上跨既有铁路（精选4篇）
上跨既有铁路 篇1
1 依托工程概况
1.1 依托工程简介
新建巴中至万源高速公路羊子岭隧道位于万源市官渡镇, 左线起讫桩号ZK230+988~ZK231+975, 长987m;右线起讫桩号K230+980~K231+954, 长974m。
襄渝铁路二线羊子岭隧道于2009年9月建成通车, 起讫桩号YD1K440+250~YD1K441+685, 长1435m。
由于本隧道出口接银沟河右线中桥, 为避免与相邻桥台引起施工干扰, 解决施工场地, 于出口线路左侧设置斜井一座, 长度179m, 斜井中线与线路中线平行, 间距25m, 与线路中线交于里程YD1K441+480。竣工后, 斜井与正洞连接段及斜井洞口采用M7.5浆砌片石封堵, 封堵厚度3m。
1.2 空间交叠情况
新建公路隧道与既有铁路隧道交叠关系详见表1和图1。
1.3 交叠段工程地质条件
隧址区属溶蚀侵蚀低、中山地貌。交叠段岩性为三叠系中统雷口坡组盐溶角砾岩:灰黄色~灰色, 色较杂, 矿物成分以方解石为主, 岩屑、泥质等次之, 砾斑镶嵌状结构, 块状构造为主, 砾石成分以灰岩、白云质灰岩、泥灰岩为主, 胶结物以岩屑、泥质等为主, 成分极杂。取芯呈块状~碎石状为主, 少量呈柱状。交叠段公路隧道属Ⅴ级围岩, 铁路隧道属Ⅳ级围岩。
地下水以第四系松散堆积层孔隙水和碳酸盐岩类裂隙溶洞水为主, 隧道正常涌水量为1892m3/d。隧址区地层为含石膏地层, 场地地下水对混凝土及钢筋混凝土中钢筋的腐蚀性等级为中等腐蚀。
不良地质主要为岩溶。岩溶发育主要以垂直发育为主, 岩溶发育强度为弱~中等发育。
1.4 铁路隧道交叠段支护衬砌参数
初期支护:系统锚杆采用Φ22砂浆锚杆, 单根长2.5m, 环距为1m, 排距为1m。喷射混凝土采用100mm厚C20喷射混凝土。铺设Φ8@250×250mm钢筋网。二次衬砌:拱墙采用300mm厚C25素混凝土, 仰拱采用400mm厚C25素混凝土。施工工序采用台阶法。
2 既有铁路隧道无损检测及结果
2.1 衬砌混凝土强度
K441+430~K441+490段:混凝土强度设计值为C25, 回弹法混凝土强度推定参考值为25.2MPa, 大于25MPa, 该龄期构件混凝土强度推定参考值满足设计值;
K441+490~K441+560段:本隧道衬砌混凝土强度设计值为C25, 回弹法混凝土强度推定参考值为26.8MPa, 大于25MPa, 该龄期构件混凝土强度推定参考值满足设计值。
2.2 衬砌混凝土厚度
本次检测对既有羊子岭铁路隧道K441+430~K441+560段拱顶、左拱腰、右拱腰、左拱脚、右拱脚、左边墙以及右边墙共7条测线进行衬砌混凝土厚度的雷达检测。其中, 衬砌厚度不满足设计要求共有3处, 实测衬砌厚度分别为27cm (K441+455~K441+460) 、29cm (K441+460~K441+465) 、29cm (K441+550~K441+555) 。
2.3 衬砌外观及裂缝
本隧道竣工于2009年, 衬砌良好, 无明显渗漏水痕迹。据现场调查, 隧道交叉段主要有两处纵向裂缝, 长度分别为12m (K441+543~K441+555) 和9.6m (K441+520.6~K441+530) 。
2.4 衬砌脱空及不密实状况
根据雷达检测, 既有羊子岭铁路隧道交叉段共发现17处衬砌混凝土脱空、不密实现象。
2.5 既有隧道交叉段状态评定
既有隧道的衬砌安全等级根据《铁路桥隧建筑物修理规则》 (铁运[2010]38号) , 结合现场调查及无损检测评定。检测结果表明, 既有羊子岭铁路隧道交叉段强度无缺陷, 检测厚度与设计厚度之比大于等于0.9;本隧道交叉段衬砌较为完好, 无明显渗漏水痕迹, 无错动、剥蚀。经综合评定, 既有隧道的衬砌安全等级为C级, 即既有隧道交叉段衬砌的劣化对其使用功能和行车安全影响较小。
