底宽5.7 m。主梁边中跨比为0.648，比常规的大。

2 主梁构造及结构计算

2.1 主梁构造

箱梁横截面为单箱单室直腹板。中支点处梁高8.0 m，端部及跨中梁高4.5 m，其底缘按照半径为380.643 m的圆曲线过渡变化。顶板厚32 cm，腹板厚从40 cm变化到80 cm，根部局部加厚至130 cm，底板厚从40 cm变化至97.2 cm，根部局部加厚至150 cm。全梁共设5道横隔板，各横隔板均设置进人洞，以便施工和养护维修。

支点和跨中截面如图2所示。

2.2 预应力体系

本桥采用三向预应力使梁体处于全预应力状态。

纵向预应力索采用12－7φ5 mm钢绞线，VLM15-12锚具，YDC2500型千斤顶，两端张拉。纵向临时索采用15－7φ5 mm钢绞线，VLM15-15锚具，YDC3000型千斤顶，两端张拉。

横向预应力索采用4－7φ5 mm钢绞线，VLM15B-4锚具，YDC1000型千斤顶，单端张拉，张拉端两侧交错设置，锚外张拉控制应力为1 302 MPa。横向预应力索纵向按0.5 m间距布置，接触网立柱处局部加强。

图2 1/2支点和跨中截面(单位:cm)

竖向预应力筋采用φ32 mm的高强精轧螺纹钢筋，JLM锚具，梁顶端张拉，张拉控制应力601 MPa。竖向预应力筋纵向按0.5 m间距布置，横向腹板厚0.4～0.6 m时布置单根，腹板厚0.8 m时布置2根。

2.3 平面静力计算

纵向采用平面杆系程序BSAS软件对连续梁桥进行施工过程仿真分析，纵向有限元单元、节点划分如图3所示。计算荷载考虑恒载、活载、基础不均匀沉降、温度变化、体系转换、混凝土收缩、徐变及预应力损失以及特种荷载等，按最不利组合进行设计验算。

图3 纵向有限元单元、节点划分(单位:cm)

横向采用桥梁博士软件，截取纵向长度1.0 m的梁段，模拟为支撑于腹板中心线下缘的闭合框架结构进行计算，计算考虑结构自重、二期恒载、特种活载、温度变化、收缩徐变等荷载作用下。

主梁检算控制指标如表1所示。

表1 主梁主要计算结果

2.4 自振频率及车桥耦合动力分析

结构除满足一般静力强度要求外，还须有良好的动力特性，以保证列车的安全性和旅客舒适性。通过自振频率分析和车桥耦合动力分析［9-10］，该设计方案当单、双线客车(DF11旅客列车80～140 km/h，DDJ电动车组160～220 km/h)通过时，列车行车安全性有保障，行车舒适性达到‘良好’标准。当单、双线货车(C62，80 km/h以下)通过时，列车行车安全性有保障，行车平稳性在‘良好’和‘优秀’标准之间。结构振动特征值分析结果如表2所示。

表2 自振特性分析结果

3 梁段合龙方案对比计算分析

3.1 合龙方案

根据跨径布置和边中跨比值，影响结构受力的合龙方案主要有3种:(1)先合龙边跨再合龙中跨;(2)先合龙中跨再合龙边跨，中跨无压重;(3)先合龙中跨，对中跨进行压重，跨中上缘加临时索，合龙边跨。详见表3。

跨中压重、跨中上缘加临时索的措施为:跨中压重1 700 kN(图4)，并采用6根15－7φ5 mm和2根15－7φ5 mm临时索。在跨中压重和临时索完成后再浇筑边跨不对称节段。

表3 合龙方案

图4 跨中压重措施示意(单位:cm)

3.2 成桥状态应力比较

不同的合龙方案的成桥状态恒载作用下的截面内力对比如图5所示，各控制截面内力如表4所示，截面上下缘应力对比如图6、图7所示，各控制截面上下缘应力如表5所示，截面强度安全系数分布如图8所示，各控制截面强度安全系数如表6所示。

图5 成桥状态恒载作用下截面内力(弯矩)

表4 各控制截面内力(弯矩)kN·m

图6 成桥状态恒载作用下截面上缘应力

图7 成桥状态恒载作用下截面下缘应力

图8 成桥状态下截面强度安全系数分布

从图5～图8可以看出，3种不同的合龙方案沿跨径方向受力的变化趋势大体相近，但在各控制截面上存在差别，体现出合龙方案不同对主梁成桥状态的影响。

表5 各控制截面上下缘应力 MPa

表6 各控制截面强度安全系数

从图5、表4可见，对于边跨跨中、中跨跨中截面内力，方案一最大，方案二最小，方案三居中;而支点处截面内力，方案一最小，方案二最大，方案三居中。从图6、图7、表5可见，方案一对应的边跨跨中、支点、中跨跨中的截面上缘应力均比另外两方案大，截面下缘应力较其他两方案小;而方案二对应的边跨跨中、支点、中跨跨中的截面上缘应力均比另外两方案小，截面下缘应力较其他两方案大;方案三居中。从图8、表7可见，成桥状态下，在支点、边跨跨中截面，方案一的安全系数比另外两方案高，但在中跨跨中处，安全系数却比另外两方案低，方案三居中;方案二在中跨跨中截面的安全度较高，但在支点和边跨跨中截面的安全系数却比另外两方案低;方案三居中。

综上分析，方案三由于采用了压重和临时索措施，有效地控制了悬浇梁段期间的不平衡弯矩，截面内力和上下缘应力均小于其他两方案，变化幅度小，受力较均匀，各截面的安全系数分布较合理。

方案二与方案三相比，都采用了先合龙中跨再合龙边跨的施工顺序，只是在处理不对称梁段施工引起的弯矩时措施不同，却导致悬浇期间不平衡弯矩大，施工风险大，体现了合龙时采用压重和临时索措施效果显著。