高速鐵路小半徑曲線T形剛構橋設計

王建圣

濟青高速鐵路有限公司,山東 濟南 250014

0 引言

T形剛構橋因主墩處梁體與橋墩固結,墩頂的前后方向外側伸展的懸臂梁形似英文大寫字母T而得名。T形剛構橋的豎向剛度大、造型優美、受力明確、施工便捷,尤其適用于跨越溝谷地形、公路鐵路立體交叉等復雜施工情況[1-3]。

在T形剛構橋的結構設計、結構計算及轉體施工技術等方面,孫大斌[4]以橋梁剛度和經濟性為控制因素,分析并確定客專無砟軌道T形剛構橋的合理跨徑;寇延春[5]研究福廈高速鐵路T形剛構橋設計,發現不同跨度T形剛構橋梁體的結構高度基本與跨度成線性關系;陶玉蓮[6]通過鐵路高墩大跨T形剛構橋設計的結構應力、撓度及動力特性等控制因素,分析T形剛構橋結構的靜力和動力特性,通過局部構造處理、施工加載、齡期調整等確保T形剛構橋結構滿足要求;劉文聰[7]以城際鐵路連續剛構橋為實例對結構受力特性進行數值計算和對比分析,發現小半徑曲線橋直線梁模型的計算結果與曲線梁模型相差不大,都滿足工程實際要求;馬明路等[8]研究T形剛構橋跨越高鐵的施工關鍵技術,采用旁位現澆、無合龍段水平轉體等技術可大大降低T形剛構橋施工對運營高鐵的影響;左家強[9]以客貨共線雙線鐵路大跨度T形剛構橋為例,介紹剛構橋的結構、鋼束布置及動力仿真等,提出大跨度T形剛構橋的設計要點。目前已建成的鐵路T形剛構橋一般位于直線或大半徑曲線上,在小半徑曲線上應用大跨度T形剛構橋較少。

本文以結構強度、剛度和位移等參數為控制要素,設計某高速鐵路小半徑曲線T形剛構橋的結構,對結構靜力和動力特性進行數值計算分析,以期為小半徑曲線T形剛構橋大跨度跨越高鐵工程提供參考。

1 工程概況

某高鐵連接線工程上跨運營高鐵,二者夾角為153.37°。高鐵連接線為單線鐵路,設計速度為80 km/h,有砟軌道,ZK活載(中國客運專線標準活載)。連接線跨越高鐵后盡快與在建高鐵正線接軌,同時避讓鐵路外側的地方建筑物,減少連接線與高鐵間的夾心地面積,因此T形剛構橋需盡量采取小半徑曲線。經過線路方案比選[10],以半徑為500 m的圓曲線為連接線,縱向坡度為-29.822‰。以橋墩基礎基坑開挖邊線不侵入高鐵防護柵欄為原則計算橋梁跨徑,最終確定采用跨徑為100 m的T形剛構橋轉體跨越運營高鐵軌道。T形剛構橋平面、立面示意圖如圖1、2所示。

圖1 T形剛構橋平面示意圖

單位:m。圖2 T形剛構橋立面示意圖

T形剛構橋的基本施工步驟為:澆筑主墩及0#塊→組裝掛籃→逐次澆筑1#～26#塊→張拉預應力鋼筋→梁轉體施工→梁端頂升→施工橋面系,根據施工步驟共劃分為89個施工階段。為減少T形剛構橋施工對所跨越運營高鐵的影響,T形剛構橋梁端不設現澆段[11],在運營高鐵影響范圍外支架現澆施工0#塊,掛籃懸澆施工1#～26#塊,采用墩底轉體法順時針旋轉26.55°施工就位,對梁端施加頂升力后,梁部達到設計高程。

2 主梁和主墩結構設計

T形剛構橋梁體全長202.4 m,計算跨徑為2×100.3 m。其中0#塊長16.0 m,每個懸臂側設26個懸澆節段,共52個懸澆節段,每個懸澆段長約3.0 m。截面形式為單箱單室直腹板箱梁,頂板寬7.3 m、底板寬5.7 m。參照文獻[4-5]的設計原則,考慮小半徑曲線對T形剛構橋結構受力的影響,擬定主梁截面梁高,中支點梁高12.80 m,端部梁高5.25 m,梁高變化曲線為二次拋物線。頂板厚40～52 cm,底板厚40～145 cm,腹板厚50～120 cm。主梁邊支點設1道厚1.5 m的橫隔板,中支點設2道厚1.1 m的橫隔板,橫隔板上設進人洞。主梁截面示意圖如圖3所示。

