大跨度斜拉桥板式无砟轨道施工技术研究

赵 永

(中铁十六局集团有限公司 北京 100018)

1 工程概况

新建南昌至赣州高速铁路地处江西省中南部，其中赣州赣江特大桥全长2 155.64 m，主桥570 m，采用双塔双索面钢-混结合梁斜拉桥，半漂浮体系，主跨300 m，两边跨各长135 m，主桥相邻设32.6 m 简支梁(见图1、图2)，主桥斜拉桥采用埋入式CRTSⅢ型板式无砟轨道，轨道结构高度为785 mm，设计速度350 km/h，线间距5.0 m，是我国第一次在300 m 跨径斜拉桥上铺设CRTSⅢ型无砟轨道的尝试。

CRTSⅢ型板式无砟轨道对平顺性、舒适性的严格要求，使得施工精度要求没有随桥梁跨度的增加而降低[1]，而赣州赣江特大桥是一座主跨300 m 的斜拉桥，刚度小，在底座板、轨道板、自密实混凝土、钢轨等二期恒载作用下(约150 kN/m)，桥梁主跨产生的挠度变形大(最大可达27 cm)，施工线形控制困难，需要在施工过程中不断调整预拱度，以达到无砟轨道对成桥线形的要求。 为了精准地测量出无砟轨道施工时产生的变形值并为精调轨道板提供精准的定位，需要布置CPⅢ控制网，而CPⅢ联测的精度要求高，温度、风荷载等作用产生的变形足以超过CPⅢ控制网高程测量和平面测量的限差，需要在测量过程中严格控制环境条件，减小风荷载和温度作用对CPⅢ联测的影响。

图1 赣州赣江特大桥主桥斜拉桥立面图(单位:m)

图2 赣州赣江特大桥斜拉桥主梁横截面图(单位:mm)

2 CPⅢ点联测的控制条件研究

2.1 风速对主桥影响

在横桥向风作用下主梁和索塔单位长度上的横向静风荷载按下式计算[2-3]：

式中，ρ为空气密度(kg/m3)；Vg为静阵风风速(m/s)；CH为主梁的阻力系数；H为主梁投影高度(m)；Gv为静阵风系数，本桥取值1.25；Vz为基准高度Z处的风速(m/s)。

赣州赣江特大桥有限元模型(见图3)，共672个单元、795 个节点，用梁单元模拟索塔和主梁，用只受拉桁架单元模拟拉索，拉索与主塔、主梁采用刚性连接，横向静风荷载以及桥面系、底座板、轨道板等二期恒载均以梁单元均布荷载的形式加载，主塔材料为C50 混凝土，主梁为C55 混凝土和Q345钢，斜拉索为Wire1670，预应力钢筋为Strand1860钢绞线。

图3 赣州赣江特大桥有限元模型

计算得出在风速4、5、6、10 m/s 时主塔和主梁上的横向静风荷载，并以均布荷载的形式加载到梁单元上，不考虑风振的动力效应进行简化，通过有限元分析得到不同横向静风荷载下的最大水平位移，如图4 和表1 所示。

图4 不同风速主梁水平位移

表1 不同横向静风荷载作用下主梁最大水平位移

2.2 温度梯度对主梁的影响

考虑主梁桥面板竖向以及横向温度梯度1、2、3 ℃时主梁的位移情况。 由于温度梯度范围较小(≤3 ℃)且混凝土桥面板厚度(500 mm)不大，故采取线性温度梯度，中间不设置折点温度。 竖向温度梯度由桥面板顶部竖向500 mm 范围内线性变化；横向温度梯度由桥面板端部横向8 000 mm 范围内线性变化[4-5]。 主梁中跨最大位移的有限元计算结果如图5 和表2 所示。

图5 梯度温度作用下的主梁位移

表2 温度梯度作用下的主梁最大位移

2.3 大气温度变化对主梁的影响

考虑大气温度变化1、2、3、4 ℃时主梁的位移情况，主梁跨中最大竖向位移的有限元计算结果见表3。

表3 大气温度变化时主梁中跨最大竖向位移

由于高速铁路CPⅢ点水准环闭合差不能超过±1 mm，平面网距离观测测回间距较差不大于±1 mm[6]，而1 ℃的竖向梯度温度作用的最大竖向位移为3.18 mm，1 ℃的横向梯度温度作用的最大水平位移为3.73 mm，所以日照温度梯度很容易造成CPⅢ点联测结果超限。 此外大气温度变化4 ℃时主桥最大竖向位移可达到1.22 mm，还需要控制环境温度的稳定，保证大气温度变化不超过3 ℃，故选取温度稳定且无阳光直射的夜间环境(8：00 pm-6：00 am)，能有效保证CPⅢ点联测的准确性[7-8]，从而保障无砟轨道高精度控制的要求。

当横向静风风速在4 ～5 m/s(即3 级风)时主桥最大水平位移为0.48 ～0.75 mm，考虑到风振对水平位移增大的不利影响，尽量保证静风荷载产生的位移不超过CPⅢ控制网高程测量和平面测量限差的1/2 ～2/3(约0.5 ～0.6 mm)，故应严控CPⅢ网联测时风力不超过3 级。

3 无砟轨道施工关键技术研究

为了精准地测量CRTSⅢ型无砟轨道施工时主桥挠度的变化，大桥需要布置CPⅢ控制网，并在每根斜拉索附近设置加密测点，加密测点边跨编号S1 ～S12，中跨编号M1 ～M12。 主桥上设13 对共26 个CPⅢ点和48 对共96 个加密测点，布点位置如图6 所示。

