小曲線大跨度斜拉T 構轉體橋橫向穩定性研究

郝勇

（中國鐵路設計集團有限公司，天津 300251）

1 引言

隨著我國鐵路事業的快速發展，路網規模快速擴大，出現了大量新建線路與既有線鄰近的情況，跨既有鐵路線橋梁工程數量日益增多[1]。為了減弱橋梁施工對既有線路的影響，同時保證線路交叉的安全性和經濟適用性，轉體橋梁的施工技術得到了越來越廣泛的應用[2]。

但是，跨越繁忙干線橋梁的設計也存在一定的不足，從應用范圍而言，目前實施的轉體橋梁大都應用于直線和大半徑彎梁橋，由于小半徑連續彎梁面外存在較大的橫向不平衡彎矩，在小半徑彎梁中的應用還受到一定的限制[3]。

因此，本文擬針對小曲線大跨度彎梁轉體橋進行設計思路探索和施工過程分析，力求在設計階段消除其橫向不平衡彎矩帶來的技術風險，以期為同類型橋梁設計提供借鑒。

2 工程概況

本橋為某高速鐵路跨越既有高速鐵路而設，橋跨布置為100 m+100 m 預應力混凝土斜拉加勁T 形剛構，橋上為單線鐵路，橋面寬度11.7 m，主梁采用懸臂澆筑后轉體就位的施工方法，轉體總質量18 000 t。本橋采用有砟軌道，設計速度目標值為80 km/h，平面曲線半徑為600 m。本橋立面布置如圖1所示。利用有限元分析軟件Midas Civil 建立結構模型。模型如圖2 所示。

圖1 橋梁立面布置圖

圖2 Midas Civil 有限元模型圖

3 預偏心設計

本橋設置結構預偏心法進行橫向偏心消除。首先進行預偏心設計方案的比選。方案一為塔墩-上轉盤偏心方案（偏心距e1），如圖3 所示。此方案是將塔墩及梁部整體向曲線外側偏移，與結構下部的上轉盤產生橫向偏心。方案二為單獨采用梁部-塔墩偏心方案（偏心距e2），如圖4 所示。此方案是將梁部向曲線外側偏移，與塔墩和上轉盤產生橫向偏心。

圖3 塔墩-上轉盤偏心方案

圖4 梁部-塔墩偏心方案

計算得出偏心設置結果如表1 所示。

表1 兩種方法設置預偏心距對比表

通過計算可得，方案一需在塔墩和上轉盤間設置140 cm的反向預偏心距，方案二需在梁部和塔墩間設置153 cm 的反向預偏心距，偏心距均過大，影響結構的美觀性，同時有一定的技術風險。因此本橋采用方案三，即同時設置梁部-塔墩-上轉盤復合偏心，以盡量規避單獨采用方案一和方案二的不利因素。計算結果如表2 所示。

表2 復合偏心法設置預偏心距

基于方案三，在Midas Civil 軟件中建立有限元模型，提取部分控制施工階段的墩底彎矩，并轉換到結構的轉動中心進行計算。計算結果如表3 所示。

表3 施工過程結構橫向偏心距

由計算結果可知，隨著懸澆梁體的逐段施工，結構逐漸產生向曲線內側的橫向偏心距，并逐步抵消了設置于曲線外側的預設偏心距，使得整體結構相對于轉體中心的橫向偏心逐漸減小并趨近于0。上述結果表明本橋的偏心設計結果合理。

4 施工階段穩定性分析

在懸澆過程中，通常由球鉸摩阻力和臨時支撐砂箱來抵抗風力和結構不平衡彎矩，并通過在滑道間打入鋼楔，限制結構轉動，抵抗可能發生的不平衡風力引起的結構扭轉。

當懸澆完成，梁部重量達到設計值，理論上消除了設計橫向預偏心，結構相對于轉動重心達到平衡。此時將砂箱拆除，拔出鋼楔，結構發生體系轉換。該階段通常由球鉸摩阻力和撐腳的支撐來抵抗風力和稱重試驗誤差（一般試驗結果偏差為5～15 cm）產生的不平衡彎矩[4]。

當轉體完成，上下轉盤封固，結構再次發生體系轉換。通常由塔墩、樁基礎承臺等共同承受風力和稱重試驗誤差產生的不平衡彎矩。

根據式（1）計算不同施工階段轉體橋梁橫向傾覆穩定系數，即：

式中，K0為結構橫向傾覆穩定安全系數；R為球鉸球缺半徑，m；Ny為相對于球鉸中心的豎向力總和，kN；Mxf為相對于球鉸中心的橫風彎矩，kN?m；Mxj為相對于球鉸中心的橫向結構彎矩，kN?m。

計算結果如表4 所示。

表4 施工過程結構橫向穩定計算表

由計算結果可知，隨著懸澆施工的不斷進行，結構產生的橫向偏心距逐步抵消了預設偏心距，結構的橫向穩定性趨于安全。橫向傾覆穩定安全系數均滿足規范要求。

5 結論

1）針對大跨度小曲線半徑轉體結構，特別是當橋梁位于站區，上跨既有線較多，宜采用設置預偏心距的偏心消除方法；調整施工順序法不宜使用。

2）針對大跨度小曲線半徑轉體結構，單一的塔墩-上轉盤預偏心設置方案或梁部-塔墩預偏心設置方案均需設置較大的結構預偏心距，影響結構美觀性，并存在一定的技術風險。梁部-塔墩-上轉盤復合設置方案可以有效減小相鄰結構的偏心距，克服單一預偏心距設置方案的局限性。

3）通過對橋梁轉體結構進行傾覆穩定性分析，本文詳細論證了在不同施工階段轉體橋梁的受力特點，說明了結構傾覆穩定的計算方法，闡述了不同施工階段結構橫向傾覆穩定的變化趨勢，為同類型工程提供借鑒。