王礪文

(中國鐵路設計集團有限公司,天津 300308)

引言

現(xiàn)階段我國公路、鐵路等公共交通建設領域發(fā)展勢頭迅猛，新建公路與既有鐵路交叉情況越來越普遍[1-3]。新建公路橋梁上跨既有鐵路時，常采用轉體法進行施工，可將鐵路營運線的影響降到最低[4-6]。

轉體懸臂長度是轉體橋梁設計與施工的重要控制參數(shù)之一[7-8]，特別是對于T構連續(xù)梁橋，轉體懸臂長度往往與主橋跨度基本相同。大跨度T構橋在轉體落位前，主梁根部截面負彎矩較大，控制截面和板厚尺寸，材料用量較大；且成橋后結構體系及受力狀態(tài)發(fā)生改變，主梁根部截面負彎矩減小，造成材料浪費。此外，大跨度T構橋成橋前梁端撓度較大，成橋線形難以控制，施工風險也比較大[9-11]。近年來，有代表性的轉體T構橋梁跨度統(tǒng)計如表1所示。

表1 部分轉體施工T構連續(xù)梁跨度統(tǒng)計

1 工程概況

青島市新機場高速連接線(雙埠-夏莊段)工程自西向東依次跨越膠濟貨線、膠濟客專雙線、青榮城際雙線、機場專用線共6條既有鐵路。其中，膠濟貨線為貨運線，膠濟客專、青榮城際為鐵路客運專線，機場專用線為一般貨運鐵路，鐵路大致呈南北向。上跨結構采用2×120 m鋼箱梁T構，為國內目前最大轉體懸臂T構連續(xù)梁。為減小轉體質量，采用分幅設計，錯孔布置，同步轉體[12-13]，主橋平面如圖1所示。上部結構箱梁寬24.58 m，位于R=6 500 m的圓弧豎曲線上。箱梁梁高在邊墩處為4.5 m，主墩墩頂處為7.0 m，除墩頂直線段外，梁高按二次拋物線變化，梁高變化段長39.9 m。下部結構主墩采用實心墩，墩底設轉體系統(tǒng)；邊墩采用門架墩結構形式；下部結構基礎采用鉆孔灌注樁基礎。本橋采用的2×120 m鋼箱梁T構方案梁高較低，滿足機場及鐵路限界要求，同時基礎尺寸小、質量輕，造成鐵路路基變形變位較小。

圖1 上跨6條既有鐵路線主橋平面

上跨公路橋主要技術標準如下。

(1)道路等級：城市快速路。

(2)設計速度：100 km/h。

(3)橋梁設計荷載：1.3×城-A級(鐵路孔)。

(4)橋面橫坡：2.0%。

(5)橋梁基本寬度：單幅橋寬24.58 m。

(6)橋梁安全等級：一級。

(7)橋梁設計基準期：100年。

(8)抗震設防標準：地震基本烈度為7度，地震動峰值加速度0.1g，特征周期0.4 s。

(9)運營階段風速重現(xiàn)期100年；施工階段風速重現(xiàn)期20年；與汽車荷載組合的風荷載，橋面處風荷載25 m/s。

2 結構設計

主橋采用2×120 m T構橋，采用墩梁固結體系，轉體施工，立面布置如圖2所示。主梁采用變截面鋼箱連續(xù)梁，分幅設置，頂板為正交異性板結構。鋼箱梁主體結構采用Q345qDNH耐候鋼，鋼結構連接采用全焊接方式。

圖2 上跨公路橋左幅T構立面布置(單位：cm)

2.1 主梁設計

鋼箱梁梁寬24.58 m，中墩墩頂4.2 m區(qū)段鋼箱梁梁高7 m，墩頂?shù)雀吡憾蝺蓚雀?9.9 m區(qū)段，梁高從7 m按二次拋物線變化至4.5 m，其余區(qū)段梁高為4.5 m。跨中梁高與跨徑比值為1/26.667，中墩支點梁高與跨徑比值為1/17.143。主梁一般橫斷面如圖3所示。

圖3 主梁一般橫斷面(單位：mm)

