城际轨道交通无砟轨道大跨度连续刚构桥后期徐变控制措施研究

陈　新

(中铁第四勘察设计院集团有限公司，武汉　430063)



城际轨道交通无砟轨道大跨度连续刚构桥后期徐变控制措施研究

陈新

(中铁第四勘察设计院集团有限公司，武汉430063)

针对广珠城际轨道交通工程容桂水道主桥(115+2×185+115) m大跨度预应力混凝土连续刚构，分析其在无砟轨道条件下的关键技术：研究C60高性能混凝土的配比、坍落度、抗侵蚀性、耐腐蚀性；按此配比，用从工地运来的材料(包括水泥、砂、石、粉煤灰、矿粉)制造试验梁，研究预应力混凝土梁的后期徐变特性及控制方法；在此基础上，提出在设计和施工两方面采取的针对性控制措施。

城际轨道交通；无砟轨道；连续刚构桥；徐变控制措施

广州至珠海城际轨道交通工程，设计最高时速200 km，铺设无砟轨道，在跨越容桂水道时，为满足通航要求和受到河堤闸门位置的控制，主桥采用(115+2×185+115) m大跨度预应力混凝土连续刚构，这是目前国内城际轨道交通铺设无砟轨道时同类型桥梁的最大跨度。

城际轨道交通出于行车安全性和乘坐舒适性的考虑，同时由于成桥后无砟轨道的轨顶高程只能通过扣件调节，然而扣件的调节量却非常有限，所以规范规定成桥后的徐变位移小于10 mm，对大跨度桥要求小于跨度的1/5 000[1]。如何确保成桥后的残余徐变变形满足规范要求，是本桥设计的关键，因此有必要对其进行专题研究，并在设计和施工两方面采取针对性措施。

1　国内外大跨连续刚构桥应用的概况

据调查，已建成的主跨在200 m左右的公路连续刚构桥较多，但部分桥梁在运营后出现病害，主要是中跨中下挠，分析其原因，主要是对混凝土徐变影响程度及长期性严重估计不足[2-3]。至于铁路大跨连续刚构，大多应用在普速铁路有砟轨道上，遂渝铁路嘉陵江大桥[4]虽然也铺设无砟轨道，但其跨度为(94+168+94) m，较本桥的主跨2×185 m要小。

本桥梁高11.0～5.5 m，顶板宽11.6 m，梁底采用圆曲线变化；中主墩为空心墩，两边主墩为双墙式墩，壁厚2.2 m，中心距5.0 m，墩高23 m；基础采用12φ2.3 m钻孔桩，承台尺寸12.88 m×17.48 m×5.0 m。合龙顺序为先边后跨，合龙中跨前，施加一定的对顶力。

2　关键技术研究

大跨度预应力混凝土连续刚构桥，由于受混凝土收缩徐变、预应力损失的影响，成桥后可能出现较大的中跨下挠或边跨上拱，本桥主跨达2×185 m，且铺设无砟轨道，如何有效地控制成桥后主梁残余徐变变形，确保桥梁变形能够适应城际列车高速运行的需要，是本桥设计的关键。

2.1C60高性能混凝土试验研究

通过对混凝土的工作性能试验(坍落度)、物理化学性能(抗侵蚀、耐腐蚀)试验，确定C60高性能混凝土在胶凝材料总量为490 kg/m3的条件下，以水胶比0.29、粉煤灰掺量23%、矿粉掺量10%、小石率60%配制的混凝土各项指标优越。

2.1.1混凝土的工作性能

与纯水泥混凝土比较，坍落度增大48.2%，为215 mm，满足混凝土施工时的性能要求。

2.1.2混凝土的物理性能

强度、弹模提高，28 d龄期时，分别较纯水泥混凝土增大12.2%、10.3%。

2.1.3混凝土的耐久性

28 d龄期时，高性能混凝土的碳化很难向内进行，可忽略不计。氯离子扩散系数为在28 d龄期时，为4.19×10-12m2/s，较纯水泥混凝土降低35.2%，具有很好的抗渗性能。

2.1.4混凝土的收缩徐变变形

粉煤灰和矿粉双掺影响混凝土的收缩变形，随龄期增长而变化：使35 d以前的收缩变形增大了，使后期收缩变形减小；180 d时，双掺混凝土的收缩应变较纯水泥混凝土减小25.2%。

