上跨京沪高铁大跨度连续钢桁梁桥设计

朱勇战

(中铁第五勘察设计院集团有限公司 北京 102600)

1 工程概况

廊坊市光明道上跨京沪高铁四股道、京沪铁路六股道、规划京津四道以及西牵出线，斜交角度33°。主桥采用(118＋268＋118)m上加劲弦体系连续钢桁梁，在传统钢桁梁上增设了圆弧形刚性上加劲弦，外观如自锚式悬索桥。我国已经建成通车的该类桥梁结构有东莞东江大桥和济南黄河桥，东江大桥为主跨208 m双层公路桥[1]，济南黄河桥为主跨180 m双层公铁两用桥[2]。上加劲弦体系既克服了传统悬索桥刚度低的缺点，又继承了钢桁梁建筑高度小、造型优美的优点，在上跨运营铁路限界要求高、小角度斜交等复杂条件下具有更好的适应性。主桥全长505.8 m，立面与平面布置见图1～图2。

图1 桥型布置立面(单位:m)

图2 桥型布置平面(单位:m)

1.1 气象与地质资料

桥址位于暖温带半湿润～半干旱季风气候区，年平均气温为11.9℃，最冷月平均气温为-4.7℃，最热月平均气温为26.2℃，极端最低温为-16.7℃，极端最高温为40.6℃。最大风速为23 m/s。桥址区地层岩性主要为粉质黏土、粉砂和中砂。

1.2 技术标准

(1)上跨桥梁道路等级为城市主干路，行车速度50 km/h，双向六车道；

(2)活载采用1.3倍城-A级；

(3)桥面横坡±2.0%，主桥位于2%的人字坡；

(4)桥下净空不小于14.7 m，包含防护小车高2.5 m、安全距离1.5 m以及接触网杆控制点至控制轨面高度10.7 m；

(5)桥址区地震动峰值加速度0.2 g，场地类别为Ⅲ类，场地特征周期为0.55 s。

2 主桥结构设计

2.1 总体设计

主桥为上加劲弦体系连续变高钢桁梁结构，两片主桁横向中心距为24.2 m，主桁平弦为N形桁架，节间长度分为11.2 m、12.2 m和12 m三种。两侧边跨由4个11.2 m节间和6个12.2 m节间组成，中跨由20个12.2 m节间和2个12.0 m节间组成，平弦桁高12.0 m。中墩处加劲弦高30 m，主桁总桁高42 m。加劲弦与上弦之间竖腹杆平行布置，靠近中支点附近斜腹杆采用K型腹杆。主桥钢材采用Q345qE和Q420qE两种，节点为整体焊接节点，杆件之间采用高强螺栓连接。钢梁线形按照线路±2.0%纵坡进行设计制造，跨中曲线范围以折代曲形成竖曲线。为减小施工运营对京沪高铁的影响，首次采用大跨度钢桁梁非对称转体法施工，考虑转体施工和成桥运营状态，分别在边支点两个节间范围设置转体临时压重和成桥永久压重。

2.2 主桁杆件设计

主桁下弦、上弦和加劲弦均采用带肋箱型截面，两块竖板在节点范围内伸出成为节点板。下弦杆内宽1 000 mm，内高1 200 mm，板厚24～44 mm；上弦杆内宽1 000 mm，一般杆件内高800 mm，中跨跨中12个节间范围杆件内高变为1 200 mm，板厚20～40 mm；加劲弦内宽1 000 mm，内高1 600 mm，板厚28～48 mm。加劲弦、上弦采用四面对拼连接，下弦与桥面连接顶板采用熔透焊接，其他三面采用对拼连接。

主桁斜、竖腹杆根据内力大小以及拉压杆的分类，分别采用箱型截面和H型截面。其中H型截面杆件外高998 mm，外宽720～900 mm不等；箱型截面杆件外高998 mm，内宽800～1 200 mm不等；腹板板厚20～40 mm，均采用内插与节点板两面连接。

2.3 短腹杆连接设计

钢桁梁设计采用刚性连接杆件，当杆件的截面高度与杆件长度比值超过1/15时，节点次弯矩效应明显。本桥加劲弦与上弦连接过渡区域，相连两个节间的腹杆长度较小，此时杆件轴力较小而次弯矩极大，截面设计不能满足规范要求。本次设计加劲弦与上弦连接过渡区域两个节点短腹杆连接采用铰接，在连接耳板上开设椭圆形销孔，采用轴销连接，如图3所示。

图3 短吊杆连接

2.4 桥面设计

主桁横向中心间距24.2 m，标准断面两侧悬臂长4 m，桥面宽度32.2 m，上跨京沪高铁防异物侵限防护范围内两侧悬臂长5 m，桥面宽度34.2 m。采用密横梁形式的正交异性钢桥面，纵向采用U型加劲肋，每节间内设置4道横梁，主桁间横梁采用倒T型截面，支点及压重区横梁采用U型截面。横梁内高1 200～1 800 mm，纵肋全桥连续，遇横梁开孔穿过，纵梁、横梁均与桥面板焊接成整体。

考虑目前正交异性钢桥面采用双层SMA、双层环氧及浇筑式沥青混凝土铺装的桥面均出现不同程度的病害问题[3-5]，为减少上跨高铁桥梁钢桥面养护维修对高铁运营的影响，设计采用50 mm厚UHPC超高性能混凝土＋30 mm SMA10与正交异性钢桥面组合铺装体系。桥面布置见图4。