2.2 下部結構設計

主墩基礎為承臺+群樁基礎，承臺平面采用帶倒角的六邊形，平面尺寸為17.90 m×10 m，下承臺厚3.5 m。承臺下設13根鉆孔灌注樁，均按嵌巖樁設計，樁徑1.5 m。主墩立面如圖4所示。

圖4 主墩立面(單位：cm)

2.3 轉體結構設計

本橋2×120 m T構的轉體懸臂較長，選用更為成熟的墩底轉體方式。

轉體結構由轉體下盤、球鉸、上轉盤、轉動牽引系統(tǒng)等組成。轉體下盤為支承轉體結構全部質量的基礎，轉體完成后，與上轉盤共同形成基礎。下轉盤上設置轉動系統(tǒng)的下球鉸、保險撐腳環(huán)形滑道及轉體拽拉千斤頂反力座等。轉動球鉸是轉動體系的核心，是轉體施工的關鍵結構，設計豎向承載力為1.1×105kN。鋼球鉸面在工廠制造，運輸至工地后，首先安裝下球鉸并進行鎖定；下球鉸混凝土灌注完成后，將轉動中心軸鋼棒放入下轉盤預埋套筒中，并安裝上球鉸及聚四氟乙烯滑動片，各滑動片頂面應位于同一球面上；檢查合格后，在球面上滑動片間涂抹黃油聚四氟乙烯粉，最后進行上球鉸精確定位并臨時鎖定限位。轉體上盤撐腳即為轉體時支撐轉體結構平穩(wěn)的保險腿，在撐腳下方設有滑道，轉體時保險撐腳可在滑道內滑動，以保持轉體結構平穩(wěn)。轉體上盤是轉體的重要結構，在整個轉體過程中形成一個多向、立體的受力狀態(tài)，上盤布有縱、橫、豎三向預應力鋼筋。轉體結構如圖5所示。

圖5 轉體結構示意(單位：cm)

2.4 臨時索塔結構設計

本橋2×120 m T構的轉體懸臂較長，若不采取一定的輔助措施，轉體前結構根部梁高需9 m，但轉體后成橋狀態(tài)結構根部梁高僅需7 m即可滿足運營期承載要求。此時，常規(guī)方案僅保證轉體施工的臨時短期需求，卻將主梁的整體用鋼量增加約22.7%，將造成極大浪費。同時，由于此橋需同時跨越6條既有鐵路線，主跨箱梁跨度較大，轉體前處于長懸臂狀態(tài)的主梁端部下?lián)现导s1 m。大幅度的梁端下?lián)?，將在轉體后梁體合龍體系轉換時給二次頂升作業(yè)帶來極大的困難。

為解決上述問題，提出臨時索塔結構輔助轉體施工方案，轉體前在T構墩頂設置臨時桁架塔，并通過臨時斜拉索連接主梁，轉體后拆除，如圖6所示。采用臨時索塔結構輔助施工后，轉體過程中梁端下?lián)蟽H55 mm，在安全、效率和經(jīng)濟性上有極大提高。

圖6 臨時索塔結構示意(單位：cm)

2.5 耐久性設計

為降低鋼橋維修養(yǎng)護頻率及異物墜落概率，減少鐵路上方異物侵限，本橋除設置異物侵限監(jiān)控系統(tǒng)外，還使用了全焊接耐候鋼施工工藝，確保既有鐵路運營安全。

普通鋼材隨著銹蝕的進展，銹層膨脹變厚，并開始產生裂縫；隨后銹層發(fā)生剝離，進一步加劇銹蝕向內部發(fā)展[14]。耐候鋼在干燥、潮濕的環(huán)境交替變化中，鋼材表面上形成由Cu、Cr、P等元素濃縮后的致密且連續(xù)的安定銹層。使用耐候鋼不僅可以降低鋼結構維修養(yǎng)護的頻率和費用，還降低了異物墜落的概率[15-17]。本橋鋼箱梁主體結構采用Q345qDNH耐候鋼，施工完成后，進行澆水處理，每天澆水1次，持續(xù)時間3個月，確保耐候鋼表面形成穩(wěn)定的銹層。

