高速鐵路預應力混凝土單線簡支箱梁懸臂非對稱計算分析

張向旭

（中國鐵路設計集團有限公司，天津 300308）

我國現階段高速鐵路設計速度為350km/h，大量采用了簡支箱梁結構。目前，高速鐵路簡支箱梁設計研究是在總結秦沈客運專線成功的經驗基礎上，進一步分析和吸收國外高速鐵路經驗，并在京滬高速鐵路整孔箱梁大規模推廣使用后，逐漸成熟起來的[1]。由于設計需要，單線箱梁常需要采用不對稱截面，即在標準截面形式的基礎上，對單側懸臂板采取加長或截短處理，導致箱梁結構出現非對稱現象。箱梁結構的非對稱設置形式會導致箱梁力學性能出現非對稱，進而影響結構的整體安全性能[2-4]。目前，對于非對稱箱梁結構力學性能的研究尚比較缺乏[5]。

基于此，文章以高速鐵路有砟軌道32m單線單側截懸臂簡支箱梁為分析對象，采用有限元計算分析的方法，對單線箱梁進行了力學性能分析，并進行了優化非對稱結構受力特性的方案研究，旨在為其他工程設計提供一定的參考。

1 工程概況

文章以某客運專線為工程背景，選擇有砟軌道預應力混凝土單線32m單側截懸臂簡支箱梁為研究對象，利用MIDAS建立縱向梁單元模型進行分析。本梁設計活載為ZK活載，最高運行速度為350km/h，軌道標準為有砟軌道，線路為直線四線并行，線間距為5.3m+5m+5.3m，兩側采用單線簡支梁，中間采用雙線簡支梁，單線簡支梁為單側截斷懸臂，橫向布置形式如圖1所示。

單線簡支梁為單箱單室等高度斜腹板箱梁，梁高為2.8m，箱梁頂寬為6.55m，箱梁底寬為3.4m；腹板斜度取5∶1，頂板厚為0.25m（不含橫坡），支點處加厚至0.5m；底板厚為0.28m，支點處加厚為0.55m；長懸臂側懸臂長度為1.61m，短懸臂側懸臂長度為0.56m。

圖1 橫斷面布置示意圖

2 計算分析

2.1 模型建立

利用MIDAS建立空間梁單元有限元模型，梁部沿縱向劃分為30個單元，計算時模擬預制架設的施工方法，預應力按照預張拉、初張拉、終張拉順序進行模擬，張拉完成后，停梁60d，然后加載二期荷載，最后再進行運營階段活載的加載。計算模型如圖2所示。

圖2 計算模型

2.2 非對稱分析

由于兩側懸臂長度不相等，長懸臂側比短懸臂側長1.05m，以縱橋向為X方向，橫橋向為Y方向，以線路中心線為Y軸0點，梁端截面和跨中截面處橫向形心位置如表1所示。

表1 單線箱梁截面主要幾何特性

2.3 計算工況

梁底在支座實際位置模擬了四個支座的邊界條件，支座與梁單元采用剛臂進行彈性連接，分別根據不同的約束情況進行了對比計算分析。

（1）工況一。按成橋階段的支座布置形式進行了約束，分別采用了固定支座、橫向活動支座、縱向活動支座、多向活動支座。支座布置形式如圖3所示，支座約束條件如表2所示。

圖3 工況一支座布置

表2 工況三主要計算結果

主力作用下支座反力如圖4所示。由圖4可知最大支座反力為3574.6kN，且長懸臂側支座反力較大。

圖4 主力作用下工況一支座反力

預應力張拉階段中，鋼束二次作用下支座的反力如圖5～圖7所示。

圖5 鋼束二次產生的支座縱向反力（張拉階段）

圖6 鋼束二次產生的支座橫向反力（張拉階段）

由以上結果可知，若在預應力張拉階段對結構采取側向約束，鋼束會產生較大的二次應力，從而使得支座產生較大的水平力。因此張拉階段應不設置側向約束，保證梁體在非對稱體系的預應力張拉作用下能夠自由變形，從而釋放鋼束二次作用。

