萬亞華
(鐵道第三勘察設計院集團有限公司橋梁處,天津市 300142)
新建張家口至唐山鐵路工程全線共525 km,(64+64)m T型剛構共計6處,其中跨京哈鐵路、大秦鐵路兩跨越點采用轉體施工工藝(見圖1)。T型剛構橋采用墩梁固結兩端懸臂來實現跨越,具有懸臂法施工中保持體系平衡的特點。T型剛構在以下幾種地形中與其他橋型相比具有一定的優勢:(1)跨越V型沖溝、峽谷地形,簡支梁因縱向刷坡要求及剛度差限制,已不能滿足設計要求,而取T型剛構以代之。(2)跨越既有鐵路(等級公路),為減少對既有線運營的影響,采用轉體施工的T型剛構。相對連續梁而言,僅一主墩設置轉盤,降低施工難度。(3)兩隧道之間工點,因接口專業特殊要求必須設大跨,但為減少橋隧串接長度,T型剛構為更優橋式方案。

圖1 全橋立面布置圖(單位:cm)
張唐鐵路T型剛構各工點剛臂墩墩高從9 m至40 m不等,分別采用了實體、空心橋墩兩種形式,T型剛構的施工方法有懸臂澆筑法、轉體施工法。
線路等級:正線為雙線、電化;設計速度目標值120 km/h。
設計活載:中-活載。
軌道類型:有砟軌道。
張唐線(64+64)m T型剛構,梁部總長129.5 m。主梁采用單箱單室變高度箱形截面,邊支點處梁高3.8 m,中支點處梁高7.4 m,梁高按二次拋物線變化。主梁頂板寬度為11.9 m,頂板厚0.45 m,中支點及邊支點處局部加厚為0.95 m。主梁底板寬6.8 m,底板厚度按二次拋物線由0.45 m變化至0.95 m,中支點處局部底板厚1.5 m,邊支點處局部加厚為0.95 m。主梁腹板采用直腹板,厚度由0.5 m按折線分兩次變化至0.8m,邊支點附近線性增加至1.0 m。主梁共設4道橫隔板,邊支點橫隔板厚1.5 m共2個;中支點橫隔板厚1.4 m共2個,均設置過人孔。
圖2為端部截面圖,圖3為剛臂墩處截面圖。

圖2 端部截面圖(單位:cm)

圖3 剛臂墩處截面圖(單位:cm)
橋墩采用矩形截面,墩頂縱橫向尺寸為7.0 m×8.0 m;橋墩橫向尺寸按1∶20向下放坡,縱向尺寸采用直坡。根據工點墩高不同分實體、空心墩。空心墩橋墩壁厚1.4 m,在墩壁四周按4.0 m間距設置直徑20 cm的通風孔。
張唐線荷載標準為中-活載,擬定(64+64)m T型剛構的梁高時,參照其他項目不同荷載標準、相同跨度的T型剛構,如表1所列。

表1 梁高對比表(單位:cm)
對相同跨度T型剛構而言,中-活載的梁高應介于重載,ZK活載梁高之間。基于表1所列,對梁體進行不同高度檢算。以張唐線遵化跨大秦鐵路(64+64)m T型剛構為例,采用BSAS建立全橋平面模型對各施工階段及運營階段進行計算分析,T型剛構節點總數57,單元總數56,計算模型見圖4所示。計算荷載包括:恒載(結構自重、二期恒載、混凝土收縮徐變、預應力、基礎變位等)、活載(列車活載、搖擺力、牽引或制動力、鋼軌力等)、附加力(風力、溫度力)、特殊荷載(列車脫軌荷載、運架梁荷載、地震力等)。

圖4 全橋平面有限元模型
為保證運營階段截面上、下翼緣壓應力有至少1 MPa儲備,張唐線(64+64)m T型剛構在剛臂墩、支座處梁高分別取7.4 m、3.8 m。該結構尺寸下主梁在運營階段理論計算結果如表2所列。
橋梁結構在靜活載作用下的撓度結果如表3所列,滿足結構的剛度及行車的舒適性要求。
在擬定(64+64)m T型剛構剛臂橋墩時考慮以上三種情況。張唐T型剛構的剛臂墩墩高有兩處位于18 m以下,均采用實體墩;其余工點的剛臂墩墩高均在36 m以上,均采用單箱空心墩。
4.3.1 鋼束及鋼筋布置
T型剛構若簡單采用短束、直線形布束,在截面較大情況下,極易產生應力盲區,以致產生斜裂縫;底板縱向鋼束完全沿底板行走將導致較大的徑向力,容易底板剝落。