主墩為普通鋼筋混凝土結構,墩高24.0 m,截面為空心矩形,順橋向長8.0 m,橫橋向寬6.7 m,壁厚1.1 m,墩底設置厚4.0 m的實心段。邊墩為圓端形空心墩,墩頂尺寸為4.4 m×8.0 m,墩底設置4.0 m實體段,空心墩外側坡比為40：1,內側坡比為70：1,壁厚由0.4 m按坡比逐漸增大,采用樁基礎。此橋梁處于曲線地段,且曲線半徑較小。為改善橋墩橫向受力的狀況,確保轉體時T形剛構橋處于平衡狀態,運營后各樁基受力基本均衡,主墩中心相對上轉盤中心、下承臺及樁基中心向曲線內側設置橫向偏心參數[12-14]。主墩設計示意圖如圖4所示。

單位:m。 單位:m。 圖3 主梁截面示意圖 圖4 主墩設計示意圖

3 主梁結構計算

3.1 設計荷載

主梁結構所受主力包括恒載、活載、橫向搖擺力和離心力,所受附加力包括制動力、離心力、列車豎向動力和溫度荷載等,根據文獻[15]計算各荷載。懸臂澆筑時施工掛籃、機具(綁扎鋼筋、澆筑混凝土等工序使用的機具)及人群等所受荷載按共計1 200 kN計算。主梁結構所受特殊荷載包括運梁車荷載和架橋機荷載。

主梁所受荷載組合類型包括主力、主力-附加力、運梁和架梁等4種工況。

3.2 主梁縱向計算

3.2.1 計算方法

曲線梁橋結構的數值計算方法包括以直代曲法、單梁法和梁格法等。本橋的梁長與橋寬之比為13.74,曲線半徑與梁寬之比為68.49,梁長與曲率半徑之比為0.2。本橋曲線半徑與梁寬之比較大,曲線對結構計算結果的影響基本可忽略不計,可采用以直代曲法計算。采用軟件MIDAS Civil建立曲線單梁模型,采用軟件BSAS建立直線單梁模型,進行計算分析,對比二者差異。2個模型的主梁均劃分為66個單元,橋墩均劃分為9個單元,如圖5所示。

a)曲線單梁模型 b)直線單梁模型圖5 2種計算模型

3.2.2 計算結果及分析

直線單梁模型的最大豎向撓度為18.6 mm(撓度與跨徑之比為1/5 392),容許豎向撓度為84.3 mm;梁體下撓產生的梁端豎向轉角為0.58‰;最大殘余徐變為12.6 mm(向下)。以上計算結果均滿足文獻[15]要求。

2種模型的主梁應力及安全系數的計算結果如表1所示,2種模型的支反力計算結果如表2所示。根據文獻[16-19],在彎扭耦合作用下此類曲線橋梁橫截面上的應力分布基本均勻,可忽略扭矩對橋梁結構縱向計算的影響。

表1 2種模型的主梁應力及安全系數的計算結果

表2 2種模型的支反力計算結果 單位:kN

由表1可知:2種模型的應力計算結果均滿足文獻[15]的要求,表明設計結構合理;2種模型的計算結果接近,最大相對應力差小于5%。因此,按直線單梁建模進行計算分析的結果可信,滿足工程建設要求。

由表2可知:按曲線單梁模型計算支反力,考慮荷載對曲線梁的影響,曲線外側支座的支反力明顯大于曲線內側支座[20],但1個橋墩上2個支座反力的總和與直線單梁模型的計算結果接近。因梁長小于曲線半徑,偏心荷載對T形剛構橋的影響相對較小,邊墩支座未出現拉應力,不必考慮設置受拉支座。為避免邊墩支座安裝錯誤,偏于安全考慮,需按曲線單梁模型計算的較大支反力結果選擇邊墩支座型號。

3.3 主梁橫向計算

為計算主梁橫向結構尺寸,核驗鋼筋配置是否合理,通常將箱梁簡化為平面框架結構。沿橋縱向取1 m寬板,建立有限元模型進行主梁橫向計算,計算截面分別取頂板、底板、腹板的最薄處[21]。

橋梁運營階段恒載包括梁自重、二期恒載和鋼束徑向荷載,主力組合包括恒載、活載、離心力、橫向搖擺力等,附加力組合包括溫度荷載和風荷載。運梁、架梁階段恒載包括梁自重和遮板、欄桿、保護層及防水層所受重力。運梁工況荷載組合包括恒載、運梁車荷載、溫度荷載(升溫間隔20 ℃,降溫間隔-10 ℃)、基礎沉降(按運營階段基礎沉降的50%)。架梁工況荷載組合包括恒載、架橋機荷載、溫度荷載(升溫間隔20 ℃,降溫間隔-10 ℃)、基礎沉降(按運營階段基礎沉降的50%)。

各荷載工況下梁各結構的彎矩包絡圖如圖6。由圖6可知:箱梁頂板、腹板頂部由架梁荷載組合控制結構設計,箱梁底板、腹板底部由主力-附加力組合控制結構設計。根據圖6計算結果設計截面鋼筋并計算截面應力,結果如表3所示。由表3可知:在各荷載工況下,混凝土、鋼筋應力及混凝土裂縫寬度均滿足文獻[15]的要求,安全儲備較大,擬定的截面尺寸及配筋均滿足受力要求。

