京雄城際鐵路簡支大跨度鋼箱系桿拱橋靜動力性能

楊建偉

中國鐵路北京局集團有限公司，北京100860

鋼箱系桿拱橋由鋼箱拱、系桿、縱梁、橫梁、橋面板等組成。系桿拱橋可以充分發揮縱梁受彎和拱肋受壓的優勢，具有跨越性能好、承載力較高、剛度較大、施工快捷等優點。因此，系桿拱橋常被應用于公路和鐵路的橋梁建設中。

文獻［1］對下承尼爾森體系鋼管混凝土系桿拱橋的靜力性能進行了分析，并以一跨徑112 m的實橋進行靜載試驗，驗證了該類系桿拱橋在鐵路客運專線上應用的可行性。文獻［2］采用有限元法計算分析了福廈鐵路鋼箱系桿拱橋的結構受力情況，給出了該橋的合理結構形式和設計參數。文獻［3］對比分析了高速鐵路中預應力混凝土系桿拱、預應力鋼管混凝土系桿拱、鋼箱系桿拱的結構特點及受力特性，給出了三種系桿拱橋的優缺點。文獻［4-6］對在靜力荷載作用下系桿拱橋局部受力情況進行了分析，結果表明系桿拱橋的拱肋與拱腳相接處以及吊索錨固區會出現應力集中現象，在設計中應特別注意。文獻［7］分析了施工過程中系桿拱橋的受力情況，指出系桿拱橋施工控制應以主拱肋線形控制為主，應力控制為輔。文獻［8-10］對列車荷載作用下鋼箱系桿拱橋的動力性能進行了研究，指出按單車荷載作用下沖擊系數計算汽車荷載效應較安全；列車荷載作用下該類橋梁最不利受力位置為邊吊桿端部與拱肋連接處和拱肋與主梁連接處。

既有文獻對鐵路鋼箱系桿拱橋現場動力性能試驗鮮有報道。本文以京雄城際鐵路一跨徑112.5 m的簡支鋼箱系桿拱橋為研究對象，通過工程現場測試和數值模擬分析靜動載作用下結構的力學性能和安全性。

1 工程概況

該橋為雙線簡支鋼箱系桿拱橋（圖1），橋上線路為直線。橋梁全長114.1 m，跨徑為112.5 m。設計活載為ZK活載，設計速度為250 km/h。拱軸線采用拋物線，矢跨比為1∶4.167，矢高為27 m。上下行側兩個拱肋的橫向中心距為14.78 m。全橋共計4個球形鋼支座。

圖1 簡支鋼箱系桿拱橋立面及支座布置（單位：cm）

拱腳采用寬度相等但高度變化的變截面鋼箱梁，拱肋寬度為1.60 m，高度從2.697 m線性漸變至2.500 m。其他部分拱肋采用等高截面，高2.50 m，寬1.60 m。縱梁采用箱形等高截面，寬1.60 m，高3.00 m。橋面結構采用正交異性板，由端橫梁、主橫梁、次橫梁，U型縱肋、板肋和鋼橋面板組合而成。為保證鋼橋面板在時速250 km下列車運行穩定性，在鋼橋面板與軌道板之間設置厚35 cm的混凝土橋面板。混凝土板和鋼板之間采用直徑19 mm，長200 mm的ML15AL剪力釘連接。

縱梁內側豎板的鋼材為Q370qE-Z25。縱梁的上下翼緣板和外側豎板、拱肋的上下水平板和豎板、拼接板、鋼橋面板、橫撐、斜撐等的鋼材均采用Q370qE。混凝土橋面板采用C50補償收縮混凝土。人行道、檢查設備等附屬設施采用Q235-B.Z碳素鋼。該橋采用CRTSⅢ型板式無砟軌道和60 kg/m鋼軌。

參考的規范主要為鐵運函〔2004〕120號《鐵路橋梁檢定規范》（以下簡稱橋檢規）、TB 10091—2017《鐵路橋梁鋼結構設計規范》、TG/GW 209—2014《高速鐵路橋梁運營性能檢定規定（試行）》、TB 10761—2013《高速鐵路工程動態驗收技術規范》和TG/GW 275—2015《鐵路橋梁檢定評估管理辦法》。

2 靜力性能有限元計算及試驗分析

本節首先建立該橋有限元模型，計算其靜力性能，然后進行靜載試驗，對比分析有限元模擬結果和靜載試驗結果。

2.1 有限元模型

采用MIDAS建立跨徑112.5 m的簡支鋼箱系桿拱橋有限元模型（圖2），其中拱肋、橫撐、斜撐、橫梁、縱梁采用梁單元模擬，吊桿采用只受拉桁架單元模擬，橋面板、U肋及I肋采用板單元模擬。全橋共448個節點，796個單元，其中桁架單元22個，板單元322個，梁單元452個。

圖2 有限元模型

2.2 靜載試驗工況

為全面了解該簡支鋼箱系桿拱橋的受力狀態，根據其受力特點，對該橋縱梁和拱肋的撓度和應力、吊桿索力、支座縱向位移以及梁端轉角進行了靜載測試。

根據設計荷載分析結果，采用DF4機車（軸重230 kN）和N17平板車（軸重200 kN）進行加載。根據影響線和加載效率要求，列車采用兩種編組方式。

編組A：上下行線兩列編組，每列編組均為1×DF4+3×N17。每列編組的鉤-鉤總長度62.914 m，軸-軸總長度58.570 m。

編組B：上下行線兩列編組，每列編組均為1×DF4+1×N17。每列編組的鉤-鉤總長度35.038 m，軸-軸總長度30.694 m。

靜載試驗加載工況見表1。跨徑L為112.5 m。

表1 靜載試驗加載工況

2.3 測點布置

拱肋撓度和梁端轉角測點僅布置在上行線，其他的撓度、應力、索力和位移測點均上下行線對稱布置，如圖3所示。

圖3 測點布置

2.4 結果分析

2.4.1 拱肋和縱梁的撓度

靜載作用下測試截面的實測值和計算值對比見圖4。其中，實測值為靜載試驗結果，計算值為有限元模擬結果。

由圖4可知：①拱肋和縱梁撓度的實測值和計算值變化規律基本一致，且各截面撓度實測值的絕對值均小于計算值的絕對值。②上下行線縱梁的撓度測試值基本一致，說明橋梁兩側剛度對稱性良好。

