高鐵簡支梁橋體外預應力加固及梁體上拱分析

俞文龍

（中鐵十七局集團有限公司 山西太原 030006）

1 引言

目前我國高鐵建設方興未艾，建設體量非常巨大，同時隨著一帶一路倡議的提出，中國高鐵開始著手走出去戰(zhàn)略。所有的一切都要求中國高鐵必須有一套完備先進的技術才能不斷發(fā)展壯大，同時在日益競爭激烈的國際市場不斷擴大自己的市場份額。

目前中國高鐵的建造技術世界一流，車輛、通信等也是國際領先［1-2］，但作為高鐵建設中的一個必不可少的技術補充——高鐵橋梁維修加固，目前研究還非常少［3-4］。主要由于目前高鐵建設還沒有進入維修加固期，國內(nèi)開通的第一條高鐵線路京津城際高鐵于2005開工建設、2008年建成通車，到目前也就運營了10年的時間［5］。但隨著高鐵建設體量的不斷增加、運營時間的不斷延長，高鐵橋梁必然面臨加固的問題，因此盡早開展相關研究十分必要［6-7］。

下面以本單位承建的國內(nèi)首座高鐵簡支箱梁橋加固施工為背景，介紹高鐵簡支梁橋體外預應力加固技術，同時分析體外預應力加固導致的梁體上拱對于軌道平順性的影響及相應的解決方案。

2 工程概況

廈深鐵路北接福廈鐵路并與龍漳線及既有鷹廈線相通，南連既有廣深鐵路和廣深港客運專線，是杭甬深鐵路的組成部分。設計最高運行速度250 km／h，設計荷載為ZK活載和中-活載；線路為雙線，正線線間間距4.6 m；采用有砟軌道，Ⅲ型橋枕，重型軌道60 kg／m、100m定尺長U75V無螺栓孔新鋼軌，無縫線路。

丹梓大道特大橋全長12 090.46 m，中心里程號DK464＋033.7 m，全橋364孔。其中第295孔上部結構采用現(xiàn)澆預應力混凝土簡支箱梁，梁長48.4 m，單箱單室截面，梁寬12.2 m，截面中心線處高3.89 m，采用C50混凝土，滿堂支架法施工；支座采用CKPZ-6000型盆式橡膠支座，橫向間距5.4 m。下部結構采用矩形實體橋墩、鉆孔灌注樁基礎。

橋梁建成通車運營后，出現(xiàn)了一定的病害，根據(jù)丹梓大道特大橋某孔梁體檢查結果，該跨梁體存在的主要病害為：箱梁底板外表面普遍存在橫向開裂，裂縫最大寬度0.15 mm，大部分裂縫已延伸至兩側腹板，呈“U形”狀；箱內(nèi)底板由于表面存在浮漿，無法做詳細檢查，但箱內(nèi)兩側腹板均存在斜向開裂現(xiàn)象，裂縫最大寬度0.24 mm，其中部分裂縫已封閉處理。

3 橋梁病害分析及加固方案

橋梁梁體跨中底板出現(xiàn)大量橫向裂縫，箱內(nèi)兩側腹板均存在斜向開裂現(xiàn)象，據(jù)此可推斷梁體病害的主要原因為橋梁剛度損失過大，具體應為梁體預應力張拉不到位或后期預應力損失較大導致。

根據(jù)丹梓大道特大橋某孔梁靜載試驗，在最大級試驗荷載作用下，跨中截面實測撓度平均值19.16mm，換算至ZK活載，跨中撓度值為25.21 mm。據(jù)此撓度數(shù)據(jù)通過模型反算梁體剛度，計算得出當梁體跨中現(xiàn)存平均預應力為680 MPa時，梁體跨中撓度25.23 mm，與荷載試驗實測值相近。設計梁體跨中截面永存平均預應力大小為979 MPa，即現(xiàn)存預應力值約為原設計值的69.5%。

