微角度異形剛架空間分析研究

王冠　拓明陽

摘 要：研究目的：南京至安慶鐵路新建工程跨越321省道，線路與既有道路夾角僅為16.45°，在滿足跨越寬度和最小凈空的前提下，需要設計出既美觀又經濟的無砟軌道客運專線跨越規劃道路的橋梁結構型式，本施工工程實例采用了異形剛架結構，通過研究該類剛架的受力特點，為同類設計工程提供借鑒。

過程和方法：經過剛架與門式墩、連續剛構等結構型式的優缺點比較，最終選用了跨度為（39.6+18.7+41.3+18.7+39.6）m的異形剛架橋，著重介紹了斜交剛架的布置和設計，并通過空間有限元分析，總結出了剛架橋的受力特點。

結果和結論：通過空間分析計算，該類型能夠滿足無砟軌道的各項強度及變形要求，具有一定的實用價值。

關鍵詞：微角度；異形剛架；有限元模型；空間分析

中圖分類號： U448.17 文獻標識碼： A 文章編號： 1673-1069（2016）24-209-3

1 工程概況

南京至安慶鐵路新建工程繁昌特大橋于DK124+849.01～DK124+924.22處跨越321省道，橋址處于平原地區，地形較為平坦開闊，主要辟為耕地和住宅用地，局部零星分布池塘和水溝。321省道正寬12.7m，由于位于城區，繁昌縣將城區范圍內的321省道按城市道路規劃，線路右側34.35m處已被繁昌縣改建，道路總寬28m。本段鐵路為無砟軌道，雙線線間距4.6m，與道路斜交16.45°，屬于小角度斜交橋，總體布置如圖1所示。結構設計使用年限為100年，鐵路等級為雙線客運專線，設計時速為250km/h。

2 設計方案比選與結構型式

橋式方案的選擇在鐵路設計線位的基礎上要綜合考慮施工難易度、橋梁美學、后期養護、經濟性指標等因素，結合規劃道路寬度和321省道不小于5.4m的凈空要求，設計首先考慮采用門式墩上架設斜交箱梁的形式，門式墩按一個墩立在路中綠化帶考慮，橫梁跨度在20m以上，縱向寬度2.9m。對于橫梁通過計算發現由于跨度過大，在軌道鋪設后收縮徐變上拱會影響上部簡支梁梁端轉角過大，梁部空間受力復雜，且門式墩整體觀感較差，故不采納門式墩結構。其次考慮三孔剛構連續梁結構，按照道路規劃情況，剛構連續梁的主跨需要做到150m，結構形式為跨中梁高5m，支點處梁高10m，而繁昌特大橋跨越321省道處軌底到路面的高度為9.05m，采用連續剛構很難滿足公路的凈空要求。經過比較綜合考慮，本工程采用異形剛架形式，墩身為剛壁墩，梁部為門式框構，頂板梁高1.3m，梗肋1.5×0.5m，墩高8m。空間剛架結構整體性強，縱橫向聯合受力，結構高度明顯小于同等跨度的梁式橋，同時為了橋下能有足夠的采光滿足交通安全的要求，在異形剛架橋的邊墻及頂板上開了多個側窗和天窗，增加了橋下照明強度和均度，邊墻上開窗尺寸為1.6m×4.2m，間距3.13m，頂板上依據橋面布置，天窗尺寸1.5m×3.5m至1.5m×8.0m不等，光線從天窗和邊窗上的各個方向照射到橋下路面，避免了全天采用電力照明，但對結構受力有一定影響。剛架基礎采用條形承臺下接連續布置的鉆孔樁基。全橋跨度為（39.6+18.7+41.3+18.7+39.6）m，順鐵路全長158.04m，垂直公路標準段全寬35m，施工采用滿堂支架法，施工期間公路交通采用臨時便線過渡，不受橋梁施工干擾。

3 模型建立及計算分析

3.1 建立模型

正交剛架橋一般取單元長度梁段按平面剛架結構進行計算，但對于小角度斜交剛架橋，按同樣的簡化計算會產生很大的誤差，小角度斜交剛架橋在荷載作用下產生彎、剪、扭耦合，這種空間效應而產生的內力增大。為了考慮斜交剛架橋的空間效應，我們借助有限元分析程序進行建模分析。

本剛架共分為5個節段，節段1、節段5身長各39.6m，節段2、節段4身長各18.7m，節段3身長41.3m。節段1與節段2、節段4與節段5之間各設3cm的施工縫，節段2與節段3、節段3與節段4之間各設4cm的施工縫，銜接處設止水帶。可以看到，節段1、5為異形段，平面呈四邊形，寬度沿線路走向變化，節段2、4為標準段，平面呈矩形，為1-16m框架，節段3為標準2-16m框架，依據結構空間對稱性及平面計算取最不利控制截面的結果，本次空間計算選取第一節段和第二節段進行空間應力分析。

空間計算采用有限元程序MIDAS-FEA對其建模分析，為全面反映剛架結構實際情況，有限元模型中框架身及承臺混凝土均采用實體單元。樁-土效應采用FEA中的的“彈性連接”來模擬：首先，樁基六個自由度方向的柔度矩陣[δ]采用橋梁工程師來模擬，從而求得柱樁在六個自由度方向的剛度矩陣[K]。通過填充彈簧單元剛度來模擬實際的樁土效應以及基礎對上部結構的影響。

