高速鐵路單索面矮塔斜拉橋的靜動力性能

王凱

中國鐵道科學(xué)研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081

雙塔單索面矮塔斜拉橋是介于連續(xù)梁（剛構(gòu)）橋與普通斜拉橋之間的一種組合結(jié)構(gòu)橋型［1-2］。單索面斜拉索錨固于主梁中心位置，斜拉索提供的扭轉(zhuǎn)約束比雙索面小得多，主梁在偏載作用下扭轉(zhuǎn)效應(yīng)明顯［3-4］。隨著矮塔斜拉橋跨徑和主梁橫向?qū)挾鹊脑龃?，剪力滯效?yīng)更加嚴(yán)重。本文以贛深高速鐵路劍潭東江特大橋主橋為例，建立空間有限元模型，結(jié)合現(xiàn)場靜動載試驗結(jié)果，研究該橋靜動力性能。

1 工程概況

劍潭東江特大橋位于惠州北站—仲愷新區(qū)站區(qū)間，橋梁全長921.77 m，跨徑組成為（24 + 32）m 簡支梁 +（136 + 260 + 136）m 矮塔斜拉橋 + 9 × 32 m 簡支梁+ 24 m 簡支梁。主橋為雙塔單索面矮塔斜拉橋，塔、梁、墩固結(jié)的結(jié)構(gòu)體系，梁體為三向預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)，主塔采用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，斜拉索采用扇形布置。橋梁為贛深高速鐵路正線和廣汕客運專線聯(lián)絡(luò)線四線共建橋，其中贛深高速鐵路正線線間距5.0 m，廣汕客運專線聯(lián)絡(luò)線線間距4.6 m，設(shè)計荷載為ZK 活載，設(shè)計速度350 km/h。橋梁布置見圖1。

圖1 橋梁布置（單位：cm）

梁體為變高度單箱三室箱形截面，跨中及邊支點截面高6.0 m，中支點截面高13.0 m，梁底按圓曲線漸變。索塔設(shè)置于橋面中間，塔柱橋面以上高56.0 m，塔柱為矩形實體截面，塔柱下段在塔、梁、墩固結(jié)處縱向分叉為兩個獨立塔柱，呈倒Y 形。全橋設(shè)置40對斜拉索。2#、5#墩上橫向布置3 個雙向活動支座和1 個縱向活動支座，支座類型為TJQZ‐10000 球形鋼支座。2#、5#墩采用矩形實體墩，3#、4#墩采用雙肢薄壁墩，墩身的橫橋向?qū)挾葹?3.0 m。2#—5#墩墩高依次為9.4、27.0、25.5、27.9 m。

2 有限元分析

采用MIDAS/Civil 軟件建立橋梁空間桿系有限元模型。塔、梁、墩均采用梁單元模擬，斜拉索采用只受拉桁架單元模擬。主梁（索塔）與斜拉索連接，索塔（橋墩）與主梁連接均采用彈性連接（剛性）進行模擬，二期恒載按271 kN/m 考慮。橋梁自振特性采用子空間迭代法進行求解，橋梁振型見圖2。橋梁設(shè)計活載包絡(luò)計算結(jié)果見圖3。可知，雙肢薄壁墩在設(shè)計活載作用下墩頂應(yīng)力為4.60 MPa，活載應(yīng)力幅值較大。

圖2 橋梁振型

圖3 設(shè)計活載包絡(luò)計算結(jié)果

國內(nèi)鐵路矮塔斜拉橋常采用雙肢薄壁墩與薄壁空心墩。依據(jù)圖紙建立薄壁空心墩模型，不改變雙肢薄壁墩壁厚、間距情況下僅改為閉口截面。采用薄壁空心墩，在設(shè)計活載作用下墩頂應(yīng)力為3.27 MPa，應(yīng)力幅值降低29%；然而梁體中跨跨中截面在設(shè)計活載作用下，頂板、底板應(yīng)力分別由-3.37、3.22 MPa 增加至-3.71、3.55 MPa，應(yīng)力幅值增加10%。由此可見，主梁應(yīng)力控制設(shè)計情況下可采用雙肢薄壁墩。

雙肢薄壁墩與薄壁空心墩相比，具有水平抗推剛度小的特點，能夠降低溫度效應(yīng)對剛構(gòu)體系結(jié)構(gòu)的影響。此外，雙肢薄壁墩減小了跨徑，對負(fù)彎矩的消峰能力強一些，能有效降低梁高。另外本橋跨越劍潭東江，雙肢薄壁墩對水流有利。

3 現(xiàn)場測試

3.1 橋面線形

對成橋后的橋面線形進行測量，在橋面左右兩側(cè)擋砟墻頂對稱設(shè)置高程測點，在有索區(qū)斜拉索對應(yīng)位置以及無索區(qū)間隔10 m 位置設(shè)置測試截面。選取日溫差最大時段進行測量。

