銅陵公鐵兩用長江大橋梁端豎向轉角控制設計研究

張 強 李 偉

（中鐵大橋勘測設計院集團有限公司 武漢 430056）

銅陵公鐵兩用長江大橋鐵路通行京福鐵路客運專線雙線、廬江至銅陵I級鐵路雙線，公路通行6車道高速公路。主橋采用跨度布置為90 m＋240 m＋630 m＋240 m＋90 m的5跨連續鋼桁梁斜拉橋，橋式布置見圖1。

圖1 主橋橋式布置（單位：m）

1 控制梁端轉角的目的

根據銅陵公鐵兩用長江大橋的車－線－橋動力仿真分析研究結論，隨著梁端豎向折角和車速的增加，車輛豎向加速度總體上線性變大，乘坐舒適度降低，見表1。分析和實測均表明梁端通常是列車走行性的薄弱環節。因此減小梁端豎向轉角，不僅可改善梁端處軌道扣件受力［1］，更是提高梁端處列車通過速度和乘坐舒適度的重要措施［2－3］。

表1 不同梁端折角情況下車輛響應（國產300 k m／h動車組）

銅陵公鐵兩用長江大橋設計階段進行了采用無砟軌道的可行性研究。根據高速鐵路設計規范，采用有砟軌道的梁端轉角需控制在2‰rad以內，而采用無砟軌道，梁端的豎向轉角需控制在1‰rad以內［4］。

2 影響梁端豎向轉角的因素分析

梁端豎向轉角由兩部分組成。第一部分為總體加載時，梁端處產生的總體轉角；第二部分為列車輪對作用在梁端橋面板時，因橋面結構局部變形產生的局部轉角。文中梁端轉角為總體與局部轉角之和。

2.1 梁端總體轉角影響因素

在設計荷載已確定的情況下，梁端總體轉角和橋梁自身剛度有關。主要的影響因素有：跨度布置、桁高、主塔剛度、斜拉索的角度和張拉力。

加大斜拉索水平角，提高應力水平可減小斜拉索的非線性影響［5－6］。銅陵長江大橋斜拉索最小水平角度為26.6°，在常規取值范圍內。因斜拉索的角度和應力可調整的范圍不大，此處不再討論其對梁端轉角的影響。

2.1.1 跨度布置

設置輔助墩可大幅度降低梁端轉角，見表2。梁端轉角隨錨跨跨度的減小而減小。但較小的錨跨跨度，會降低全橋整體剛度，增加中跨撓度和塔底彎矩，同時也會增加邊墩和輔助墩的活載負反力值。

兼顧全橋剛度和梁端轉角兩方面，錨跨選用75 m和90 m是比較合適的。從列車運行的安全性和乘坐的舒適性考慮，較大的全橋剛度更為有利，因此錨跨選用90 m跨度。

表2 跨度布置對梁端轉角的影響

2.1.2 桁高

增加桁高，主梁豎向剛度加大，可減小梁端轉角，見表3。采用15.5 m桁高與15.0 m桁高相比，桿件最大軸力變化為1.13%，基本不影響桿件的截面尺寸；因腹桿長度增加導致全橋用鋼梁增加約220 t，相對主梁約7萬t的總用鋼量的比例非常小。

表3 桁高對梁端轉角的影響

2.1.3 主塔剛度

加大主塔縱向尺寸，提高縱向抗彎剛度可減小梁端轉角，但增加了主塔塔身彎矩，見表4。并且塔底彎矩增加幅度遠大于梁端轉角減小的幅度。考慮到主塔和主塔基礎造價昂貴，因此主塔的剛度應適中，不宜取用大值。

表4 塔身剛度對梁端轉角的影響

2.1.4 小結

經比較后，銅陵橋采用了90 m的邊跨跨度，主桁桁高選用15.5 m，主塔根部縱向尺寸選用16 m。此時梁端轉角為1.46‰弧度，可滿足有砟軌道的限值要求。但對于無砟軌道的適應性研究來說，還需要進一步研究降低梁端轉角的措施，以滿足1.0‰的限值要求。

2.2 梁端局部轉角影響因素分析

對梁端橋面系結構進行了對比研究，希望通過降低梁端局部轉角來進一步降低梁端總轉角。

對梁端節間鐵路橋面系結構設計方案，計算了如下3種方案。

2.2.1 方案一。正交異性鋼板橋面＋密橫梁

橋面板和主桁下弦桿的上蓋板之間焊接。橫梁為倒T形，橫梁腹板與下弦桿加勁板之間采用螺栓連接，與橋面板之間采用焊接。橋面板厚16 mm，U肋間距600 mm。橫梁間距3 000 mm，腹板厚16 mm，下緣翼板厚40 mm，橫梁豎向加勁板基本間距為1 800 mm。方案一鋼梁橫斷面布置見圖2。

圖2 方案一梁端結構圖（單位：mm）

活載作用下橋面板的梁端豎向轉角計算值見表5，廬銅側和合福側橋面板各選取3個計算節點處的轉角值。

表5 方案一梁端豎向轉角計算表 ‰rad

方案一鐵路橋面最大梁端豎向轉角為1.46‰rad。因橫梁間橋面板在輪對荷載作用下有局部豎向變形，產生局部轉角。這是表5中橋面板的豎向轉角大于主桁的豎向轉角的原因。因此需要提高橋面板的縱向抗彎能力，減小橫梁間橋面板的局部變形量。

