王 聰 鄢 勇

(中鐵二院工程集團有限責任公司, 成都 610031)

圣泉1號雙線特大橋剛構(gòu)-連續(xù)組合梁設(shè)計

王 聰 鄢 勇

(中鐵二院工程集團有限責任公司, 成都 610031)

小半徑曲線梁由于彎扭耦合效應(yīng)，結(jié)構(gòu)受力比直梁更為復(fù)雜；貴廣線圣泉1號雙線特大橋主橋采用(40+6×80+40)m預(yù)應(yīng)力混凝土剛構(gòu)-連續(xù)組合梁，位于R=600 m的曲線和-24.0‰縱坡上，為目前國內(nèi)曲線半徑最小、聯(lián)數(shù)最多、跨度最大的雙線鐵路橋，設(shè)計難度較大。為了準確模擬結(jié)構(gòu)受力及變形狀態(tài)，文章通過“Midas Civil 2011”建立空間有限元模型，對其進行詳細計算分析，最終得到該橋的受力響應(yīng)，從而驗證了結(jié)構(gòu)設(shè)計的正確性。文章從孔跨確定、構(gòu)造尺寸、參數(shù)選用、計算結(jié)果等方面對該橋的設(shè)計進行介紹，以供類似結(jié)構(gòu)參考。

剛構(gòu)-連續(xù)組合梁； 小半徑； 曲線梁

1 工程概況

貴廣客運專線，線路自貴陽北站起，經(jīng)黔南州、黔東南州、廣西柳州(北部，非市區(qū))、桂林、賀州、廣東肇慶、佛山終至廣州南站。是西南地區(qū)最便捷的鐵路出海大通道，是連接“一帶一路”，實現(xiàn)長江經(jīng)濟帶、珠江經(jīng)濟帶、西江經(jīng)濟帶、中孟緬印經(jīng)濟走廊“互聯(lián)互通”的高速通道，大大縮短了西南與珠三角地區(qū)間的時空距離。

圣泉1號特大橋位于貴陽市西北的黔靈公園附近，受地形、車站站位及橋下公路隧道、高壓電塔等構(gòu)建物控制，線路以R=600 m的曲線、-24.0‰縱坡通過。該橋孔跨布置為：(24+6×32)m+(40+6×80+40)m預(yù)應(yīng)力混凝土剛構(gòu)-連續(xù)組合梁，大橋全長798.845 m，其中主橋全長561.5 m，全橋布置如圖1所示。經(jīng)方案比選，最終采用主橋中部10～12號墩墩梁固結(jié)，其余4個主墩墩頂設(shè)縱向活動支座的設(shè)計方案。主橋范圍7～14號墩墩高分別為65 m、73 m、89 m、68 m，66 m、70 m、54 m、11 m。

圖1 圣泉一號雙線特大橋橋型布置示意圖(cm)

本橋設(shè)計條件為：ZK活載，設(shè)計速度100 km/h，有砟軌道，雙線，線間距4.371～4.0 m。

橋址范圍屬貴陽地區(qū)，為亞熱帶濕潤季風氣候特征，冬季受北部寒潮影響較弱，夏季受東南海洋季風的影響顯著，具有溫和濕潤的氣候特征。年平均氣溫14.1℃，1月為4.9℃，7月為24℃。年平均風速為2.7 m/s，極端最大風速為23.5 m/s。

根據(jù)GB 18306-2001《中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖》，測區(qū)地震動峰值加速度為0.05 g，地震動反應(yīng)譜特征周期0.35 s。

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計

2.1 下部結(jié)構(gòu)

2.1.1 主墩構(gòu)造

主橋橋址位于峽谷，風速較大，為減小風力對高墩的影響并綜合考慮美觀和施工便利，主跨范圍內(nèi)7～13號墩墩身均采用橫向帶圓弧面的矩形空心墩，14號墩因墩高較矮，采用帶圓弧面的矩形實體墩。

10～12號墩為采用墩梁固結(jié)的剛構(gòu)墩，墩高依次為68 m、66 m、70 m，各墩僅在底部設(shè)置4 m厚的實體段，墩頂不設(shè)實體段，墩頂截面尺寸如圖2所示。墩頂縱向?qū)? m，縱向壁厚1 m，內(nèi)外側(cè)均采用1∶0直坡；墩頂橫向?qū)?.3 m(不含兩側(cè)各0.50 m的圓弧矢高)，為滿足全橋結(jié)構(gòu)橫向剛度和主橋上下部結(jié)構(gòu)的傳力的要求，主墩外側(cè)采用橫向雙變坡結(jié)構(gòu)——梁底以下55 m內(nèi)墩身橫向為20∶1坡度，55 m以下至承臺頂為5∶1變坡，橋墩橫向呈掃把形；墩頂橫向壁厚為1.45 m，橫向內(nèi)坡為60∶1。

圖2 剛構(gòu)墩墩頂截面示意圖(cm)