3.2 靜載試驗

依據(jù)橋梁設(shè)計活載包絡(luò)圖選取測試截面，靜載試驗測試截面及測點布置見圖4。主要測試內(nèi)容：①A—E截面應(yīng)力；②邊跨A、F 截面和中跨L/4、L/2、3L/4 截面撓度（L為跨度）；③3#、4#墩主塔縱向、橫向位移；④2#墩頂支座縱向位移；⑤2#墩頂梁端轉(zhuǎn)角；⑥3#墩主塔大小里程側(cè)4對斜拉索索力（從左往右斜拉索編號為S10、S1、M1、M10）；⑦A、B、C截面梁體橫向扭轉(zhuǎn)角。

圖4 靜載試驗測試截面及測點布置（單位：m）

依據(jù)測試截面影響線和加載效率要求，采用列車編組為兩列DF4 + 14 × KZ70，編組列車軸-軸總長度186.3 m；DF4機車軸重23 t，KZ70貨車實際裝載平均軸重19.5 t。試驗列車橫向布置在贛深左右線，靜載試驗加載工況見表1。

表1 靜載試驗加載工況

3.3 動載試驗

橋梁結(jié)構(gòu)自振特性測試采用環(huán)境微振動和余振法，動力響應(yīng)測試內(nèi)容見表2。所有測試數(shù)據(jù)均采用DASPV11數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

表2 劍潭東江特大橋主橋動力響應(yīng)測試內(nèi)容

4 橋梁靜力分析

4.1 溫度對橋面線形的影響

與下午（33 ℃）時的橋面線形相比，清晨（26 ℃）時所測的橋面線形出現(xiàn)上拱現(xiàn)象（圖5），第4孔跨中截面上拱約10 mm，第3 孔和第5 孔橋面線形變化不明顯。橋址年氣溫變化-2～38 ℃，由實測值推算年最高、最低溫度下橋面線形會有5 cm 的差值。因此，橋面線形測量必須考慮現(xiàn)場實際溫度，需回歸至同溫度狀態(tài)下進行對比。

圖5 梁體橋面線形變化曲線（降溫7 ℃）

4.2 靜載試驗結(jié)果分析

4.2.1 塔梁位移

塔、梁位移現(xiàn)場試驗采用全站儀、水準(zhǔn)儀及傾角儀進行測試。塔、梁在試驗列車作用下位移測試結(jié)果見表3，主梁橫向扭轉(zhuǎn)角測試結(jié)果見表4。

表3 塔、梁位移測試結(jié)果

表4 主梁橫向扭轉(zhuǎn)角測試結(jié)果

由表3可知：①偏載作用下，同一截面主梁左側(cè)撓度均大于右側(cè)撓度，最大位移較均值增加11%～16%；取主梁同一截面左、中、右側(cè)撓度測點進行線性回歸，相關(guān)系數(shù)在0.994 ～0.999，說明梁體橫向剛度較大，基本處于剛性轉(zhuǎn)動狀態(tài)。②塔、梁位移實測值與理論值變化規(guī)律一致；梁體測試截面撓度實測值均小于理論值，C 截面撓度實測值換算至設(shè)計活載下?lián)峡绫葹?/3 379，小于設(shè)計撓跨比1/2 582，說明塔、梁剛度滿足設(shè)計要求［5］。

由表4 可知：梁體測試截面扭轉(zhuǎn)角雙線加載大于單線加載；B 截面由于有橋墩約束且梁高比A、C 截面高，橫向扭轉(zhuǎn)角比A、C 截面??；梁體跨徑越大，扭轉(zhuǎn)效應(yīng)越明顯。按橫向扭轉(zhuǎn)角最大值0.018 35°推算，3 m長的線路范圍內(nèi)一線兩根鋼軌的豎向相對變形量為0.58 mm，換算至ZK 靜活載作用下為0.91 mm，小于TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》1.5 mm的限值。

4.2.2 塔、梁、墩應(yīng)力

塔、梁、墩應(yīng)力是該橋強度的重要指標(biāo)，用于評價橋梁承載能力。各工況下測試截面應(yīng)力結(jié)果見表5。

表5 各工況下測試截面應(yīng)力結(jié)果

由表5可知：①兩種工況下，塔、梁、墩應(yīng)力實測值均小于理論值，表明結(jié)構(gòu)的強度滿足設(shè)計要求。②試驗列車加載在贛深高速鐵路左右線，A—C 截面頂?shù)装鍖崪y正應(yīng)力左箱室＞中箱室＞右箱室，即應(yīng)力由加載側(cè)向非加載側(cè)逐漸減小。偏載增量約11% ～16%。A 截面頂板、底板應(yīng)力偏載系數(shù)分別為1.17、1.21，C 截面頂?shù)装鍛?yīng)力偏載系數(shù)均為1.10，可見，A截面應(yīng)力偏載系數(shù)比C 截面大。③偏載作用下，邊跨A 截面頂板、底板平均扭轉(zhuǎn)剪應(yīng)力分別為-0.22、0.19 MPa；中跨C 截面頂板、底板平均扭轉(zhuǎn)剪應(yīng)力分別為-0.16、0.16 MPa。A、C截面頂?shù)装迮まD(zhuǎn)剪應(yīng)力均較小。