2.2.2 方案二。鋼箱橋面＋橫隔板

鐵路橋面有頂底板，頂底板分別和主桁下弦桿的上下蓋板焊接。頂底板之間設置橫向隔板，橫隔板與下弦桿加勁板之間采用螺栓連接，與橋面板之間采用焊接。橋面頂板厚16 mm，底板厚12 mm。U肋基本間距600 mm。橫隔板間距3 000 mm，厚16 mm。橫隔板豎向加勁板基本間距為1 800 mm。方案二鋼梁橫斷面布置見圖3。

圖3 方案二梁端結構圖（單位：mm）

活載作用下橋面板的梁端豎向轉角計算值見 表6。

表6 方案二梁端豎向轉角計算表 ‰rad

方案二最大梁端豎向轉角為1.306‰rad。同方案一相比，減小幅度較小，表明雖然設置了底板，但由于縱橋向頂底板間沒有連接構造，底板局部荷載作用下，鋼箱橋面系的受力以頂板為主，未能發揮出鋼箱橋面底板作用。

2.2.3 方案三。鋼箱橋面＋橫隔板＋縱腹板

方案三橋面也采用新型的鋼箱橋面，橋面構造基本和方案二相同。在鐵路鋼軌對應位置橋面增設了縱向的加勁腹板N1和N2，見圖4。加勁腹板厚14 mm，和橋面的頂底板之間采用焊接連接。

圖4 方案三梁端結構圖（單位：mm）

活載作用下橋面板的梁端豎向轉角計算值見 表7。

表7 方案三梁端豎向轉角計算表 ‰rad

方案三鐵路橋面頂板最大梁端豎向轉角為0.888‰rad。與方案二相比，豎向轉角值明顯減少。設置縱向腹板后，橋面的頂底板和縱向隔板組成了“工”字型橋面結構共同承擔輪對荷載，和方案一單純的正交異性板結構相比，橋面縱橋向抗彎剛度有大幅度提高。

對于橋面局部轉角，進行了簡化的平面計算和空間計算進行對比。考慮到輪對荷載通過枕木和道砟擴散，在橋面的作用寬度為3 m。3 m寬的正交異性頂板截面抗彎慣性矩為0.000 83 m4，計入腹板和底板（按400 mm有效寬度計）截面后，截面抗彎慣性矩為0.023 52 m4。將橋面結構簡化為支撐在橫梁（橫隔板）上的梁，可計算出方案一橋面局部轉角為0.516‰rad，方案三橋面局部轉角為0.018‰rad。和表5、表7中橋面板與中桁梁端轉角差值相對比，基本保持在同一數量級。

3 梁端動力性能

銅陵長江大橋盡管橋面寬度達到34.2 m，但采用了3片主桁、較小的邊跨跨度、鋼箱橋面、橋面縱向加勁等綜合措施后，有效減小了梁端處的豎向轉角和局部變形。距梁端15 m范圍內最大動撓度為2.316 mm，梁端附近沒有出現明顯的變形差異，避免了局部變形過大導致對車輛產生沖擊，行車安全和乘坐舒適度指標均達到優良［7］。

4 結語

對銅陵公鐵兩用長江大橋影響梁端轉角的各因素進行了深入比較分析，研究表明跨度布置對梁端總體轉角有較大影響，通過減小邊跨跨度，可有效減小梁端總體轉角；梁端橋面系采用鋼箱橋面，并設置縱向腹板，增大了梁端橋面系縱向抗彎剛度，可減小梁端局部轉角。采用以上措施后，銅陵長江大橋的梁端總豎向轉角可控制在1‰rad以內。

銅陵公鐵兩用長江大橋最終按有砟軌道實施，但大橋設計方案的梁端轉角可滿足更為嚴格的無砟軌道技術要求。大橋的梁端轉角控制措施對于其他大跨度鐵路鋼橋和無砟軌道鋼橋將具有積極的借鑒意義。

［1］ 趙國唐.高速鐵路無砟軌道結構［M］.北京：中國鐵道出版社，2006.

［2］ 李永樂，向活躍，萬田保，等.大跨度鐵路橋梁梁端伸縮裝置對列車走行性影響的研究［J］.鐵道學報，2012（2）：94-99.

［3］ 李永樂，吳夢雪，臧 瑜，等.大跨度懸索橋梁端豎向折角對列車走行性的影響研究［J］.土木工程學報，2012（8）：114-120.

［4］ TB10621－2009高速鐵路設計規范［S］.北京：中國鐵道出版社，2010.

［5］ 周孟波.斜拉橋手冊［M］.北京：人民交通出版社，2004.

［6］ 嚴國敏.現代斜拉橋［M］.成都：西南交通大學出版社，2000.

［7］ 高芒芒，熊建珍，孫加林.銅陵長江大橋無砟軌道車線橋動力性能研究［J］.中國鐵道科學，2012（B08）：69-75.