3 交叠段结构设计
3.1 交叠段公路隧道结构设计参数
公路隧道交叠段采用加强型衬砌, 以减少新建公路隧道对铁路隧道受力的影响。交叠段加强方案详见表2。交叠段衬砌支护参数详见表3。表3中单位除钢筋直径以mm计外, 其余均以cm计。
3.2 交叠段铁路隧道斜井处理方案
考虑到羊子岭铁路隧道斜井功能仅为辅助施工, 且在铁路隧道竣工后在斜井与正洞连接段及斜井洞口采用3m厚M7.5浆砌片石封堵, 铁路隧道斜井与公路隧道交叠段及两侧约5m范围内采用C15混凝土回填。斜井回填应在公路隧道交叠段施工前完成。
4 交叠段公路隧道施工组织设计
4.1 交叠段公路隧道施工工序
公路隧道交叠段即右线K231+125~K231+240和左线ZK231+150~ZK231+245段施工应满足如下要求:
(1) 施工工序采用环形开挖留核心土法。
(2) 开挖方式优先采用机械开挖, 以避免爆破振动对既有隧道的影响;必须进行钻爆施工时, 应采用控制爆破, 通过爆破试验, 选择合理的钻爆参数, 最大限度地降低爆破振动对既有隧道的影响。公路隧道施工对既有铁路隧道的最大临界震动速度不应大于4cm/s。
(3) 公路隧道先行洞通过交叠段并支护后, 后行洞方可进行交叠段开挖。
(4) 上台阶每循环开挖进尺不得大于1榀钢架间距;下台阶每循环进尺不得大于2榀钢架间距。隧道开挖后初期支护应及时施作并封闭成环 (或落底) , 封闭 (或落底) 位置距离掌子面不得大于15m。仰拱距掌子面的距离:不得大于25m。二次衬砌距掌子面的距离根据量测确定, 且不得大于40m。
4.2 交叠段公路隧道爆破减振设计
新建公路隧道在施工影响范围内爆破时, 可采取以下爆破减振措施[1,2,3,4], 最大限度地降低对既有隧道的影响。
(1) 将一次爆破的所有炮孔分成较多段按顺序起爆, 段数越多, 单段爆破最大药量越少, 特别对于掏槽爆破、底板眼爆破和预裂爆破等相关炮眼应尽可能减小单段爆破药量, 这种分段微差爆破将使最大振速明显降低。
(2) 为避免微差爆破延时时间不够或延时误差造成应力波叠加, 使振动加强, 在选择雷管段数时, 应加大相邻段别的段位差。在段别排列方便的情况下, 应尽可能考虑掏槽区跳段排列雷管, 这样既利于相邻两段振动的主振相分离, 避免振动叠加, 又利于为后排爆破创造更充分的临空面, 减轻爆破夹制作用对振动的加强作用。
(3) 除应适当减小炮孔内线装药密度外, 还可采取周边预裂爆破技术阻隔爆破地震波向外传播。
(4) 若采用空孔直眼掏槽爆破方案, 应增加空孔数量或增大空孔直径, 以加大临空面, 减小夹制作用造成的振动加强, 这对降低掏槽爆破的振动强度十分有效。
4.3 交叠段公路隧道超前地质预报
施工期间必须加强超前地质预报工作。交叠段超前地质预报采用地质调查分析、远距离物探、近距离物探及钻孔验证。交叠段超前地质预报除对不良地质进行核实和验证外, 还应重点对铁路隧道位置进行核实和验证。
4.4 交叠段公路隧道监控量测
交叠段公路隧道监控量测必测项目为:
(1) 洞内、外观察;
(2) 周边位移;
(3) 拱顶下沉;
(4) 地表下沉。
施工期间必须加强现场监控量测, 并根据监测信息及时调整处理方案。
4.5 交叠段铁路隧道监控量测
在新建公路隧道施工影响范围内施工时, 需要对既有铁路隧道K441+433.96~K441+558.86段124.9m进行以下监控量测:
(1) 周边位移;
(2) 拱顶下沉;
(3) 已有原始裂纹发展情况;
(4) 隧道衬砌开裂监测;
(5) 爆破时衬砌的振动速度;
(6) 锚段相关设施的检测。
根据监测结果进行动态设计, 以确保既有铁路运营安全。
4.6 交叠段公路隧道施工安全设计
(1) 施工前, 应先由业主、铁路相关管理部门等联合对施工方案进行审定, 审定通过后方可进行施工。
(2) 选择具有相应爆破施工企业资质证书的施工企业, 按规定与铁路局签订安全协议, 并根据铁路局批准的施工方案、安全措施、施工计划进行作业。