圖7 鋼束二次產生的支座豎向反力（張拉階段）

（2）工況二。在預應力張拉階段，采用1個固定支座，其余3個均為多向活動支座，成橋階段將33號及34號支座分別替換為縱向活動和橫向活動支座。計算可得，預應力張拉階段，鋼束二次作用產生的支座反力為0，預應力產生的梁體橫向變形如圖8所示，最大橫向變形為1.3mm；運營10年階段，徐變二次作用產生的支座反力如圖9所示，其中，縱向反力為980.8kN。

圖8 預應力產生的橫向變形（張拉階段）

圖9 徐變二次產生的支座反力（運營10年）

由圖9可知，在預應力張拉階段，由于梁體不受側向約束，鋼束不產生二次應力；但運營10年階段，由于徐變作用，梁體出現了一定的橫向變形，結構產生了徐變二次應力，同時也有較小的鋼束二次應力伴生，從而導致支座產生了較大的水平力。

（3）工況三。預應力張拉階段，采用1個固定支座加3個多向活動支座的形式；成橋階段至運營10年將33號支座替換為縱向活動支座；運營10年后再將34號支座替換為橫向活動支座。由計算可得，張拉階段鋼束未產生二次應力作用，運營10年階段，徐變二次作用產生的支座反力為0；運營10年后，徐變作用較小，未產生徐變二次作用。運營十年徐變作用下，梁體橫向變形如圖10所示，最大橫向變形為1.9mm。主力作用下支座反力如圖11所示。預應力作用下，兩側頂、底板正應力應力分別如圖12～圖15所示。其中，兩側頂板應力差為2.6MPa，兩側底板應力差為1.3MPa。由計算可得，在各種荷載工況下，單側截懸臂簡支箱梁主要應力及反力結果如表2所示。

圖10 工況三徐變作用下梁體橫向變形

圖11 工況三主力作用下支座反力

（4）工況四。據參考文獻相關分析，不對稱結構設置橫向斷縫，可以改善結構的不對稱程度，對縱向最大正應力有所改善，且橫向斷縫縱向間距較小（縱向間距為2m），可忽略懸臂斷縫部分的力學影響。本梁沿橫向設置長為1.05m斷縫，斷縫縱向間距為2m，可將斷縫部分懸臂等效為永久荷載，結構近似等效為對稱結構進行有限元計算。可得主力作用下長、短懸臂側頂板應力結果如圖16～圖17所示。兩側應力結果基本相等。各工況下設置斷縫后簡支箱梁主要計算結果如表3所示。

3 結論

通過對高速鐵路有砟預應力混凝土單線簡支箱梁非對稱結構的計算分析，文章主要得出以下結論。（1）由于非對稱結構的偏心作用，箱梁橫向兩側支座豎向反力存在一定差異，長懸臂側的支座反力較大，設計計算時應保證支座噸位滿足相應要求。（2）若箱梁不設置橫向斷縫，預應力張拉階段，應保證梁體無側向約束，以避免鋼束產生二次應力；架梁后，由于徐變作用，兩側梁體不均勻變形，從而導致梁體橫向變形，使梁體發生水平轉動，因此支座安裝間隙應考慮轉動位移，以避免由徐變作用引起的支座水平反力。（3）梁體設置橫向斷縫可改善結構的不對稱程度，同時對結構縱向力學性能的影響較小。

表3 工況三主要計算結果

圖12 長懸臂側頂板應力（預應力）

圖13 短懸臂側頂板應力（預應力）

圖14 長懸臂側頂板應力（預應力）

圖15 短懸臂側頂板應力（預應力）

圖16 長懸臂側頂板應力（主力）

圖17 短懸臂側頂板應力（主力）