圖4 各工況下撓度實測值與計算值對比

2.4.2 拱肋和縱梁應力

在橋檢規中采用應力校驗系數（結構應力實測值與理論計算值之比）來評價結構的安全性。縱梁和拱肋關鍵截面的應力校驗系數見表2。

表2 縱梁和拱肋的關鍵截面的應力校驗系數

由表2可知：不同工況下拱肋和縱梁的應力校驗系數均小于1.0，說明各構件的應力實測值均小于計算值，結構強度滿足要求。

2.4.3 吊桿索力

對工況2靜載作用下該系桿拱橋6#吊桿的索力進行測試，索力增量的實測值和計算值對比見表3。可知：上下行線的索力增量實測值小于計算值，最大校驗系數為0.89。這說明該系桿拱橋吊桿工作狀態良好。

表3 6#索的索力增量實測值和計算值對比

2.4.4 支座位移和梁端轉角

對工況4靜載作用下該系桿拱橋活動支座端縱向位移和2#墩處梁端轉角進行測試，其實測值和計算值對比見表4、表5。可知：①工況4靜載作用下活動支座端縱向位移實測值小于計算值，校驗系數最大為0.67。這說明支座活動性能良好。②梁端轉角校驗系數為0.89，說明該梁工作狀態良好。

表4 活動支座端縱向位移的實測值和計算值對比

表5 梁端轉角的實測值和計算值對比

3 動力特性有限元計算及試驗分析

首先采用上述MIDAS有限元模型，計算該橋的自振頻率和振型。然后在現場測試該橋的自振頻率和振型。現場測試時采樣頻率為1 024 Hz。結果見表6和圖5。

圖5 簡支鋼箱系桿拱橋振型計算結果

表6 簡支鋼箱系桿拱橋的振型和自振頻率

由表6和圖5可知：簡支鋼箱系桿拱橋前5階振型的實測值和計算值基本一致；前5階自振頻率實測值均大于計算值，兩者之比在1.05~1.18，說明結構整體剛度滿足要求。

4 動載試驗分析

高速列車通過時若橋梁出現較大振動會造成旅客不適，甚至危及行車安全。因此通過現場測試對列車荷載作用下該橋的動力響應進行分析。

采用CRH2A-2010、CRH380BJ-A-0504綜合檢測列車在符合行車安全標準的前提下逐級提速，測試該橋梁體跨中截面的豎向和橫向振幅、豎向加速度、應變動力系數和橋墩橫向振幅等。在梁體跨中截面布置了豎向和橫向振幅測點、豎向加速度測點、動應變測點，在橋墩墩頂布置了橫向振幅測點。采樣頻率為

10.24 kHz。

CRH2A-2010綜合檢測列車全長201.4 m，頭車和中間車的車鉤中心距分別為25.7、25.0 m，轉向架中心距為17.5 m，轉向架軸距為2.5 m。列車軸重為

107.8 kN。

CRH380BJ-A-0504綜合檢測列車全長200 m，車鉤中心距為25.0 m，轉向架中心距為17.5 m，轉向架軸距為2.5 m。列車軸重為128.5 kN。

兩個檢測列車動力響應測試結果見圖6。可知：①跨中截面橫向和豎向振幅與行車速度的關系不明顯，即沒有出現共振現象。跨中截面橫向振幅最大值為0.061 mm，跨中截面豎向振幅最大值為0.20 mm，小于規范值0.60 mm。②跨中截面應變動力系數最大值為1.03，小于規范值1.125。③2#墩墩頂橫向振幅最大值為0.009 mm，小于規范值0.04 mm。

圖6 兩檢測列車動力響應測試結果

該橋梁體L/4截面處、跨中截面處豎向振動加速度（20 Hz低通數字濾波后）的最大值分別為0.18、0.11 m/s2，均小于規范值5.00 m/s2。

可見各項動力學性能指標均小于規范值，且各項指標與行車速度的關系不明顯，表明該橋動力學性能滿足檢測列車以設計時速及以下速度運行時相關標準要求。

5 結論

本文通過MIDAS有限元分析以及靜載試驗、動力特性試驗和動載試驗對一跨徑112.5 m的簡支鋼箱系桿拱橋受力狀態進行了分析。結論如下：

1）靜載作用下該橋縱梁和拱肋各控制截面的應力、撓度的實測值變化趨勢均與計算值相符，校驗系數均小于1.00；靜載作用下吊桿索力增量、支座縱向位移、梁端轉角的實測值均小于計算值。結構的受力和變形對稱性良好。

2）橋梁實測自振頻率及振型與計算結果吻合，且橋梁實測自振頻率大于計算值，結構整體剛度滿足要求。

3）動載作用下橋梁各項動力學性能指標均小于規范值，且與行車速度的關系不明顯，表明該橋動力學性能滿足檢測列車以設計時速及以下速度運行時相關標準要求。簡支鋼箱系桿拱橋可應用于我國城際鐵路。