(3) 为确保铁路运行安全, 应与铁路部门建立安全联动机制。施工进场后, 施工单位应对新建公路隧道与既有铁路隧道及斜井的相互关系进行复测核实, 如有不一致应立即上报处理。施工中派专职安全员24h巡查防护, 随时做好应急措施, 以确保既有铁路运营安全。
(4) 公路隧道施工前必须进行超前地质预报, 对不良地质和铁路隧道位置进行核实和验证。
(5) 施工至既有隧道附近时, 应严格按照设计要求采用机械开挖或控制爆破, 同时应与铁路部门密切协作, 加强对既有隧道的监控量测 (重点是开挖振动监控与位移监控) , 以便及时了解新建隧道施工对既有隧道的影响。若既有隧道的位移、振动速度超过相关规定, 应立即停止施工并上报监理、业主、设计单位。
(6) 新建隧道交叠段采用环形开挖留核心土法施工, 施工中严格遵守“短进尺, 少扰动, 快封闭, 勤量测”的原则, 严格控制循环进尺和爆破震动速度。
(7) 左、右洞开挖作业不得同时进行, 也不得在铁路隧道有车辆通行的时段进行开挖作业。隧道施工必须在天窗时间爆破, 尽量减少施工对铁路运营造成的影响。施工中应加强铁路隧道内震速监测, 公路隧道施工对既有铁路隧道的最大临界振动速度不应大于4cm/s。
(8) 施工至既有隧道附近时, 应当通过施工控制措施、监控量测等手段严格杜绝新建隧道塌方等事故的发生, 以防影响到既有隧道的安全。
5 结论
结合巴中至万源高速公路羊子岭隧道上跨襄渝铁路二线羊子岭隧道的现状, 介绍了新建公路隧道上跨既有铁路隧道的设计和施工要点, 提出了交叠段隧道的施工组织设计方案。研究表明:
(1) 在地质资料详实准确、既有隧道建设质量可靠、新隧道设计与施工措施得当、超前地质预报和现场监控量测方案合理的前提下, 新建公路隧道跨越既有隧道是可行的。
(2) 交叠段应优先采用机械开挖, 必须进行钻爆施工时, 应控制爆破振动速度, 尽可能降低对既有隧道的影响。
参考文献
[1]刘运通, 高文学, 刘宏刚.现代公路工程爆破[M].北京:人民交通出版社, 2006.
[2]王旭光, 郑炳旭, 等.爆破手册[M].北京:冶金工业出版社, 2010.
[3]梅东冬, 王维高.兰渝铁路桐子林隧道上跨既有隧道控制爆破施工技术[J].现代隧道技术, 2011, 48 (2) :145-152.
[4]谢勇涛, 于清浩, 等.新建隧道施工对既有隧道的影响分析及处理措施[J].铁道标准设计, 2011 (5) :87-91.
[5]冯继强.浅谈双喜岭隧道塌方成因及处理方法[J].北方交通, 2012 (9) .
上跨铁路既有线架梁施工关键技术 篇2
世纪东路跨线桥工程 (跨京沪铁路、沪宁城际段) 为南京火车站北广场配套项目, 位于南京站东侧, 属于站内施工, 桥梁中心线跨越京沪铁路处里程为:下K1151+225 (上K1151+026) ;跨越城际铁路处里程为:K300+678。本段桥梁7号~10号墩以3跨55 m (T梁) +54 m (T梁) +43.5 m (箱梁) 简支梁分别跨越京沪铁路、铁路夹心地和沪宁城际铁路, 梁底距回流线仅有0.8 m。该工程采用钻孔灌注桩基础, 下部结构为矩形承台、方形立柱和盖梁。
55 m跨和54 m跨T梁高3 m, 跨中肋板厚22 cm, 翼缘厚15 cm, 马蹄宽60 cm, 支点肋板厚60 cm;T梁横向采用横隔板、湿接缝连接。采用C55混凝土。
43.5 m跨小箱梁高2.4 m, 底宽1.7 m。跨中腹板和顶底板厚度均为21 cm, 梁端顶板厚30 cm, 底板和腹板厚38 cm。小箱梁横向采用横隔板、湿接缝连接。采用C55混凝土。