8號、9號、13號墩為墩頂設(shè)支座的主橋主墩，各墩墩頂、墩底分別采用3 m、4 m厚的實體段。墩頂縱向外輪廓6 m，壁厚1 m，內(nèi)外側(cè)均采用1∶0直坡；墩頂橫向?qū)?.6 m(不含兩側(cè)各0.5 m的圓弧矢高)，墩高較高的8號、9號墩外輪廓采用橫向雙變坡結(jié)構(gòu)——梁底以下55 m內(nèi)墩身橫向為20∶1坡度，55 m以下至承臺頂為5∶1變坡； 13號墩橫向外輪廓采用20∶1的坡度一坡到底。各墩墩頂橫向壁厚0.75 m，橫向內(nèi)坡均為60∶1。

14號主墩采用橫向帶圓弧面的矩形實體墩，墩頂縱向?qū)?.2 m，采用1∶0直坡；墩頂橫向?qū)?.6 m(不含兩側(cè)各0.373 m的圓弧矢高)，橫向外坡采用20∶1坡度。

7號墩為邊墩，大里程側(cè)為本剛構(gòu)-連續(xù)組合結(jié)構(gòu)，小里程側(cè)接“通橋(2005)2101-1”簡支T梁，簡支梁按平分中矢布置，剛構(gòu)側(cè)梁部按曲梁曲做布置。本墩墩高65 m，墩身構(gòu)造與13號墩一致。

主橋大里程接15號臺，臺高6 m，采用T型橋臺，參照160 km/h雙線T臺“二設(shè)橋參(2005)4222”設(shè)計。

2.1.2 主橋基礎(chǔ)

橋址處地質(zhì)條件較差，對設(shè)計影響較大的主要工程地質(zhì)問題為巖堆、斷層破碎帶、人工棄土、基坑邊坡順層。

主橋范圍內(nèi)基礎(chǔ)全部采用承臺、鉆孔樁柱樁。7～14號墩采用直徑2.0 m柱樁，15號臺采用直徑1.25 m柱樁。樁基布置中各墩臺縱向均設(shè)3排樁基，橫向設(shè)3～7列不等。承臺的尺寸應(yīng)保證將墩底的巨大荷載向群樁基礎(chǔ)傳遞，7號、8號、13號、14號承臺厚4 m，9～12號墩承臺厚5 m，15號臺承臺厚2.5 m。橋位處基巖傾斜明顯的8號、10號、14號樁基礎(chǔ)采用不等長樁設(shè)計。

代表性的9號、10號墩樁基布置平面如圖3、圖4所示。

圖3 9號墩樁基布置平面圖(cm)

圖4 10號墩樁基布置平面圖(cm)

2.2 上部構(gòu)造

主橋梁部為單箱單室、變高度、變截面箱梁，梁體全長為561.5 m，跨中、主墩墩頂處梁高分別為3.8 m、6.8 m，梁跨范圍內(nèi)梁高按二次拋物線變化。箱梁頂板寬為10.98 m。為增加梁體抗扭能力，箱寬采用7 m。梁體底板厚0.42～0.8 m(梁端及主墩墩頂局部加厚至1 m)；腹板厚0.4～0.8 m(梁端局部加厚至1 m)；頂板厚0.42 m(支座附近局部加厚至0.6 m)。

全梁在10～12號墩墩頂對應(yīng)剛構(gòu)墩縱向壁厚處各設(shè)2道1 m厚橫隔板；在8號、9號、13號、14號墩處各設(shè)1道2.2 m厚橫隔板；為提高邊支座的反力儲備，在7號、15號墩臺處各設(shè)1道3.75 m厚橫隔板，全梁共計12道橫隔板。中橫隔板、邊橫隔板中間分別設(shè)1.4 m×2.0 m和1.4 m×1.4 m的進人孔。

代表性的主梁截面及縱斷面如圖5～圖8所示。

圖5 主墩墩頂梁部截面示意圖(cm)

圖6 梁端及跨中梁部截面示意圖(cm)

2.3 計算分析主要結(jié)果

2.3.1 計算模型

大橋的整體內(nèi)力分析及變形計算采用大型商業(yè)軟件“Midas Civil 2011”。其采用空間桿系的有限元法，適用于任意的橋梁結(jié)構(gòu)體系，程序能逐段形成結(jié)構(gòu)體系，能從體系形成至使用階段連續(xù)地進行綜合分析，能自動完成施工階段靜力體系的轉(zhuǎn)換。

圖7 8號墩墩頂T構(gòu)構(gòu)造(cm)

圖8 10號墩墩頂T構(gòu)構(gòu)造(cm)

各墩的群樁基礎(chǔ)及承臺換算為下端固定、上端與墩底聯(lián)結(jié)的雙向、等剛度門式桿件。墩、梁均按實際曲線坐標準確建模模擬。

墩頂設(shè)支座的7～9號、13～15號墩臺，在設(shè)支座的實際位置用彈性連接模擬，彈性連接與墩身、梁體之間采用剛度較大的虛擬梁元模擬。彈性連接在約束方向上均按剛度無窮大模擬，其約束方向與支座的實際方向保持一致。