徐变系数降低。复合使用23%粉煤灰和10%矿粉时，各龄期的徐变系数均小于纯水泥混凝土。在持荷180 d时，纯水泥混凝土、双掺混凝土、小石率60%的双掺混凝土的徐变系数分别为1.304、1.168、0.996；实测纯水泥混凝土的的徐变系数小于理论计算值，仅为《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》(TB10002.3—2005)(以下简称“中铁05规范”)计算徐变系数的71.2%、《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62—2004)(以下简称“中交04规范”)计算徐变系数的72.8%。

2.2现场配合比验证试验

在上述试验研究基础上，经现场原材料调试得到C60高性能混凝土配合比为：胶凝材料总量490 kg/m3，粉煤灰掺量20.4%(100 kg/m3)，矿粉掺量8.2%(40 kg/m3)，水胶比0.28，其坍落度达到212 mm，28 d龄期时抗压强度为69.0 MPa，各龄期的徐变系数、徐变度、收缩值均小于基准混凝土，满足现场用C60高性能混凝土的工作性能、物理化学性能、收缩徐变性能等的要求。

2.3预应力混凝土梁试验

按照上述配比，用从工地运来的材料，包括水泥、砂、石、粉煤灰、矿粉(水除外)，制造了30根试验梁(与本桥边跨的应力水平相当)，经过762 d的试验观测，研究由环境温度、湿度、预应力加载龄期、预应力损失、二期恒载铺设时间等因素对桥梁结构变形的影响[5]。从中选择加载龄期区别明显、加载容易实现、后期徐变较大的第Ⅱ类截面的1号、2号、3号梁，这3根试验梁的几何尺为0.3 m×0.4 m×10.0 m，三者的预应力筋、普通钢筋的布置完全一样，但预应力和自重、二期恒载的加载龄期不同，见表1。

表1　3根试验梁加载龄期

2.3.1后期变形实测值与理论计算值的比较

试验梁后期变形(以施加完二期恒载时的线形为基准)引起的竖向位移，实测值与“中交04规范”、“中铁05规范”的计算值随时间的变化规律相同，但实测值小于2种规范的理论值。相对而言，实测值较接近于中交04规范的计算值。

2.3.2后期变形随时间发展的规律

混凝土的后期徐变变形早期发展较快，后期发展较慢。到混凝土龄期762 d时，1号、2号、3号试验梁跨中后期变形上拱值分别为2.28、1.50、1.25 mm，其中前185 d占75%左右，185～762 d期间占25%，而且，在混凝土龄期500 d以后，试验梁的跨中的上拱值基本上没有增长，只是随着气温和湿度的变化产生一定的波动。根据这个发展趋势可以预见在762 d以后的徐变变形变化很小。

2.3.3钢束预应力的后期损失

1号、2号、3号梁实测的预应力钢束张拉力的后期损失很小，从施加二期恒载后到混凝土龄期762 d时，3根梁的钢束SL1分别损失了7.8、6.4、4.8 kN，分别占张拉完成后实测初始值的4.38%、3.51%、2.70%；3根梁的钢束SL2分别损失了6.5、6.2、5.1 kN，分别占张拉完成后实测初始值的3.67%、3.44%、2.92%。

2.3.4铺设二期恒载对后期变形的影响

铺设二期恒载时的混凝土龄期对后期徐变变形影响较大。2号梁和1号梁预应力张拉时的龄期相同(7 d)，但施加二期恒载时的混凝土龄期不同(分别为60、28 d)， 后期徐变变形分别为1.50、2.28 mm，2号梁相对1号梁减少34.27%。所以，延长铺设二期恒载时的混凝土龄期，是减少结构后期徐变变形的有效措施。

2.3.5钢束张拉时的混凝土龄期对后期变形的影响

预应力张拉时的混凝土龄期对后期徐变变形影响较大。3号梁和2号梁的堆载龄期相同(60 d)，但预应力张拉时的混凝土龄期不同(分别为30、7 d)，后期徐变变形分别为1.250、1.50 mm，3号梁相对2号梁减少16.51%。所以，增大预应力张拉时的混凝土龄期，是减少结构后期徐变变形的有效措施。

2.3.6环境的温度和湿度对试验梁的跨中位移也有一定影响

当湿度一定而温度增加时，跨中上拱增加；当温度一定而湿度增加时，跨中上拱减小。

2.4后期徐变变形的计算方法与控制方法研究

2.4.1后期徐变变形的计算方法研究[6-12]

(1)混凝土徐变变形，《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTJ023—85)、《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》(TB10002.3—99)、《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》(TB10002.3—2005)3种规范的计算理论相同，按这3种规范计算得到的徐变系数与按CEB-FIP(1978)规范计算得到的徐变系数基本相同；按照“中交04规范”和按照CEB-FIP(1990)规范两者计算得到的徐变系数差别不大。本桥按“中交04规范”计算的徐变系数约为按“中铁05规范”计算的一半。