在京沪铁路南侧设置预制梁场, 配置龙门吊, 分跨预制。架梁时采用1台650 t履带吊和1台450 t履带吊将预制梁从存梁场吊至架梁平台上的运梁台车, 由2台130 t运梁台车喂梁至架桥机尾部。预制梁均采用250 t架桥机在封锁铁路时架设, 由架桥机从南往北依次架设, 每架设完一跨, 将架桥机退回现浇梁桥面, 完成架桥机转角及完成架设孔跨横隔板以及湿接缝后架设下一跨。
2 架桥机工况
JQG250 t/55 m型架桥机 (如图1所示) 拼装长度为98 m, 整机自重328 t, 过孔时悬臂挠度38 cm, 经现场实测计算, 架桥机悬臂底与电气化电缆承力索的距离在安全距离范围内 (>2 m) 。架桥机过轨时其相对应的下方京沪铁路 (或沪宁城际铁路) 需封锁, 同时接触网停电。
JQG250 t/55 m型架桥机主要由纵导梁、临时支腿、前支腿、中支腿、尾支腿、前后龙门、纵移桁车、起重小车、横移轨道、运梁台车、电器控制系统等组成。
1) 整机横移行走系统由4个行走台车组成, 台车由行走箱体、行走钢轮、齿轮、减速机、齿圈等组成, 通过减速机带动齿轮、齿圈及行走钢轮在铺好的轨道上行走, 实现整机横移。2) 纵导梁由主导梁和引导梁组成。主导梁是架梁承载的主要结构, 上弦杆有轨道供纵移台车走行, 下弦杆作为导梁的纵行轨道。引导梁自重轻, 以减少过轨挠度和整机长度。3) 支腿由反滚轮体系、支腿、调整架、转盘和横移台车等组成。通过电动螺旋顶升导柱在柱套内滑动实现高度调整。横移台车安装在导柱底部, 与中支腿的横移台车联动时可实现整机横向移动。4) 纵移桁车为吊梁纵移主要动力部件, 桁车有两根横梁, 其上铺有轨道, 供起重小车运行。5) 前支腿与中支腿各设一根由多节箱型梁栓接而成的横移轨道, 支承整机载荷, 以实现全幅宽度内的横向移动。吊梁时, 需采用木楞或钢板将轨道抄平, 轨道下方与梁体间用硬枕木支垫。
3 架桥机抗倾覆检算
施工前, 需对架桥机的抗倾覆进行验算 (见表1) , 选取架桥机过轨时最不利工况, 即前支腿悬空接近08号墩盖梁, 架桥机过轨按最大临界跨距55.2 m进行检算 (见图2) 。
4 架桥机拼装顺序及基本要求
1) 测量放样, 进行前、后横移轨道定位。行走台车放置在轨道定点上, 必须用方木, 木楔支垫平稳牢固, 必要时需用葫芦对角拉紧。作业场地按架桥机纵向长度不得小于架桥机的拼装总长, 横向宽度不得小于架桥机最宽宽度。
2) 安装导梁、前辅助、前龙门。在安装第二节导梁前, 先安装好前辅助支腿, 防止安装第二节导梁时前配重不够而翘起。龙门连接安装不上时, 可用手拉葫芦辅助作业, 龙门法兰螺栓必须用高强螺栓。导梁前段位置必须保持与横移轨道平行方向一致。
3) 安装主梁、后龙门连接及尾支腿。安装主梁时, 严格控制后台车支点后重量, 需要时利用前辅助支腿前移前台车, 然后将导梁纵移。
4) 安装主横梁部件。在吊装主横梁之前就应调试好, 走行与电机工作方向一致。
5) 安装起重小车及钓钩钢丝绳。吊装时要避免吊装钢丝绳损伤到小车防雨装置;穿吊钩钢丝绳仔细检查钢丝绳有无损伤。
6) 安装各部件电气设备、电缆及安装保护装置。安装前必须认真检查所需部件等的性能, 特别是电缆的导行钢丝有无损伤, 以及牵引小滑轮的性能和固定是否可靠。
7) 各行走台车行走方向检查, 并进行整车试运转, 按规定试机验收。架桥机拼装完成后及时接地, 在临近铁路7号, 8号, 9号, 10号桥墩位置地面打设2 m长8号角钢各1根作为架桥机接地点。导线通过横移轨道引至地面的接地点, 形成整个架桥机的接地装置。完成后进行接地电阻测试并形成记录, 接地电阻大于10Ω。架桥机拼装调试完成后, 邀请设备生产厂家派技术人员到现场检测设备完好率, 请具有相应资质的检测单位进行检测, 检测合格出具书面报告后方可投入使用。
5 架桥机过轨施工步骤
架桥机主梁前冲, 调整中支腿与前支腿间距 (满足过孔要求) , 保持架桥机稳定性, 主梁前移, 使临时支腿达到前方墩台位置, 调整尾支腿、前支腿及临时支腿, 使中支腿不受力, 中支腿前移至前支腿, 然后前支腿前移至临时支腿处并加固, 中支腿就位加固, 收起尾支腿及临时支腿, 前移主梁, 主梁纵移就位后, 进行全面检查, 准备架梁。