图6 主桥CPⅡ点、CPⅢ点及加密测点布设

CRTSⅢ型板式无砟轨道自下而上分别为底座板、中间隔离层、自密实混凝土(103 mm)、CRTSⅢ型轨道板(200 mm)等部分，如图7 所示。 因此在钢梁合龙且桥面系施工完成后，赣江特大桥CRTSⅢ型板式无砟轨道施工主要分为底座板施工—拉索微调—轨道板施工—后续其它荷载施工四个阶段。

图7 无砟轨道结构形式图(单位:mm)

为了保证高速铁路的平顺性、舒适性，设计成桥线形(跨中6 cm 的预拱度)、无砟轨道现浇自密实混凝土层厚度以及轨道板精调限差(高程±0.5 mm，中线位置±0.5 mm)都有严格的要求，需要在每个施工阶段精准地把握桥梁的线形，并准确地预测下一阶段施工荷载作用下的变形值，不断修正预拱度，以保证成桥线形和无砟轨道现浇自密实混凝土层厚度在规定范围之内。 因此每一施工阶段都需要进行加密点的测量，并附合到CPⅢ控制点上，当施工阶段线形与设计存在较大偏差时须及时调索修正，索力调整值根据有限元模拟计算确定。 因此保证CPⅢ控制网精度以得到精确的施工阶段线形、保证有限元模型计算的准确性以得到正确的调索值和轨道板精调值，是CRTSⅢ型板式无砟轨道施工顺利进行的关键[9-10]。

(1)钢梁合龙且桥面系施工完成后，对大桥线形进行观测，发现赣江特大桥在设计索力(原设计文件中的值)下，大桥桥面计算线形与理论计算线形均无法满足设计成桥线形(跨中6 cm 的预拱度)要求，而且无法满足相关规范对无砟轨道底座与自密实混凝土层厚度的要求。 为了使得桥面线形满足成桥线形要求，需要根据有限元计算结果调整大桥的索力，图8 显示了赣州赣江特大桥图纸设计线形、施工阶段实测线形在原设计索力作用下的预测成桥线形、施工阶段实测线形在重新拟定的索力作用下的预测成桥线形之间的对比情况。

图8 第一次调索桥面线形对比

(2)无砟轨道底座板施工完成后，对主梁中跨线形进行观测，有限元模型按48 kN/m 的均布荷载模拟分析底座自重荷载作用下的变形值。 无砟轨道底座施工产生的实际变形值与模型理论变形值之间的关系如图9 所示。 从图中可知，主梁中跨实测的变形值与有限元模型刚度调整之前的变形理论值相比：上游各测点变形值与模型偏差的平均值为6.6 mm，下游各测点变形值与模型偏差的平均值为5.7 mm。 根据这一关系对有限元模型进行修正，采用拉索弹性模量修正的方式调整模型刚度，模型修正后，主梁中跨实测的变形值与有限元模型刚度调整之后的变形理论值相比：上游各测点变形值与模型偏差的平均值为3.7 mm，下游各测点变形值与模型偏差的平均值为2.9 mm。

图9 无砟轨道底座施工后主梁变形值

(3)底座板施工完成后进行第二次调索和轨道板铺板施工。 根据无砟轨道底座板施工的结果可知，无砟轨道底座板的实际施工荷载大于设计荷载值，并且实测变形值大于理论(模型修正前)变形值，线形与设计存在偏差，需要通过微调拉索对主梁的线形进行调整，使得大桥主梁的预拱度满足后续施工及成桥预拱度的要求。 经过计算分析，确定对大桥的S8＃～S11＃、M8＃～M11＃拉索进行微调，拉索微调后，上游各测点变形值与模型偏差的平均值为1.6 mm，下游各测点变形值与模型偏差的平均值为1.8 mm，拉索微调后主梁的实测变形值与有限元模型理论变形值基本上吻合。

(4)在现浇自密实混凝土等后续其他荷载施工前，精调轨道板，以确保无砟轨道最后施工阶段完成后，成桥线形满足设计要求，因此需要确保有限元模型计算的准确性和精调轨道板时定位的精度。精调轨道板需要通过桥上CPⅢ控制点定位，因此在精调前需要进行CPⅢ网联测，保证CPⅢ控制网的精度。 通过大桥实际刚度与线形控制模型刚度的吻合程度，可以准确模拟计算后续荷载(68 kN/m)作用下主梁的变形值，由此得到轨道板精调时的控制线形[11]。

(5)轨道板精调完成后在轨道板和底座板之间浇筑自密实混凝土，使无砟轨道各部分连接成整体[12]。 赣江特大桥无砟轨道施工完成后，全桥拉索成桥索力与设计索力的差值绝大部分在3%以内，只有8＃～11＃索因为微调的原因差值在3% ～5%之间，满足施工及相关规范要求。

4 结束语

经过研究，得到了保证大跨度斜拉桥CRTSⅢ型板式无砟轨道施工质量与精度的技术措施。

(1)严格控制CPⅢ网测设和使用的边界条件：夜间联测，风力不超过3 级，避免超过3 ℃的大气温度变化，并缩减联测时间。

(2)建立桥梁线形同步控制模型，并根据实测线形不断修正，使有限元模型模拟变形的误差稳定在1 ～2 mm，为精调轨道板、保证成桥线形提供准确的预拱度。

(3)根据施工阶段实测线形和设计成桥线形要求，通过有限元模型计算本阶段索力理论值并进行调索，使成桥索力与设计索力的差值在5%以内，避免施工后期大范围调索，影响无砟轨道质量。

(4)每次调索后和轨道板精调前联测CPⅢ控制网，消除二期恒载施工对CPⅢ控制点精度的影响。