(2)按前述配比，本桥C60高性能混凝土的收缩变形实测值、 徐变系数实测值均比“中交04规范”、“中铁05规范”的理论值都小，相对而言，与“中交04规范”的理论值接近。见图1。

图1　本桥徐变系数实测值与理论计算值比较曲线

(3)经过比较计算，两个结构分析软件桥梁博士(DB)和迈达斯(MIDAS)计算的后期变形，都比理论值大，相对而言，MIDAS的计算结果更接近理论值。

因此，本次研究建议后期变形取用MIDAS(内置“中交04规范”)的计算结果，实际后期变形小于此值。

2.4.2后期徐变变形的控制方法研究

对本桥提出了延迟二期恒载铺设时间、预留部分底板后张索、预留体外索三种控制措施[13]，控制效果取用MIDAS(内置“中交04规范”)的计算结果，见表2。

表2　本桥采取控制措施后后期变形计算结果

注：上拱为正，下挠为负。

2.5采用成桥后徐变的线形，模拟轮轨关系，对车-桥系统进行动力分析，检验行车安全性和舒适性

2.5.1在设计给出的后期徐变变形条件下的列车走行安全性

随着后期徐变变形改变，车桥系统横向振动极限抗力作功变化不大。在容许的后期徐变变形范围内，后期徐变变形对桥上列车走行安全性影响很小。当ICE3列车在250 km/h车速以下时，车辆的脱轨系数、轮重减载率、轮对横向力均低于规范规定的限值。车辆横向与竖向加速度低于1.0 m/s2，达到优秀等级。

2.5.2在设计给出的后期徐变变形条件下的列车走行舒适性

后期徐变变形对列车竖向振动有一定的影响，而对列车横向振动响应影响不大，主要原因是徐变变形改变了轨道竖向不平顺状态。钢轨的横向位移比桥梁横向位移要大约0.2 mm，钢轨的竖向位移比桥梁竖向位移要大0.45～0.55 mm。这一位移差值是由于扣件弹性变形所致。横向位移差值相对总位移比例约为15%，竖向位移差值相对总位移比例约为5%。如果仅考虑车桥振动，不考虑钢轨与扣件的振动，不计入这部分弹性变形的影响，对车桥系统横向振动影响较大，对竖向振动影响较小。列车走行舒适性达到良好以上。

2.6施工监测

对施工的每一步进行监测，根据现场材料实际弹模，实时修正模型，对施工线形进行监控，密切关注变形发展，必要时进行结构调整。本桥应力监控数据表明，梁部实测应力与监控计算结果基本吻合，各主墩混凝土应力值满足设计和规范要求，结构受力始终处于安全状态。至最大悬臂状态，梁顶实测高程与理论计算高程基本相符，差值普遍小于2 cm，最大差值3.5 cm发生在中墩顶附近个别梁段。两个中跨悬臂端部，梁顶实测高程与理论计算高程差值分别为1.4、0.4、0.0、1.1 cm，实现了高精度合龙。

3　设计和施工中采取针对性措施，确保结构对无砟轨道的适应性[14]

设计采用的计算分析软件是西南交大编制的BSAS结构计算程序。

3.1合理选择梁高

合理选择梁高，特别是跨中梁高，保持梁部必要刚度，控制成桥后残余徐变变形。本桥根部梁高11.0 m，跨中比较了5.5、5.0 m，计算表明，采用11.0～5.5 m的梁高，可使成桥后边跨上拱减小102.7 mm，跨中下挠减小17.8 mm。

3.2延迟铺设二期恒载的时间

待全桥合龙180 d后再铺设二期恒载，可有效减小成桥后跨中下挠。计算表明可使成桥后边跨上拱减小12.6 mm，跨中下挠减小10.3 mm。

3.3合理布置底板索

预留部分跨中底板索在二期恒载铺设后再张拉，可有效减小成桥后跨中下挠。计算表明可使成桥后跨中下挠减小24.5 mm。

3.4预留体外索

尽管计算已对徐变作了包罗，但鉴于混凝土徐变的不确定性，设计时仍在主梁上预留了体外索，运营期间如跨中发生较大下挠，可启用体外索调整挠度值，计算表明张拉体外索可使成桥后边跨上拱减小1.7 mm，跨中下挠减小5.0 mm。