6 架桥机过轨封锁时间分配
本工程制定的跨铁路架梁施工方案应事先得到上海铁路局有关部门的批复, 按路局规定申请施工封锁计划, 并按批准的计划落实施工[3] (见表2) 。
7 架桥机过轨流程
1) 架桥机过轨前位置:调整水平, 前支腿和辅支腿落在7号盖梁上, 中支腿距离后支腿32.8 m。2) 架桥机导梁第一次过轨前移27 m。3) 调整架桥机位置:将中支腿前移25 m (不需封锁线路) 。4) 架桥机导梁第二次过轨前移28.2 m, 架桥机前支腿过轨:前支腿前移55.2 m。调整架桥机中支腿位置, 前移36.9 m。5) 调整架桥机位置:封锁铁路, 架桥机纵移27 m。6) 架桥机先横移至运梁台车位置 (横移8 m) :封锁全部线路, 接触网不停电, 封锁时间5 min, Ⅲ级封锁。架桥机封锁架梁前位置:前天车吊装梁前移至铁路中不小于5 m (不需封锁铁路) , 起梁时钢丝绳距离线路中心距离10.56 m。7) 架桥机封锁架梁:封锁全部线路, 架桥机前天车和后运梁台车携梁前移41.8 m, 后天车起吊梁。架桥机封锁架梁:封锁全部线路, 架桥机前后天车携梁前移9.8 m。架桥机横移并落梁、精确对位和支撑加固 (在封锁点内) 。
8 架桥机过轨控制要点
1) 详细检查架桥机整机状况, 复核架桥机配重是否满足架设要求, 防止倾覆;2) 导梁过轨时注意前支腿和中支腿的稳定性, 一旦出现晃动或移位, 立即停止前移;3) 控制过轨时的前移速度, 随时做好刹车准备, 严格执行架桥机过轨操作规程;4) 导梁辅支腿到达前方墩顶盖梁时, 及时进行加固;辅支腿加固好后, 方可将主梁前支腿沿导梁滑道移至盖梁并加固;5) 将中支腿前移到位后, 架桥主梁方可前移, 主梁到位后需再次检查整机状况;6) 施工时由施工负责人统一指挥, 不得盲目作业。
9 结语
对于大跨桥梁穿越既有铁路线路或公路, 采用架桥机架设预制梁施工是行之有效的工法之一, 但施工过程中必须要准确把握架桥施工的工序步骤以及架桥机的工作状况, 切实做好安全防范工作, 保证每一道工序的顺利实施。同时, 通过现有工程案例, 进一步探索优化现有架桥技术, 对架桥机及运梁台车的工作性能作出调整, 确保既有线路的安全运营。
参考文献
[1]TB 10203—2002, 铁路桥涵施工规范[S].
[2]TB 10415—2003, 铁路桥涵工程施工质量验收标准[S].
上跨既有铁路 篇3
巴达铁路申家滩上行特大桥位于四川省达州市境内, 地处川东北山区, 地势险要, 该桥沿既有襄渝线并行接入襄渝线, 其中25#~27#门式墩上跨既有襄渝线, 与既有襄渝线以9.94°上跨立交。上部结构设计采用32m简支“T”形梁, 下部结构采用桩基承台基础、门式桥墩, 25#~27#门式墩净跨分别为:19.5m、19m和19m, 盖梁截面尺寸 (宽×高) 为:2.9m×2.5m。
申家滩上行特大桥门式墩位于川东北山岭地区, 交通条件及现场施工环境极差, 门式墩盖梁施工主要存在以下几个难点。
1) 现场吊装环境差。申家滩门式墩位于山岭凹地处, 门式墩上跨既有铁路桥, 吊装高度大于30m, 且受既有铁路桥影响, 吊装视线差增加了吊装难度。
2) 门式墩墩跨度大, 跨度达15m, 因上跨既有铁路不能采用满堂支架支撑等相似形式的支撑结构形式, 采用一般的杆件结构, 跨中挠度达不到要求, 因此对承重结构的挠度要求比较高。
3) 申家滩上行特大桥门式墩上跨既有铁路, 承重结构吊装需在图定的封锁点时间内完成, 既有襄渝线的封锁时间为45min, 留给施工的时间只有30min, 在这30min中需完成门式墩盖梁承重结构吊装和固定工作, 时间极其紧张。
4) 门式墩盖梁与既有襄渝线接触网承力索之间空间狭小, 盖梁施工完成后, 盖梁承重结构拆除施工难度大。
