城市軌道交通高架橋四線簡支梁設計分析

常亞輝

(中鐵工程設計咨詢集團有限公司鄭州設計院，河南鄭州 450001)

鐵路四線橋梁部常采用單箱多室截面預應力混凝土簡支梁，支點橫橋向腹板位置均設有支座，支點間距較小，橫隔梁一般按鋼筋混凝土構件設計。城市軌道交通高架橋一般位于城區，受橋下管線、道路、以及出入線等因素影響，在腹板位置設置足夠多的支座較困難，導致支座間距或懸臂長度較大。通常的補救措施為對橫隔梁施加預應力[6]。石魯寧認為：對于橫向多支座變寬梁，將梁端支反力均布于各支座上獲取支座反力是不恰當的[11]；朱勇駿等認為約束條件和內力分配對橫梁的受力影響較大[8]；張玥等發現梁格模型與實體模型在各支座處的豎向反力結果均較為接近[12]；寧立等基于實體模型分析，認為中腹板的剪力和彎矩大于邊腹板[9]；余明輝等認為單梁模型只能計算箱梁質心處的位移，而梁格模型可以計算遠離質心處的位移[10]；趙海威指出：梁格模型能夠在支反力、撓度方面反映復雜橋梁結構的空間受力特性[14]；以往的設計多采用某些假定，以實現橫隔梁受力的簡化計算，然而，其結果與實際受力偏差較大[15]。目前，對四線簡支預應力橫隔梁的結構反力、位移、內力及應力影響的研究較少，以下采用梁格模型，對縱梁、橫梁及橋面板的受力情況進行定量分析，得出的結論可為同類工程設計提供有益的參考。

圖1 廈門市軌道交通4號線工程四線橋平面布置(單位：m)

1 工程概況

廈門市軌道交通4號線工程(后溪至翔安機場段)長約44.78 km(地下段長22.48 km，高架段長20.95 km，過渡段長1.35 km)，設站10座(地下站6座、高架站4座)，設后溪車輛段1處，設主變電所2處(新建主變電所1處，利用既有主變電所1處)。軟三東站-后溪站四線橋區段線位布置為4號線右線、出入線(含左線、右線)、4號線左線，采用整體橋面變寬簡支梁，梁頂板寬25.42～21.01 m，下部結構為矩形墩、鉆孔灌注樁基礎[4]。本區段含四線簡支梁4孔，小里程側為RHZ43、HC00#、RHY43號墩，大里程側為雙柱墩RH44(如圖1所示)。

2 主要技術標準及設計參數

(1)車輛荷載：6輛編組B型城軌列車(見圖2)；

(2)設計行車速度：120 km/h；

(3)材料自重：預應力混凝土取26.25 kN/m；

(4)二期恒載：177.34～178.44 kN/m；

(5)地震動峰值加速度：0.15g；

(6)升降溫：整體升溫18.5 ℃，整體降溫7.6 ℃；

(7)日照溫差：指數a=5，T0=+20 ℃；

(8)降溫溫差：指數a=14，T0=-10 ℃。

圖2 列車重載荷載圖式(單位：cm)

3 橋梁結構

3.1 梁部結構

上部結構為單箱六室斜腹板截面(見圖3)，梁高2.0 m，橋梁外側懸臂長1.10 m，懸臂根部長0.35 m；頂板厚0.25～0.5 m；腹板傾斜角度為1∶3，厚度為0.35～0.6 m，底板厚度為0.27～0.5 m；在梁端設置橫隔板，厚1.5 m。支座距離梁端550 mm。端底板設置長圓形進人孔，尺寸為1 000 mm×600 mm。

圖3 箱梁標準橫斷面(單位：cm)

箱梁縱向預應力腹板鋼束型號為17φs15.2，底板鋼束型號為12φs15.2，均采用一端張拉，腹板束錨固于梁端，底板鋼束交叉錨固于箱梁底板的齒塊上，如圖4所示。橫隔梁預應力鋼束型號為17φs15.2、19φs15.2，如圖5所示。

箱梁底板縱向鋼筋為直徑20 mm的HRB400型，其余部分為直徑12 mm的HRB400型，基本間距為15 cm；頂板頂層、底板底層橫向鋼筋為直徑20 mm的HRB400型，頂板底層、底板頂層橫向鋼筋分別為直徑20 mm和16 mm的HRB400型，跨中間距為15 cm，支點附近間距為10 cm；腹板箍筋為12 mm@15 cm。

圖4 箱梁縱向預應力布置(單位：cm)

圖5 箱梁橫向預應力布置(單位：cm)

3.2 橋墩及基礎設計

小里程側墩身為矩形，四周倒圓角，尺寸為2.8 m×2.4 m，墩間距為(10.322+9.903) m，基礎為4φ1.5 m鉆孔灌注樁，樁間距為4.5 m，承臺為矩形，平面尺寸為7.0 m×7.0 m，厚2.5 m。大里程側墩身為雙柱矩形，四周倒圓角，截面尺寸為2.6 m×2.6 m，墩間距為8 m；基礎為8φ1.5 m鉆孔灌注樁，樁間距為4.5 m；承臺為矩形，平面尺寸為15.1 m×7.0 m，厚2.5 m。