3.5对施工时混凝土的初载龄期、强度、弹模作出严格要求

针对影响徐变系数的主要因素，如构件理论厚度、混凝土初载龄期，提出改变工程抢进度、缩短工期、添加早强剂的不当方法，对混凝土初载龄期、强度、弹模作出了较以往更为严格的要求。

计算表明，本桥成桥后10年徐变残余变形，中跨中下挠29.3 mm、边跨中上拱13.8 mm，分别为跨度的1/6 314、1/8 333，活载竖向挠跨比中跨中、边跨中分别为1/3 606、1/5 901，活载梁端转角0.888‰，均满足规范要求。成桥时轨顶高程与考虑预拱度之后的设计高程基本吻合。运营期间监测表明，主梁徐变变形小于同龄期的理论计算值，适应城际列车高速运行的需要。

4　结语

容桂水道主桥(115+2×185+115) m连续刚构，是目前国内城际轨道交通无砟轨道条件下同类型桥梁的最大跨度，自2011年1月投入运营以来，列车运行平稳、安全、舒适，本桥设计时采用的理论计算方法、模型试验研究以及在此基础上提出的控制后期徐变下挠的工程措施，有效可靠，对城际轨道交通同类型桥梁的设计与施工具有借鉴价值。

[1]国家铁路局.TB10621—2014高速铁路设计规范[S].北京：中国铁道出版社，2014.

[2]孔海霞，张喜刚.苏通大桥副桥连续刚构桥设计[C]∥2004年全国桥梁学术会议论文集.北京：人民交通出版社，2004:62-69.

[3]陈宇峰，徐君兰.大跨PC连续刚构桥跨中持续下挠成因及预防措施[C]∥ 2006年全国桥梁学术会议论文集.北京：人民交通出版社，2006:517-521.

[4]何庭国，鄢勇.遂渝铁路新北碚嘉陵江大桥设计[J].桥梁建设，2006(S2)：26-29.

[5]叶梅新，曹建安，侯文崎，等.无砟轨道预应力混凝土梁长期变形及影响因素[J].长沙：中南大学学报，2011(6)：35-39.

[6]中华人民共和国交通部.JTJ023—85公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].北京：人民交通出版社，1985.

[7]中华人民共和国铁道部.TB10002.3—99铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范[S].北京：中国铁道出版社，1999.

[8]中华人民共和国交通部.JTG D62—2004公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].北京：人民交通出版社，2004.

[9]中华人民共和国铁道部.TB10002.3—2005铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范[S].北京：中国铁道出版社，2005.

[10]范立础.预应力混凝土连续梁桥[M].北京：人民交通出版社，1988.

[11]陈云海，吕建鸣.混凝土桥梁徐变计算方法的影响分析[C]∥2005年全国桥梁学术会议论文集.北京：人民交通出版社，2005:995-1003.

[12]聂淼，赵伟新，王银辉.新旧规范徐变系数计算的比较[C]∥2005年全国桥梁学术会议论文集.北京：人民交通出版社，2005:1008-1013.

[13]侯文崎，叶梅新，曹建安.大跨度无砟轨道连续梁桥后期变形控制方法[J].华中科技大学学报,2011(7)：25-28.

[14]中铁第四勘察设计院集团有限公司.城际轨道交通大跨度预应力混凝土桥梁试验研究[R].武汉：中铁第四勘察设计院集团有限公司，2006.

Research on Later Creep Control Measures of Large-span Continuous Rigid Frame Bridge on Intercity Rail Transit Ballastless Track

CHEN Xin

(China Railway Siyuan Survey and Design Group Co.， Ltd.， Wuhan 430063， China)

In view of Guangzhou-Zhuhai intercity rail transit project RongGui waterway main bridge(115 m+2×185 m+115 m)of large-span continuous rigid frame bridge， the key technologies related to ballastless track are analyzed. The mixing proportion， slump， erosion resistance and corrosion resistance of C60 high performance concrete are studied. The materials shipped from the construction site including cement， sand， stone， fly ash and mineral powder are used to fabricate test beams to find out later creep characteristics of prestressed concrete beams and the control method. On this basis， corresponding control measures applied to design and construction are put forward．

Intercity rail transit; Ballastless track; Continuous rigid frame bridge; Creep control measures

2016-01-12；

2016-01-28

铁道部科技研究开发计划(2006G009-C)

陈新(1969—)，男，高级工程师，1991年毕业于武汉水利电力学院，工学学士，E-mail：1158804043@qq.com。

1004-2954(2016)08-0050-04

U442

ADOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.08.011