根據(jù)現(xiàn)場實際情況，初步提出體外預應力加固處理方案。在箱室內(nèi)布置4對共8束體外預應力鋼束，通過轉向塊轉向，錨固于梁端橫隔板外增設的錨固塊處。預應力筋采用單根7～15.2 mm、1 860 MPa鋼絞線，每根鋼束設31根鋼絞線，采用單絲環(huán)氧無粘結預應力鋼絞線，預應力采用兩端張拉，張拉控制應力1 209 MPa。同時設置1對備用體外索，根據(jù)施工或后續(xù)運營期間的結構實際狀況確定是否進行穿索張拉。增設錨固塊及端部轉向塊采用C50自密實混凝土，通過植筋與箱梁既有構造連接。轉向器采用散束式；梁端橫隔板處鉆設D260 mm孔道供鋼束錨固端通過。鋼束錨固采用M15-31可調(diào)可換夾片式錨具，錨具外設防護罩，錨下埋置壓力傳感器，箱內(nèi)索體設減振索夾，具體體外預應力布置如圖1所示。

圖1 加固方案體外預應力布置

4 加固方案驗算

加固方案驗算時，考慮到廈深鐵路后期運營車輛調(diào)整，可能會運行貨運列車，因此在加固效果計算分析時需考慮列車荷載狀況的影響，擬分別采用ZK活載、ZKH活載和中-活載標準荷載三種荷載形式進行驗算［8-9］，確保加固效果滿足后期運營的要求。

同時考慮到梁體開裂病害可能并非由預應力張拉不夠引起，防止增加體外預應力進行梁體加固后導致梁體壓應力超標，因此需要對原設計狀態(tài)下增加體外預應力進行驗算。

4.1 加固后梁體抗裂性驗算

計算結果顯示，原預應力體系按現(xiàn)存預應力為原設計值的69.5%和100%分別計算，通過體外預應力體系加固后，不同移動荷載作用下，運營階段主力組合梁體跨中截面最小抗裂安全系數(shù)分別為K＝1.43和1.83，大于抗裂安全系數(shù)控制指標［K］＝1.20［10］，滿足規(guī)范要求，具體抗裂性驗算結果見表1。

_表1_主力組合跨中截面抗裂性驗算

4.2 加固后梁體正應力驗算

原預應力體系按現(xiàn)存預應力為原設計值的69.5%和100%分別計算，通過體外預應力體系加固后，運營階段不同移動荷載作用下，梁體截面正應力以跨中截面控制，主力組合跨中截面上、下緣應力見表2。

_表2_主力組合跨中截面正應力驗算

現(xiàn)存69.5%預應力的情況下，上緣壓應力分別為 -10.68 MPa、-11.77 MPa和 -11.40 MPa，均小于C50混凝土抗壓強度設計值fc＝23.1 MPa；下緣壓應力分別為-4.76 MPa、-3.15 MPa和-3.73 MPa，未出現(xiàn)拉應力，且壓應力較小，未超過C50混凝土的抗壓強度設計值，梁體上下緣應力水平均滿足規(guī)范要求。

現(xiàn)存100%預應力的情況下，上緣壓應力分別為 -10.06 MPa、-11.15 MPa和 -10.78 MPa，均小于C50混凝土抗壓強度設計值fc＝23.1 MPa；下緣壓應力分別為 -10.96 MPa、-9.35 MPa和-9.93 MPa，未出現(xiàn)拉應力，且壓應力均小于C50混凝土抗壓強度設計值，梁體上下緣應力水平均滿足規(guī)范要求。

5 加固過程梁體上拱分析

5.1 梁體上拱實測與理論計算對比分析

體外預應力加固張拉過程中實測的梁體撓度曲線顯示：在張拉完N2束時，梁體的剛度有一明顯的突變，而后期張拉過程中，隨著張拉力的增大，梁體上撓變形基本呈線性變化狀態(tài)，說明張拉完N2后梁體的主要裂縫基本閉合，見表3。

如圖2所示，對比梁體理論與實測的上撓情況可以看出：梁體的實測撓度較理論計算值偏大，這主要是由于理論計算時沒有考慮梁體已有裂縫對梁體剛度削弱的影響。隨著張拉的進行，后期張拉的理論上撓量與實測上撓量差距越來越小，說明在N2束張拉完成、主要裂縫閉合后，隨著體外預應力的繼續(xù)施加，梁體仍有一些小裂縫不斷閉合，梁體剛度仍在增加。