此外，上跨鋼橋如果采用螺栓連接，存在螺栓斷裂、脫落的風險，因此，本橋主體及附屬結構全部采用焊接連接方式。焊接材料與母材的性能和成分匹配，焊接材料除滿足常規(guī)高強度鋼材焊接時的性能要求外，還保證焊接接頭裸露使用要求，焊接材料的熔敷金屬耐大氣腐蝕指數(shù)I≥6.0。

3 結構分析

3.1 靜力分析

本橋設計荷載考慮恒載、汽車、制動力、風荷載、溫度荷載及施工臨時荷載。其中，恒載包括自重、二期恒載、基礎變位等，基礎沉降按中墩2.0 cm，邊墩1.0 cm計算[18]。對于溫度荷載，根據(jù)當?shù)貧庀髼l件，考慮鋼結構整體升溫35 ℃，整體降溫31 ℃，溫度梯度按照英國規(guī)范(BS5400 Steel， concrete and composite bridges)相應條文執(zhí)行。成橋階段風荷載按照JTG/T 3360—01—2018《公路橋梁抗風設計規(guī)范》執(zhí)行，運營階段風速重現(xiàn)期為100年，施工階段風速重現(xiàn)期為20年；與汽車荷載組合的風荷載按橋面處風速25 m/s計算。

全橋總體靜力分析采用MIDAS空間有限元程序，并根據(jù)施工過程形成各階段計算圖式，分析結構各階段的內力和位移變化情況，建立有限元模型，如圖7、圖8所示。

圖7 施工階段模型

圖8 成橋階段模型

3.1.1 上部結構

鋼箱梁的正交異性橋面板是由相互垂直的縱、橫向加勁肋和橋面頂板焊接成整體，以承受車輪荷載的橋面結構，一般將正交異性橋面板分為3個基本體系進行研究：第一體系，即全橋體系，橋面板作為主梁的上翼緣，參與全橋整體受力；第二體系，即橋面體系，由縱肋、橫隔板和頂板組成，該體系彈性支承在主梁或縱腹板上，其邊界條件為縱梁和橫梁，承受橋面車輪荷載；第三體系，即頂板體系，帶有縱向加勁肋的面板彈性支承于橫隔板上，在輪軸荷載作用下，頂板和縱肋主要產生橫向應力和變形。在荷載作用下，鋼橋面板任意點的應力可由上述3個基本體系的應力通過適當方式疊加而求得，同時其容許應力值可適當提高。經(jīng)分析，在汽車活載作用下，跨中最大豎向下?lián)蠟?63 mm，撓跨比1/736，滿足JTG D64—2015《公路鋼結構橋梁設計規(guī)范》要求。

本橋各體系應力疊加結果見表2，滿足《公路鋼結構橋梁設計規(guī)范》要求。

表2 橋面板各體系應力疊加結果 MPa

疲勞采用疲勞荷載計算模型Ⅰ，考慮多車道影響[19]。頂板正應力幅最大為16.2 MPa，位于跨中附近；底板正應力幅最大為34.2 MPa，位于跨中附近；腹板剪應力幅最大為9.0 MPa，位于鋼箱梁端部附近；疲勞應力幅均小于規(guī)范限值。

3.1.2 下部結構

主墩墩頂、墩底截面配筋按縱筋φ32 mm，間距150 mm，雙筋并置，采用HRB400鋼筋。在持久狀況承載能力極限狀態(tài)下，主墩在最不利工況下(基本組合)，最小安全系數(shù)為4.75，滿足承載力要求；在持久狀況正常使用極限狀態(tài)下，主墩墩身在最不利工況下(頻遇組合)，裂縫寬度小于0.2 mm，滿足規(guī)范要求。

主墩樁基截面配筋按照縱筋φ28 mm，間距14.8 cm，單排布置。樁基截面承載能力最小安全系數(shù)為1.5；樁基豎向承載力驗算最小安全系數(shù)為1.38；最大裂縫寬度為0.055 mm，均滿足規(guī)范要求。

在持久狀況承載能力極限狀態(tài)下，主墩承臺抗剪驗算，順橋向安全系數(shù)為2.57，橫橋向安全系數(shù)為3.18；橋墩下沖切驗算安全系數(shù)為2.72；邊樁上沖切驗算安全系數(shù)為2.08，角樁上沖切驗算安全系數(shù)為2.89，均滿足規(guī)范要求。