剛架主梁采用C50混凝土，剛架身采用C40混凝土，鋼筋混凝土容重為26kN/m3，框架身混凝土彈性模量E=34000MPa；剪切模量G=14620MPa ；泊桑比μ=0.2，設計恒載考慮了自重，鋼軌、扣件、軌道板、砂漿墊層、混凝土基座等線路設備，以及防水層、保護層、人行道或聲屏障、遮板、防護墻、接觸網支柱、電纜槽蓋板及豎墻等附屬設施重量。在整體結構分析中本次計算采用ZK活載加載計算。混凝土的收縮效應等效為結構體系整體溫度按升溫采用20°C， 降溫采用20°C，頂板不均勻升溫按10℃考慮，考慮相鄰樁基礎沉降差的影響。

荷載組合分別以主力、主力+附加力進行組合，取最不利組合進行設計。運營階段荷載組合如下：

組合1（主力）：自重+二期恒載+預加應力+收縮徐變+支座不均勻沉降+列車活載（含動力系數）+橫向搖擺力+離心力；

組合2（主+縱向附加力）：主力+溫度影響+制動力；

組合3（主+橫向附加力）：主力+橫向風力。

3.2 空間應力分析結果

通過有限元分析，在最不利荷載作用下，第一節段剛架最大豎向位移為8.2mm，第二節段剛架最大豎向位移為11.7mm。根據《高速鐵路設計規范》，梁部結構在ZK活載靜力作用下，梁體的豎向撓度不應大于L/1400，在列車橫向搖擺力、離心力、風力和溫度的作用下，梁體的水平撓度應小于或等于梁體計算跨度的1/4000，因此剛架位移滿足規范要求。

第一節段剛架混凝土最大主拉應力發生于剛架主孔跨頂板底側，最大主拉應力為3.6MPa，主要表現為橫橋向受拉。此最大主拉應力發生于降溫工況下，主要位于頂板底側天窗孔洞附近。而頂板底側應力大部分處于2.8MPa以內，因此截取最大拉應力區域截面進行配筋檢算，結果如表1所示。

第一節段側墻最大主拉應力發生于剛架主孔跨側墻外側，最大主拉應力為2.89MPa。此最大主拉應力發生于升溫工況下，主要位于側墻天窗孔洞附近。側墻其余部分主拉應力均處于2.43MPa以內，因此截取最大拉應力區域截面進行配筋檢算，結果如表2所示。

第二節段剛架混凝土最大主拉應力發生于剛架頂板底側，最大主拉應力為4.91MPa，主要表現為橫橋向受拉，且最大主拉應力發生于降溫工況下。因此截取最大拉應力區域截面進行配筋檢算，結果如表3所示。

第二節段側墻最大主拉應力發生于剛架側墻外側，最大主拉應力為4.0MPa。此最大主拉應力發生于升溫工況下，主要位于側墻天窗孔洞附近且側墻上半部分，因此截取最大拉應力區域截面進行配筋檢算，結果如表4所示。

經檢算，結構的截面強度、裂縫寬度等指標均滿足規范要求。

3.3 空間分析與平面分析的對比

經空間應力分析之后，獲得在最不利工況組合下剛架的最不利位置、配筋、受拉鋼筋應力和裂縫值，與平面分析的相應控制截面進行對比。平面分析采用橋梁博士程序進行，設計荷載含自重、二期恒載、活載、收縮徐變、不均勻沉降、溫度荷載等，梁部按以下3個工況進行計算：①第2節段和第4節段按1-16m剛架計算，分別在端部和跨中加載包絡計算；②第3節段按2-16m剛架計算，分別在單孔跨中和中墻位置加載；③第1節段和第5節段剛架跨度左右不等，一側按1-16m剛架計算，在端部加載（同第①工況），另一側按（1-16+1-10）m和1-10m剛架計算，分別在10m剛架跨中和中墻位置加載。墩柱單元分別按實體單元和開孔單元兩種方式模擬。平面計算結果及與空間分析結果對比如表5。

可以看到，空間實體分析結果與平面分析結果存在一定誤差，通過分析造成誤差的原因主要有以下幾點：①平面分析中橫框計算采用的是特種ZK活載檢算，而框架空間實體分析采用的標準ZK活載進行檢算。因此平面分析采用的活載較大，按鐵路規范取平面計算的配筋結果應是較為保守的。②空間實體分析中，實體單元是不能直接得到截面內力的。四面體單元離散的無規則性和單元尺寸大小、方向的限制，會使得通過截取截面提取內力的方法，在提取內力的過程中導致一定程度上的失真。因此通過空間實體分析中的應力反推內力，再進行鋼筋混凝土結構的配筋計算會帶來一定的誤差。③平面分析中橫框計算采用的是橋梁博士軟件，對于荷載組合包絡計算，橋梁博士軟件有時候會將不可能同時存在的荷載單項一并組合，從而導致所提內力偏大，配筋結果偏大。

綜上所述，平面分析和空間實體分析可以起到相互校核參考的作用。

4 結論

通過空間分析計算，本結構能夠滿足無砟軌道的各項強度及變形要求，且工程具有結構高度低、結構整體性好、安全可靠的優點，適用于鐵路與公路、鐵路與鐵路交叉角度小的立交橋，具有一定的實用價值。

5 結束語

在結構高度受限、斜交角度過小等客觀條件的制約下，本設計解決了工程實際中的一個難題，同時通過新穎的增加頂板天窗的做法解決了橋下照明度不夠的問題，節約了能源，是一種性價比較高的人工結構，該結構的設計可為同類工程作為參考。

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