圖2 體外預應力張拉過程梁體上拱趨勢

表3 梁體變形值對比 mm

5.2 梁體上拱對于軌道影響分析

對于高速鐵路，由于列車運行速度很高，其對線路的平順性要求非常高，其平順性直接關乎到列車的運行安全，對于線路高差的規(guī)定如表4所示［11］。

表4 軌排精調(diào)后幾何形位允許偏差

本高鐵簡支箱梁在體外預應力加固過程中，實測梁體跨中累計上撓量為26.32mm，梁長48.4m，因梁體上撓引起的梁段范圍內(nèi)的軌面高差約為10.88mm／10m。此高差值遠大于相關規(guī)定的要求，不能保證列車的高速平穩(wěn)通過，影響列車運行安全，故必須對線路軌面高差進行調(diào)整。

對于既有線路軌面高差的調(diào)整可通過以下3種途徑實現(xiàn)：

（1）對于有砟軌道，可以通過振搗道砟，降低軌面標高的途徑實現(xiàn)對線路軌面高差的調(diào)整。

（2）通過扣件余量調(diào)整線路軌面高差。

（3）通過順直線路來調(diào)整線路軌面高差。

一般情況下對于有砟軌道，采用方法1即可完成線路軌面高差的調(diào)整，且調(diào)整速度較快。背景工程鐵路為有砟軌道，體外預應力加固引起的梁體上拱直接通過振搗道砟、降低軌面標高實現(xiàn)軌道高差的調(diào)整，保證軌道的平順。

目前真正意義上的高鐵都是設計時速300km以上，此類高鐵基本都是采用無砟軌道，而無砟軌道軌面高差的調(diào)整就相對比較困難，只能通過方法2、3實現(xiàn)。表5給出了目前常用的幾種軌道扣件的高低位置調(diào)整余量［12］，從表中可以看出，常用的幾種扣件高低位置調(diào)整余量都不是很大，尤其是軌面向下調(diào)整的余量非常小，因此只有當軌面高差較小，差值范圍在扣件的調(diào)整余量以內(nèi)時，通過方法2可獨立完成。但當軌面高差較大時，往往需要方法2、3配合進行，即需要從軌面標高超標區(qū)域向兩側，通過在扣件調(diào)整余量范圍內(nèi)調(diào)整扣件高度順直線路來達到調(diào)整線路軌面標高的目的。

表5 常用扣件高低調(diào)整量

對于較長范圍的軌面標高調(diào)整往往需要較長的時間，而高鐵線路軌面標高調(diào)整只能在高鐵運行天窗期進行，時間比較緊迫，一般只有深夜的3～4h，因此需要提前計算軌道標高調(diào)整的范圍，合理安排人力物力，保證按時完成軌面標高調(diào)整工作。

具體的線路調(diào)整范圍及調(diào)整方法可由以下計算方法確定：

式中，L為需調(diào)整的軌道線路長度（m）；a為扣件節(jié)點間距（m）；n為從上拱最高點向一側所需調(diào)整的區(qū)段個數(shù)，取整數(shù)。

式中，Δh為梁體最大上拱值（mm）；b為扣件可向下調(diào)整的余量（mm）。

根據(jù)以上計算得出的軌面標高調(diào)整長度，結合天窗期鐵路管理部門給定的時間，即可計算出完成軌面標高調(diào)整所需人力物力，從而有效地指導施工，保證列車按時通過。

6 結論

（1）計算結果及現(xiàn)場實踐證明，采用體外預應力對高鐵簡支梁橋進行加固，方法可行，加固效果滿足設計、使用要求。

（2）體外預應力加固引起的梁體上拱對高速列車的正常運行帶來不利影響，需要通過調(diào)整軌面高差的方法對線路進行調(diào)整。對于有砟軌道，可直接通過振搗道砟，降低軌面標高的途徑實現(xiàn)對線路軌面高差的調(diào)整；對于無砟軌道，則需要通過調(diào)整扣件及順直線路的途徑實現(xiàn)對線路軌面高差的調(diào)整。