A、C 截面縱向應(yīng)力沿橫向分布情況見圖6。圖中括號內(nèi)為頂板測點?？芍簻y試截面加載時，中箱室的剪力滯效應(yīng)比邊箱室大，A截面頂板、底板剪力滯系數(shù)均為1.24，C 截面頂板、底板剪力滯系數(shù)分別為1.17、1.14。

圖6 A、C截面縱向應(yīng)力沿橫向分布情況

4.2.3 梁端轉(zhuǎn)角

梁端豎向轉(zhuǎn)角測點布置在2#墩頂，梁端轉(zhuǎn)角在工況1 加載作用下實測值為0.41‰ rad，推算至ZK 活載作用下為0.65‰ rad，小于設(shè)計值0.92‰ rad，同時滿足規(guī)范［6］不大于1.0‰ rad的要求。

5 橋梁動力分析

5.1 橋梁自振特性

橋梁自振頻率實測值與有限元計算值的對比見表6?？芍?，橋梁橫向自振頻率實測值略大于計算值，而豎向自振頻率實測值約為計算值的1.09倍，表明橋面軌道結(jié)構(gòu)能提高梁體豎向剛度。

表6 橋梁自振頻率實測值與有限元計算值對比

5.2 振幅

5.2.1 跨中橫向振幅

梁體第3 孔、第4 孔跨中截面橫向振幅與車速的關(guān)系見圖7?？芍?，梁體跨中截面橫向振幅與車速關(guān)系不明顯；第4 孔梁跨中橫向振幅顯著大于第3 孔梁跨中橫向振幅；在綜合檢測列車速度為200 km/h 時，由于車輛橫向激勵引起的強振頻率（2.20 Hz）與橋梁橫向自振頻率（2.22 Hz）接近，第3 孔跨中橫向振動響應(yīng)出現(xiàn)峰值。

圖7 梁體跨中截面實測橫向振幅與車速的關(guān)系

5.2.2 跨中豎向振幅

梁體第3 孔、第4 孔跨中截面豎向振幅與車速的關(guān)系見圖8?？芍簩崪y梁體跨中豎向振幅隨行車速度的增加而增加；第4 孔梁跨中豎向振幅略大于第3孔梁跨中的豎向振幅。

圖8 梁體跨中截面豎向振幅與車速的關(guān)系

5.3 動力系數(shù)

雖然特大跨度橋梁在設(shè)計過程中不計動力系數(shù)，但在動車組作用下仍然會產(chǎn)生相應(yīng)的動力作用增量［6-7］，運營應(yīng)變動力系數(shù)須按TB 10761—2013《高速鐵路工程動態(tài)驗收技術(shù)規(guī)范》6.0.2‐2 公式計算。第3孔梁A 截面實測最大動力系數(shù)為1.17，對應(yīng)車速342.9 km/h（運營動力系數(shù) 1.39），第 4 孔梁 C 截面實測最大動力系數(shù)為1.19，對應(yīng)車速330.3 km/h（運營動力系數(shù)1.33）。實測動力系數(shù)均小于運營動力系數(shù)。

5.4 梁體豎向加速度

梁體跨中豎向振動加速度（20 Hz 低通數(shù)字濾波后）與速度的關(guān)系見圖9?？芍?，第4 孔跨中豎向加速度隨行車速度的增加而增加。在綜合檢測列車速度為180 km/h時，由于車輛引起的強振頻率（1.98 Hz）與橋梁豎向自振頻率（1.92 Hz）接近，第3 孔跨中豎向振動響應(yīng)出現(xiàn)峰值。

圖9 梁體跨中豎向加速度與車速的關(guān)系

5.5 梁端兩側(cè)鋼軌支點橫向相對位移

不同車速下，實測無砟軌道相鄰梁端兩側(cè)鋼軌支點橫向相對位移數(shù)值位于0.04～0.09 mm，滿足TB 10761—2013限值1.00 mm的要求。

6 結(jié)論

1）大跨度橋梁橋面線形測量須考慮現(xiàn)場實際溫度，需回歸至同溫度狀態(tài)下進行對比。

2）雙肢薄壁墩水平抗推剛度小，在跨度大、墩身低，主梁應(yīng)力控制設(shè)計情況下可采用此墩型。

3）偏載作用下，主梁撓度、頂?shù)装逭龖?yīng)力由加載側(cè)向非加載側(cè)逐漸減小，偏載增量約11%～16%；A、C截面頂?shù)装迮まD(zhuǎn)剪應(yīng)力較小。表明采用塔、梁、墩固結(jié)的結(jié)構(gòu)體系可有效彌補單索面斜拉橋抗扭剛度的不足。

4）測試截面加載時，中箱室的剪力滯效應(yīng)比邊箱室大，剪力滯系數(shù)為1.14～1.24。

5）橋梁橫向自振頻率實測值略大于計算值，而豎向自振頻率實測值約為計算值的1.09倍，表明橋面軌道結(jié)構(gòu)能提高梁體豎向剛度。

6）動車組在小于或等于設(shè)計速度運行時，橋梁動力性能滿足TB 10761—2013《高速鐵路工程動態(tài)驗收技術(shù)規(guī)范》的要求。