表3 截面應力計算結果

a)主力組合 b)主力-附加力組合 c)運梁工況荷載組合 d)架梁工況荷載組合 單位:kN·m。圖6 各荷載工況下梁各結構的彎矩包絡圖

4 主墩結構計算

采用直徑為25 mm的鋼筋為主墩墩身鋼筋,按2根一束設置,橫橋向設置44根,縱橋向設置52根,墩頂截面采用C55混凝土,其余截面采用C40混凝土。各荷載工況下,主墩控制截面的應力計算結果如表4所示。由表4可知:施工階段與運營階段主墩各截面混凝土應力均滿足文獻[15]的要求。

表4 主墩控制截面的應力計算結果 單位:MPa

考慮地震對橋墩的影響,在多遇地震條件下,主墩的最大混凝土壓應力為9.6 MPa,鋼筋的最大壓應力為75.9 MPa,最大混凝土裂縫寬度為0.03 mm;在罕遇地震條件下,主墩各截面的屈服彎矩均大于地震作用下產生的彎矩,橋墩未進入塑性工作狀態。2種條件下的計算結果均滿足規范[15]的要求。

T形剛構橋位于小半徑曲線上,曲線內外側將產生較大的不平衡彎矩,給橋墩及基礎帶來不利影響。計算墩底的橫向偏心,在橋墩與上轉盤、承臺間預設橫向不利偏心抵消不平衡彎矩的影響。各荷載工況下,主墩橫向偏心的計算結果如表5所示。

表5 各荷載工況下主墩橫向偏心的計算結果

由表5可知:轉體施工前,T形剛構橋在最大懸臂施工階段的橫橋向彎矩最大,為優化T形剛構橋轉體過程中球鉸及上轉盤的受力性能,保證T形剛構橋轉體的穩定性,上轉盤中心、球鉸中心相對主墩中心向曲線內側設置橫向偏心,使轉體過程中橫向偏心距為0。球鉸中心相對主墩中心向曲線內側設置橫向偏心后,T形剛構橋主墩及0#塊混凝土澆筑階段,橫橋向將產生最大不平衡彎矩,為56.756 MN·m,轉盤臨時固結結構最大可承受橫橋向不平衡彎矩為164.595 MN·m,橫橋向不平衡彎矩安全系數為2.9,故施工階段T形剛構橋滿足抗傾覆要求。

為安全考慮,承臺及樁基中心相對主墩中心向曲線內側設置平均橫向偏心為1.050 m。運營階段,橫橋向彎矩由主力-橫向附加力控制,墩頂最大橫向位移為22.8 mm,滿足墩頂位移不大于50 mm的要求[15]。

5 T形剛構橋結構動力分析

橋梁結構的自振頻率和振型等動力特性是橋梁動力性能的重要體現,橋梁的結構體系、剛度、質量分布及邊界條件等對動力特性均有較大影響[22]。T形剛構橋在1～6階的自振頻率分別為1.072、1.112、1.231、1.928、2.152、2.435 Hz,1～6階振型如圖7所示。

圖7 T形剛構橋的1～6階振型

由圖7可知:1階振型為主梁反對稱橫向彎曲,2階振型為橋墩橫向彎曲-主梁對稱橫向彎曲,3階振型為橋墩縱向彎曲-主梁反對稱豎向彎曲,4階振型為橋墩縱向彎曲-主梁二階反對稱豎向彎曲,5階振型為橋墩橫向彎曲-主梁二階對稱橫向彎曲,6階振型為主梁二階對稱豎向彎曲。主梁豎向彎曲出現較晚,表明T形剛構橋的橫橋向剛度相對較小,原因是單橋的橫向寬度較小。本橋主墩高度較小,主墩剛度比主梁大,橋墩振型出現晚于主梁振型。第1階振型的自振周期按T1≤1.7 s進行控制,本橋第1階振型的自振周期為0.932 8 s,滿足文獻[23]要求。

6 結束語

在曲線半徑為500 m的線路上采用跨徑為100 m 的T形剛構橋轉體跨越運營高速鐵路,采用軟件MIDAS Civil和BSAS分別建立曲線單梁模型和直線單梁模型,對設計的T形剛構橋的主梁和主墩結構進行靜力計算分析,采用軟件MIDAS Civil對T形剛構橋的結構進行動力計算分析,計算結果表明T形剛構橋的結構強度、剛度、位移和動力特性等均滿足設計要求,成功解決了小半徑曲線大跨徑跨越運營高速鐵路的橋梁設計問題。

隨曲線半徑的減小及T形剛構橋跨徑的增大,在橋梁結構計算中應進一步研究彎扭耦合作用對橋梁結構的影響,研究優化曲線橋梁的建模方法,考慮小半徑曲線、大跨徑T形剛構橋在列車激勵下的動力響應及列車行車舒適性等問題。