3.2 動力分析3.2.1 結構動力特性

結構固有頻率和振型是最基本的動力特性。根據(jù)CJJ 166—2011《城市橋梁抗震設計規(guī)范》，考慮的振型階數(shù)應在計算方向獲得90%以上的有效質量，本橋計算取前90階振型，可滿足要求[20]。其中，前5階振型計算結果見表3。

表3 主橋前5階振型

3.2.2 抗震分析

橋址區(qū)地震基本烈度為7度，地震動峰值加速度0.10g，特征周期0.4 s，根據(jù)CJJ 166—2011《城市橋梁抗震設計規(guī)范》相關規(guī)定，本工程橋梁屬乙類橋，抗震設計方法為A類，E1地震調整系數(shù)為0.61，E2地震調整系數(shù)為2.2。

在E1、E2地震作用下，各組合工況主橋橋墩截面及樁基礎最不利單樁截面地震彎矩小于其初始屈服彎矩，截面保持為彈性工作狀態(tài)，滿足預期性能目標要求。在基本組合下，主墩墩底最大扭矩為2 409 kN·m；E2地震作用下，主墩墩底最大扭矩為15 089 kN·m，小于主墩墩底截面最大扭轉抗力77 495 kN·m，滿足規(guī)范要求。

3.3 轉體穩(wěn)定性分析

本橋2×120 m T構的轉體懸臂較大，且主梁設有2%橫坡，抗傾覆穩(wěn)定性安全系數(shù)和抗滑動穩(wěn)定安全系數(shù)均應大于1.3，并考慮2.5 m防護屏的風荷載。經(jīng)核算，各項結果均滿足要求，如表4所示。

表4 轉體穩(wěn)定性分析

4 施工與監(jiān)控方案

本橋采用墩底轉體的施工方式，首先，施工主墩、轉動轉盤、上轉盤，試運行轉動裝置并臨時鎖定轉動裝置；其次，使用龍門吊進行鋼箱梁的節(jié)段拼裝焊接，安裝臨時索塔及拉索，并張拉索力至設計索力；然后，拆除支架，對轉體結構稱重，確保轉體結構平衡后先試轉3°，最后進行轉體作業(yè)：左右幅同步轉動，轉體速度保持一致以免碰撞；水平轉動梁體至成橋位置，就位于已搭設完成的支架上；在支架上進行上頂，鎖定上下轉盤，并對轉體結構進行封固，完成轉體施工。

為確保T構轉體過程和成橋狀態(tài)下結構受力狀態(tài)接近設計期望，全橋施工過程中進行嚴格的施工監(jiān)控。轉體施工監(jiān)控方案的監(jiān)測內容主要有：①轉速監(jiān)測；②轉體結構位移監(jiān)測；③轉體加速度和豎向振幅監(jiān)測；④應力監(jiān)測，主要包括箱梁根部截面應力監(jiān)測、橋墩底部截面應力監(jiān)測和臨時索塔截面應力監(jiān)測等內容。監(jiān)控數(shù)據(jù)表明，施工過程中的結構位移、應力與計算結果基本吻合。

5 結論

本橋以青島市新機場高速連接線主橋2×120 m鋼箱T構連續(xù)梁上跨膠濟鐵路、青榮城際等鐵路方案設計為背景，對采用大跨度雙幅T構同步轉體跨越既有鐵路全套技術進行深入研究，得到如下結論。

(1)本橋采用的臨時索塔輔助鋼箱梁T構同步轉體施工技術，能夠有效減小轉體過程中T構根部截面負彎矩及梁端撓度，保證了施工期懸臂狀態(tài)鋼箱梁的結構安全及橋下多條鐵路的運輸安全，極大降低了橋梁造價。

(2)全焊接免涂裝耐候鋼結構可避免螺栓脫落、鋼橋養(yǎng)護對鐵路運營造成安全隱患，同時降低了橋梁全壽命周期的運維成本。

(3)成橋狀態(tài)主橋靜動力受力性能良好，結構安全可靠，為國內目前最大轉體懸臂T構連續(xù)梁，其安全、經(jīng)濟、高效的設計方案值得推廣。