2 方案比选
随着我国建设工程的快速发展, 门式墩大量应用于铁路、公路及市政工程中, 按门式墩盖梁形成方式主要分为现浇和预制两种, 针对本项目, 门式墩盖梁设计采用现浇施工。施工前期, 曾考虑优化门式墩盖梁结构形式, 建议盖梁改为钢箱梁, 场外预制成型, 一次吊装就位。门式墩盖梁采用预制钢箱梁有着施工时间短、对既有线的干扰最小的优点, 但预制梁本身重量较大, 针对本项目受地形条件和既有铁路的影响, 交通条件极差, 大型吊装设备无法进场, 不能满足预制梁吊装需求。因此, 将门式墩盖梁结构改为预制钢箱梁形式不适合本项目。
门式墩盖梁采用现浇法施工, 常用的承重结构有满堂支架、型钢支撑及贝雷片支撑等方式。
针对本项目门式墩上跨既有线桥梁的特点, 满堂支架法施工不适用于本项目。
选用型钢作为门式墩盖梁的直接受力结构, 针对本项目门式墩跨度大的特点, 为确保不与既有铁路设备发生接触, 型钢两端支撑点的间距不得小于14.5m, 跨中挠度不得大于24.17mm, 在型钢选型过程中, 考虑使用常用最大型号的工字钢I63c, 按满铺考虑, 再通过计算机模拟检算, 验算其挠度是否满足规范要求, 通过检算, 跨中挠度为26.43mm。不能满足规范要求, 因此采用型钢支撑不适用于本项目。
贝雷片支撑在门式墩施工中已得到广泛应用, 施工技术相对也比较成熟。本项目门式墩采用贝雷片支撑, 需满足贝雷梁安装空间的需要。本项目门式墩上跨既有襄渝线, 盖梁底部距既有铁路接触网承力索线最小只有1.9m, 贝雷片标准高度为1.5m, 上下加设加强弦杆后, 结构高度为1.7m, 再加上上部的纵梁和底模的高度, 盖梁底部空间全部利用完毕。按此安装后, 贝雷梁与既有铁路接触网承力索刚好贴着, 承力索为高压带电体, 电压高达27.5k V, 存在巨大的安全隐患。若不能解决这个问题, 将不能采用贝雷片作为盖梁的支撑结构。通过与铁路设备管理单位沟通咨询, 在保证既有铁路运营安全的前提下, 可以适当调整接触网线结构高度, 这样的话, 通过调整接触网线结构高度, 能使贝雷片与既有接触网承力索之间有一定的空隙。再辅助一些防电措施, 能确保施工作业环境安全。
通过详细的调查研究, 最终选择贝雷片作为门式墩盖梁的主要承重结构, 倒角部分采用碗扣式脚手架支撑, 即贝雷梁支撑结构形式为贝雷片+碗扣式脚手架。贝雷片为标准件, 属桁架结构, 将贝雷片组装成贝雷梁, 直接承受盖梁重量。选择贝雷片作为门式墩承重结构有如下优点:
1) 受力性能好。贝雷片为桁架结构与常规的杆件相比, 受力性能能提高30%。
2) 运输方便、组装快速。贝雷片常规尺寸为3m×1.5m (长×高) , 体积较小, 运输方便, 特别适用于交通条件比较差的工程;贝雷片与贝雷片之间可通过销钉快速链接固定。
3) 灵活性高。贝雷片与贝雷片之间可通过支撑架链接组成框架结构, 且可通过调整支撑架的尺寸来调整贝雷梁框架结构的宽度, 通过这一点可灵活调整门式墩盖梁施工平台的宽度。
4) 吊装一次成型。可根据门式墩的跨度, 提前将贝雷片在场外组装好, 在规定的封锁时间内一次吊装完成, 并本身为框架结构能保持自身的稳定性, 节约了加固的时间。
5) 跨中挠度变形小。通过力学验算得出贝雷梁跨中挠度不到20mm, 小于规范允许值。
3 方案设计
3.1 下部支撑结构方案
下部结构竖向支撑结构由钢管立柱承担, 钢管立柱尺寸为:管径准630mm, 壁厚10mm。盖梁两侧各设置1排钢管立柱, 跨度为14.7m, 钢管中心正好各自对应上倒角点。每侧设置4根钢管, 钢管与钢管之间间距为135cm。
钢管顶部采用20mm钢板进行封闭, 钢板上方设置砂箱, 砂箱的承载力不小于200t。砂箱的高度为30cm高, 分上、下两半部分。
砂箱顶部设置工字钢横梁, 横梁采用3根I320a工字钢并焊而成, 工字钢内外侧在对应砂箱位置处采用10mm钢板加肋, 加肋间距为20cm。