2.5 转体施工设计

上跨高铁桥梁的施工主要有转体、顶推和横移三种[6-8]，本桥钢梁施工采用带辅助滑道简支体系非对称转体施工方案。主墩承台安装转体支座及牵引系统，边跨侧距中墩五个节间处(61 m)设辅助滑动系统，调整边支点压重，控制辅助滑道单支点反力为200 t，保证非对称转体稳定性。上部结构非对称不平衡问题表现为辅助滑道和主墩支座的竖向反力差异，球铰受力明确。钢桁梁竖向位移的调整可通过辅助支点的下沉实现主梁的刚性旋转，调整大悬臂状态下两侧悬臂端的高程相同，合龙完成后再将边支点顶回至设计高程，调整主梁结构的线形和内力。

图4 桥面布置(单位:m)

3 结构计算分析

3.1 总体计算

本桥计算采用空间有限元分析程序Midas Civil，通过提取各控制工况下的杆件内力，按《公路钢结构桥梁设计规范》[9]和《铁路钢结构桥梁设计规范》[10]进行验算，结果见表1。

主桥边跨和中跨最大活载位移分别为32.8 mm和127 mm，相应的挠跨比分别为1/3 597和1/2 078，均小于1/500，满足规范要求。疲劳验算采用疲劳计算模型Ⅰ，疲劳活载按0.7倍车辆活载折减，并考虑1.3倍载荷放大系数。计算得到钢桁梁上弦、加劲弦以及加劲弦斜腹杆的活载应力幅值较小，均不超过35 MPa，按相应疲劳细节等级验算均满足规范要求。

表1 主桁控制杆件验算结果

3.2 UHPC超高性能混凝土正交异性钢桥面组合体系铺装计算

分别对80 mm厚传统柔性沥青铺装方案、16 mm钢板＋45 mm UHPC＋30 mm SMA10方案、14 mm钢板＋45 mm UHPC＋30 mm SMA10方案、14 mm钢板＋50 mm UHP C＋30 mm SMA10方案进行钢桥面板疲劳性能的有限元分析，研究车辆轴载对正交异性钢桥面板疲劳易损细节处的应力幅值影响。桥面板疲劳应力幅值计算结果见表2。采用14 mm钢板＋50 mm UHPC＋30 mm SMA方案，可降低各构造细节的应力幅值，能有效节省用钢量，综合成本更低。

表2 正交异性钢桥面板各应力计算点最大应力幅 MPa

3.3 门架立柱受压稳定计算长度系数分析

钢主梁、加劲弦、中支点立杆共同组成受力体系。立杆作为主要的受压构件，没有合理的受压杆件计算长度系数。研究采用有限元计算方法建模，考虑上加劲弦约束影响，对需要研究的受压杆件在节点位置施加轴向力，在整体模型中计算单根杆件局部失稳的稳定系数，然后根据杆件的受力和相应的屈曲稳定系数，利用欧拉公式反算压杆的计算长度系数。按该方法计算得到本桥控制杆件受压稳定计算长度系数在0.46～0.67之间，计算结果与刘世忠针对东江大桥[11]关于刚性悬索加劲钢桁梁竖杆纵向稳定计算长度系数研究的结果一致。

3.4 无应力状态法线形控制设计计算

钢桁梁设计图纸给出的均为成桥线形，而成桥线形实际为结构在恒载作用下发生变形以后的线形，恒载和活载变形一般以预拱度给出，预拱度通过调整上弦杆件的长度来实现[12]。本桥设计采用无应力状态法进行钢桁梁的设计线形控制，以线路桥面坐标为目标线形，将预拱度代入模型迭代求解设计线形，图纸按杆件的无应力状态绘制，具体计算过程见表3。迭代误差小于规定容许值即停止迭代，最终的成桥线形需要通过合理的施工过程控制来实现。

表3 无应力状态法线形控制设计过程

本桥采用的非对称转体施工，大悬臂状态悬臂端两侧高差约16 cm，如何实现最终目标线形是施工控制的关键问题。通过控制辅助支点沉降实现主梁刚性旋转，两侧辅助支点分别下降0.371 m和0.32 m，刚性旋转的角度分别为0.348°和0.3°。此时合龙段两侧杆件端头高程和杆件转角相同。跨中杆件合龙后，将左右侧边支点分别顶升至设计高程，调整结构内力，两侧的顶升高度分别为0.841 m和0.717 m。最终计算得到本桥的成桥线形与目标线形差异不超过5 mm，如图5所示。

图5 成桥线形与设计线形差异

4 结论

廊坊光明道首次采用上加劲弦体系连续钢桁梁长悬臂非对称转体施工跨越京沪高铁，各项关键技术的新颖性和独特性总结如下:

(1)钢桁梁建筑结构高度低，能有效解决上跨高铁净空受限问题，上加劲弦体系更有利于转体施工。

(2)采用轴销连接能显著改善短吊杆受力，刚性上加劲弦横向约束明显，能够控制门架立柱受压稳定计算长度系数不超过0.7。

(3)超高性能混凝土(UHPC)与正交异性钢桥面组合铺装体系，可提高桥面板的局部刚度，解决正交异性板疲劳开裂和铺装层损坏两大技术难题。

(4)采用带辅助滑道简支体系转体方案，球铰受力明确，刚性旋转位移调整能够保证主梁顺利合龙，解决长悬臂非对称转体倾覆稳定以及合龙的各项技术难题。