表2 運營階段主梁計算結果一覽表

表3 靜活載作用下的撓度一覽表

表4 橋墩形式分析表
張唐線T型剛構鋼束按如下原則進行布束:(1)頂板須保留有通長縱向鋼束;(2)底板縱向鋼束盡量靠近腹板布置并錨固;(3)相鄰腹板束向下彎折區域應有相互重疊,以避免斜裂縫的產生;(4)在T型剛構剛臂墩墩頂附近,設置部分下彎束,提供一定預剪力;(5)在邊跨現澆段布置縱向彎起束;(6)邊跨現澆段與懸臂端相接處底板縱向鋼束盡量靠近底板上緣布置,以增大截面抵抗鋼束徑向力的抗剪厚度;(7)豎向預應力鋼筋盡可能布置在腹板中心線上,在0號塊橫隔板加厚段須進行豎向預應力鋼筋加強布置,現澆段也設置豎向預應力鋼筋。
T型剛構的鋼筋布置除滿足常規的設計外,還采取了以下一些措施:箱形截面采用大U形鋼筋以增加箱梁的抗扭和穩定性;對于支座處設加強鋼筋網;底板考慮徑向力增設一定的防崩鋼筋;對墩梁固結處底板設計縱、橫向、倒角加強鋼筋。
4.3.2 轉體結構計算
張唐線(64+64)m T型剛構有兩工點采取懸臂+轉體施工工藝,對于轉體施工的T型剛構而言,須在墩底與承臺之間設轉盤系統。轉體結構由下轉盤、球鉸、上轉盤、轉體牽引系統組成。根據T型剛構轉體前豎向力確定所需要轉盤的球鉸直徑;根據球鉸直徑確定基礎尺寸;擬定下轉盤、球鉸、上轉盤尺寸并確定牽引力;對墩底、加臺、上球鉸之間固結系統進行局部分析,確定需要的預應力鋼鉸線數量,以確保上轉盤全截面受壓。
T型剛構轉體結構局部分析借助于有限元midas-FEA軟件,用實體單元模擬鋼筋混凝土,鋼筋單元模擬鋼絞線。鋼絞線型號、張拉控制應力如表5所列。

表5 轉體結構局部分析參數表
通過對墩底、加臺、上球鉸所組成的固結系統進行計算局部分析。計算結果如下:
不加預應力情況下,(1)第一主應力:最大主壓應力為7.32 MPa,分布于撐腳處;最大主拉應力為2.96 MPa,主要分布于球鉸位置。(2)縱橋向混凝土最大拉應力為0.85 MPa,加臺側面為受拉狀態;最大壓應力為6.5 MPa,主要分布于撐腳位置。(3)橫橋向混凝土最大拉應力為0.96 MPa,位于側邊及頂底面;最大壓應力為9.17 MPa,主要位于撐腳位置。該情況下加臺均為受拉狀態.
加預應力情況下,(1)第一主應力:最大主壓應力為7.1 MPa,分布于撐腳處,其余基本為全截面受壓。最大主壓應力為2.94 MPa,主要分布于球鉸位置。(2)縱橋向混凝土最大拉應力為0.068 MPa,上轉盤全截面均受壓,最大壓應力為6.62 MPa,主要分布于撐腳位置,球鉸及錨固端約為2~4 MPa的壓應力。(3)橫橋向混凝土最大拉應力為0.068 MPa,最大壓應力為9.76 MPa,主要分布于撐腳位置。該情況下除橋墩外各截面均為壓應力,加臺全截面均為受壓截面。
其應力云圖見圖5~圖7所示。

圖5 主應力云圖(預應力施加后)

圖6 縱橋向應力云圖(預應力施加后)

圖7 橫橋向應力云圖(預應力施加后)
由以上計算結果可以看出:(1)沒配預應力鋼束時,縱、橫向混凝土最大拉應力狀態下,加臺處截面出現拉應力。(2)配預應力鋼束后,出現拉應力的僅限于橋墩位置;(3)配預應力鋼束后,轉盤縱橫向正應力均為壓應力(加臺全截面受壓),錨固區滿足超過2 MPa的壓應力。
通過對轉體結構局部分析可知,上轉盤(墩底加臺處)縱、橫向預應力鋼束的設計是有必要的,合理的鋼束配置能保證上轉盤有一定壓應力儲備。下球鉸安裝聚四氟乙烯滑動片,可以將上球鉸的反力傳遞給下球鉸的集中分散到下轉盤。對于球鉸處受力較集中,在設計中增大鋼板厚度及包裹面積以增加壓應力安全儲備。
4.3.3 曲線T型剛構轉動中心偏心距E的確定
對處于曲線段的T型剛構,曲梁自重產生的不平衡荷載為橫向不平衡力矩的影響因素。位于800 m半徑圓曲線T型剛構,其橫向偏心距達15.6 cm。因此須確保T型剛構重心為承臺中心(也是轉體施工的轉動中心),T型剛構重心與橋墩中心有一個偏心距E。
(1)對于均處于圓曲線的T型剛構,可采用‘彎矩抵消法’。計算如下:
假設T型剛構梁體重為M,剛臂墩重為N,梁體有s個節段,每個節段重為mi,每一節段相對橋墩中心橫向偏距為 li,i=(1,s)。
由以上公式可知,相同曲線半徑T型剛構,墩高值越小,墩底偏心距越大。
(2)對于處于緩和曲線上T型剛構,可考慮采用文獻[3]中“等效半徑法”將緩和曲線等效成圓曲線,再采用“彎矩抵消法”計算偏距。
(3)對于處于緩和曲線及圓曲線上的T型剛構須采用實體建模以確定其偏距。
本文結合張唐鐵路T型剛構的設計,提出了中-活載標準下(64+64)m T型剛構設計的一些設計思路及設計要點。總結如下:(1)T型剛構作為施工階段受力與結構使用狀態下受力基本一致的橋型,在某些特殊地形橋式比選中應用具有一定的優勢;(2)張唐線(64+64)m T型剛構能夠滿足鐵路行車的安全與舒適性要求,橋梁在運營階段的應力及撓度能滿足相關規范的要求;(3)本文所提的鋼束布置原則適用于其他跨度T型剛構,調束后盡量避免產生應力盲區;(4)對于采取轉體施工的T型剛構,對轉動結構須采取一定的措施,以避免出現拉應力或應力集中;(5)本文提出的‘彎矩抵消法’對處于曲線段的T型剛構具有廣泛的適用性。
[1]TB10002.3—2005,鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范[S].
[2]TB10002.1—2005,鐵路橋涵設計基本規范[S].
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