3.2 上部支撑结构方案
门式墩盖梁确定采用贝雷片作为支撑结构后, 需确定贝雷片的组合形式。门式墩盖梁除盖梁倒角以外, 跨度为14.7m, 贝雷片的组合长度选定为15m, 每排由5片贝雷片组成, 为加强贝雷片的受力性能, 在贝雷片上、下底部加设加强弦杆, 如此, 贝雷片的受力性能将增强一倍, 大量减少贝雷片的使用数量, 一方面节约了成本, 另一方面相对来说也加快了施工进度。
为确保门式墩盖梁施工的安全, 考虑盖梁本身的荷载及施工过程中的活载, 确定贝雷梁的数量。最终贝雷梁的组合形式为:共12排贝雷片, 每排贝雷片由5片标准贝雷片组成, 长15m, 贝雷片上下加设加强弦杆;每3排贝雷片组成1组贝雷梁, 由标准支撑架连接, 共4组贝雷梁。
4 盖梁支撑结构受力及稳定性分析
4.1 盖梁支撑结构计算模型
利用大型通用有限元软件Midas/civil建立门式钢支架模型, 除贝雷梁斜杆采用桁架单元模拟、防电板采用板单元模拟外, 其他结构构件均采用梁单元模拟。
门式钢支撑包括钢管柱、横梁和贝雷梁, 共划分为2584个单元, 其中梁单元2162个, 桁架单元400个, 板单元22个;节点1696个;钢管柱底面、侧面固结, 柱顶固结横梁, 横梁约束贝雷梁各向位移。结构整体模型见图1。
4.2 贝雷梁受力分析
4.2.1 位移
贝雷梁位移限值为L/600=23.8mm。根据检算结果, 贝雷梁在桥墩盖梁荷载作用下的最大位移为20.714mm, 加上下行风荷载后最大位移为20.722mm, 均小于位移限值, 因此结构安全。
4.2.2 剪应力
《铁路桥梁钢结构设计规范》规定的Q235钢材的剪应力容许值为80MPa, Q345钢材的剪应力容许值为120MPa。根据检算结果, 贝雷梁的最大剪应力为79.6MPa, 出现在弦杆位置, 小于规范的容许值, 因此结构是安全的。
4.2.3 组合应力
《铁路桥梁钢结构设计规范》规定的Q345钢材的应力容许值为210MPa, 屈服强度为345MPa。根据检算结果, 贝雷梁的最大组合应力为180.5MPa, 出现在下弦杆支座处, 小于规范的容许值, 因此结构是安全的。
4.3 横梁受力分析
横梁主要承受由贝雷梁传递下来的荷载, 在自重+贝雷梁传递下来的荷载作用下, 根据检算结果, 横梁最大的位移为2.2mm, 与横梁跨度比值为1/2750。
横梁的最大剪应力为26.4MPa, 小于《铁路桥梁钢结构设计规范》规定的Q235钢材剪切容许应力80MPa;横梁的最大组合应力为31.4MPa, 小于Q235钢材的容许应力140MPa, 结构安全。
4.4 钢管立柱受力分析
4.4.1 位移
根据检算结果, 钢管柱在盖梁施工过程中的变形不大, 最大位移为2mm;列车风荷载对钢管柱的变形影响较小。
4.4.2 应力
《铁路桥梁钢结构设计规范》规定的Q235钢材的应力容许值为140MPa, 根据检算结果, 钢管柱的最大组合应力为56.2MPa, 小于规范的容许值, 因此结构是安全的。
4.5 支撑结构整体稳定性
将门式钢支撑自重作为不变荷载, 将桥墩盖梁荷载+下行风荷载作为可变荷载, 得到结构的第一阶失稳系数为11.3。由于第一阶失稳系数大于1, 所以门式钢支架不会出现失稳破坏。
5 结语
申家滩上行特大桥上跨既有襄渝线门式墩施工, 施工作业环境差、上跨既有繁忙干线铁路, 受既有线干扰极大, 施工安全风险极高。通过现场认真研究, 选择贝雷梁作为门式墩盖梁的承重结构, 有受力性能好、组装方便、灵活性好、吊装一次成型及跨中挠度小等优点, 有效解决存在的困难。
参考文献
[1]耿庆军.跨级有线门式墩施工技术[J].黑龙江科技信息, 2009 (4) :185-185.
[2]李航.跨级有线门式墩贝雷梁支架施工方案探讨[J].中国科技博览, 2011 (25) :45-45.