小里程側支座型號為4000DX、8000GD、4000DX，大里程側支座型號為8000DX、8000SX。

4 計算分析模型

箱梁混凝土強度等級為C50，縱梁、橫隔梁按不允許出現拉應力設計，橋面板按鋼筋混凝土構件設計。預應力鋼筋與管道壁的摩擦系數μ=0.16，預應力鋼筋錨下的張拉控制應力值為0.65fpk=1 209 MPa，管道每米局部偏差對摩擦的影響系數k=0.001 5；采用鋼制錐形錨具時，錨具變形、鋼筋回縮和接縫壓縮值為每端6 mm。

采用MIDAS Civil 2019軟件，分別建立單梁和梁格有限元模型。單梁有限元模型如圖6所示(節點數37，單元數26)；梁格有限元模型如圖7所示(點數337，單元數463)，7片縱梁編號從左至右分別為1號～7號。

圖6 箱梁有限元模型(單梁)

圖7 箱梁有限元模型(梁格)

利用“梁格法建模助手”，自動生成梁格模型，通過“形心軸一致”功能，確保劃分后的縱梁截面形心與

原截面形心位置保持一致。虛擬橫向聯系梁為“工”字形截面，間距為1.5 m。對頂板進行橫向配筋驗算時，在“工”字形虛擬橫向聯系梁中輸入頂板頂層、底板底層橫向鋼筋數據。根據支座的橫向布置情況分割橫隔梁，生成彈性連接單元，并模擬相應的邊界條件。梁格模型突破了單梁的局限性，能夠對橫橋向反力的分布、扭轉性能以及斜橋的性能進行更加有效的分析。

5 計算結果匯總分析

在結構恒載、預應力次內力以及列車豎向活載作用下，箱梁各支座的反力如表1。小里程側設三支座，各支座反力差異較大，恒載、橫隔梁預應力的次內力影響較列車豎向活荷載大(橫隔梁預應力的次內力導致大里程側邊支點出現負反力)；大里程側設雙支座，各支座反力差異較小。

表1 梁格模型支座反力統計 kN

注：表中僅列出反力值較大工況。

梁體變形應符合下列規定：列車靜活載作用下，當30 m<跨度≤60 m時，梁體豎向撓度不應超過L/1 500；梁端轉角不大于3‰；當單端豎向轉角大于2‰時，應檢算梁端處扣件的上撥力。列車靜活載按照最不利情況確定：兩條線路在最不利位置承受列車活載，其余線路不承受列車活載；所有線路在最不利位置承受75%的活載[1，3]。表2列出了凈活載作用下的梁體變形值(中支點撓度為大里程樁號側橫隔梁發生豎向變形所導致)。梁格模型中縱梁撓度與單梁撓度較接近，邊縱梁撓度較單梁撓度略大；大里程樁號側橫隔梁懸臂較長，最大撓度值1.3 mm>550×2‰=1.1 mm，應檢算軌道扣件上拔力；3號、5號縱梁距離支點較近，二者轉角與單梁轉角較吻合。由于大里程樁號側橫隔梁發生豎向變形，引起其他縱梁發生豎向變形，導致轉角較小。

表2 梁體變形統計

表3列出了恒載、活載、主力作用下梁體最大彎矩值。邊縱梁在各工況作用下梁體最大彎矩較中縱梁小[2]。

根據《鐵路橋涵混凝土結構設計規范》[2]，在設計荷載作用下，驗算正截面混凝土受拉區應力(扣除全部應力損失后)，計算結果見表4。由表4可知，梁格模型中縱梁與單梁受拉區應力較吻合，梁格模型邊縱梁受拉區應力較小。梁格模型3片中縱梁與單梁下緣壓應力較吻合，梁格模型邊縱梁、次邊縱梁下緣壓應力較大；梁格模型邊縱梁與單梁上緣壓應力較吻合，梁格模型5片中縱梁上緣壓應力較小。

表3 梁體最大彎矩統計 kN·m

表4 梁體正截面應力統計 MPa

橫隔梁上緣、下緣最小壓應力分別為1.00 MPa，0.97 MPa。

頂板橫向檢算結果：最大裂縫寬度為0.12 mm，最大鋼筋拉應力為170 MPa，最大混凝土壓應力為2.5 MPa，上翼緣剪應力為0.12 MPa，下翼緣剪應力為0.11 MPa。

由以上計算分析可知，梁部各項指標均滿足《鐵路橋涵混凝土結構設計規范》的相關規定。

6 結論

(1)預應力橫隔梁采用三支座時，平均分配支反力不合理，預應力的次內力對支反力影響較大，導致中支點、邊支點反力差異較大，中支點反力約為邊支點反力的2.3～2.8倍。

(2)預應力橫隔梁懸臂較長時，橫隔梁豎向撓度較大，導致梁縫兩側梁端高差較大，達到1.3 mm，即使梁端轉角滿足規范要求，也應檢算軌道扣件的上拔力。

(3)在恒載、活載、主力工況作用下，梁格模型邊梁梁體最大彎矩較中縱梁小，比值約為1∶1.4。

(4)梁格模型中縱梁與單梁受拉區應力較吻合，邊縱梁受拉區應力較小。