上跨既有铁路 篇4
设计隧道呈南北走向,全长465 m,宽30.6 m。其中暗埋段长140 m,两边敞开段长分别为173 m和152 m。隧道基坑全长465 m,宽32.2 m～48.6 m,深0 m～7.5 m。隧道基坑底现有(110+220)kV高压电力管廊是需要保护的重要设施,呈东西走向。高压电力管廊净高×净宽为2.3 m×2.3 m,结构顶部标高0.70 m,混凝土壁厚30 cm。基坑和管廊相对位置关系见图1。
为了保护已建电力管廊,针对电力管廊结构顶部距隧道结构底部距离为0.75 m的情况,设计上对电力管廊变形要求严格控制,重点解决地下水浮力作用及上部土体卸载时的地基反弹问题。采取相关区域全断面注浆,然后分段开挖,严格控制施工进度以及采用带锚杆的槽钢压顶的方法,以减少电力管廊顶上覆压力变化及土体变形,确保电力管廊的安全。
根据上述设计及保护原则,针对电力管廊具体位置分布及土质情况,电力管廊的保护方案具体施工步骤如下:
1)隧道基坑围护结构及止水帷幕施工完成。2)对电力管廊相关区域进行全断面注浆。3)分段开挖,严格控制施工进度,开挖至压顶保护板施工面。4)施工压顶保护槽钢及固定锚杆,压顶保护槽钢采用40C型槽钢焊接而成。5)完成隧道主体结构施工,隧道顶板范围采用堆载预压,回填至设计路面。
2计算工况说明
本次计算采用Plaxis 3D tunnel程序。根据设计方案,本次计算分析了不施作压顶槽钢和施作压顶槽钢两种施工方法。通过对比两种方法引起的地基回弹量及回弹过程,说明施作压顶槽钢对控制土体回弹的作用、影响大小及其必要性。地质资料取自钻孔zk3-2,地下水位深度为2 m;模型网格划分见图2。模型侧面和底面为位移边界,侧面限制水平位移,底面限制垂直位移,上边界是地表,为自由面。
计算中基本假定:1)采用平面应变模型,未考虑管廊刚度对土体回弹的影响;2)土体采用摩尔—库仑准则,护面混凝土采用弹性模型;3)假定地表和各土层均成层匀质水平分布;4)地层和材料的应力—应变均在弹塑性范围内变化,地应力场由重力自动生成;5)压顶槽钢的作用以均布荷载来体现。
根据基坑开挖施工步骤,每个工法计算了9个工况,如图3所示。工况一:开挖1部土体,喷射混凝土护面;工况二:开挖2部土体,喷射混凝土护面;工况三:开挖3部土体,喷射混凝土护面,施作压顶槽钢;工况四:开挖4部土体,喷射混凝土护面;工况五:开挖5部土体,喷射混凝土护面;工况六:开挖6部土体,喷射混凝土护面,施作压顶槽钢;工况七:开挖7部土体,喷射混凝土护面;工况八:开挖8部土体,喷射混凝土护面;工况九:开挖9部土体,喷射混凝土护面,施作压顶槽钢。
3 计算参数及结果分析
地层物理力学参数建议值见表1。
图4是选取两种工法几个代表性工况的位移色谱图,最终位移量对比分别列于图中(工法一为不施作压顶槽钢的方案,工法二为施作压顶槽钢的方案;表中数字前面为工法一数据,后面为工法二数据)。
选取基坑底部中点A做位移和施工步骤的关系曲线(见图5)。通过分析图5曲线可得如下结论:
1)分析工法一的开挖过程,A点在3次基坑开挖到底时的位移分别为36.26 mm,39.22 mm,39.31 mm。可见后两次开挖到基坑底的位移相差不大,故可用第三次开挖到基坑底的位移量代替最终位移量。2)对比两条曲线,采用工法一施工时A点最大位移为39.31 mm,采用工法二施工时A点最大位移为28.38 mm,可见槽钢压顶措施对控制基坑底部回弹有显著效果。3)对比两条曲线,不施作压顶槽钢时A点变形量随开挖进行依次累加,而施作压顶槽钢时A点变形量在第一次开挖到基坑底后即趋于稳定,后面的开挖对其几乎无影响。4)据DLT/T 5221-2005城市电力电缆线路设计技术规定,管廊变形缝最大允许沉降差值不应大于30 mm,故施作压顶槽钢的措施有必要实施,且能达到保护管廊的目的。
摘要：结合工程实例,使用有限元程序Plaxis对上跨既有管廊的基坑开挖引起的卸载回弹量进行计算,对两种工况下回弹量进行对比分析,验证了设计采用的回弹控制措施的必要性和有效性,对今后类似工程有参考作用。
关键词：上跨,卸载回弹,有限元,基坑
参考文献
[1]潘林有,胡中雄.深基坑卸载回弹问题的研究[J].岩土工程学报,2002(1):101-104.
[2]仲崇梅.深基坑开挖对PHC桩的保护措施分析[J].山西建筑,2006,32(5):79-81.
[3]刘国彬,黄院雄,侯学渊.基坑回弹的适用计算法[J].土木工程学报,2000(4):61-67.