結(jié)構(gòu)共劃分為511個節(jié)點，468個單元，其中梁部梁單元300個，墩身采用梁單元114個，樁基雙向門式桿件采用梁單元32個，模擬梁體重心與支座的橫向聯(lián)系采用梁單元22個。計算模型如圖9所示。

圖9 Midas中主橋計算模型示意圖

2.3.2 設(shè)計荷載

結(jié)構(gòu)設(shè)計中考慮了結(jié)構(gòu)自重、二期恒載、支座沉降、列車活載、預(yù)應(yīng)力及混凝土收縮徐變、橫向搖擺力、縱向制動力、縱橫向風力、離心力、溫度荷載及施工荷載，并按規(guī)范要求進行荷載組合。

2.3.3 梁部主要計算結(jié)果

運營階段，梁體上下緣最大正應(yīng)力為16.3 MPa(主力+附加力組合時)≤[σc]=20.35 MPa。最小正應(yīng)力為0.59 MPa，均不出現(xiàn)拉應(yīng)力。梁體上下緣在曲線內(nèi)外側(cè)的正應(yīng)力差別不大，一般在0.2 MPa以內(nèi)。

施工階段，梁體最大壓應(yīng)力為14.30 MPa≤[σc]=24.98 MPa。最大拉應(yīng)力為0.98 MPa≤[σct]=2.08 MPa。

運營階段，正(斜)截面抗彎強度、正(斜)截面抗裂性計算、鋼絞線最大拉應(yīng)力、混凝土最大剪應(yīng)力等計算均滿足設(shè)計要求。

2.3.4 位移計算

(1) 墩頂縱向水平位移

經(jīng)檢算，主橋范圍內(nèi)7～14號墩墩頂縱向位移如表1所示。

表1 各墩在考慮基礎(chǔ)剛度影響后的墩頂縱向位移 (mm)

(2) 墩頂橫向水平位移

TB 10621-2009《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》(試行)中7.3.9條要求“墩臺橫向水平線剛度應(yīng)符合高速行車條件下列車安全性和旅客乘車舒適度要求，并應(yīng)對最不利荷載作用下墩臺頂橫向彈性水平位移進行計算。在ZK活載、橫向搖擺力、離心力、風力和溫度的作用下，墩頂橫向水平位移引起的橋面處梁頂水平折角應(yīng)不大于1.0‰弧度。”各荷載工況的組合原則參照TB 10002.5-2005《鐵路橋涵設(shè)計基本規(guī)范》中5.3.3-2執(zhí)行。

為此，對主橋范圍內(nèi)各墩墩頂橫向位移及其限值計算如表2所示。

表2 考慮基礎(chǔ)剛度影響后墩頂橫向位移計算匯總 (mm)

(3)梁體豎向撓度

為適應(yīng)列車高速安全平穩(wěn)運行的要求，TB 10621-2009《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》(試行)中7.3.2條提出了ZK豎向靜活載作用下，梁體的豎向撓度限值。

表3 梁體的豎向撓度限值

本梁在雙線列車靜活載作用，主跨跨中最大豎向變形為14.6 mm≤1.1L/1 400=62.9 mm；邊跨跨中最大豎向變形5.4 mm≤1.1L/1 400=31.4 mm。

(4)梁體梁端轉(zhuǎn)角

TB 10621-2009《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》(試行)中7.3.7條要求有砟軌道橋臺與橋梁之間的梁端轉(zhuǎn)角應(yīng)限制在θ≤2‰以內(nèi)。經(jīng)檢算，本橋梁部的梁端轉(zhuǎn)角為0.356‰～-0.371‰≤2‰。

(5)梁體殘余徐變上拱

為滿足高速鐵路軌道鋪設(shè)的要求，且為確保軌道平順性，TB 10621-2009《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》(試行)中7.3.2要求，有砟橋面梁體的豎向變形不應(yīng)大于20 mm。經(jīng)檢算，梁部各點的殘余徐變值均滿足設(shè)計要求。

2.3.5 梁部抗扭計算及梁部普通鋼筋布置

按照JTGD 62-2004《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》中5.5.2、5.5.3及5.5.4進行抗剪扭承載力檢算。荷載組合按JTGD 60-2004《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》中4.1.6辦理(將鐵路活載視為公路活載處理)，橋梁重要性系數(shù)取1.1。

對全橋所有梁部單元進行驗算，得出各截面滿足抗扭承載力所需要的最少鋼筋數(shù)量，然后根據(jù)TB 1002.3-2005《鐵路橋涵鋼筋混凝土和預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中4.3.9的要求，將其與環(huán)框計算的結(jié)果組合，確定最終所需的鋼筋配置，結(jié)果如表4所示。

表4 梁部普通鋼筋配置匯總(表中數(shù)值為鋼筋直徑) (mm)

橫向普通鋼筋均按10 cm間距配置，其中跨中合龍段、9～5及0號節(jié)段腹板、底板及0號塊的頂板普通鋼筋按2根1束布置?？v向通長鋼筋按φ12 mm配置，此外為提高結(jié)構(gòu)抗扭性能，腹板、底板普通鋼筋均設(shè)計成閉合狀。

2.3.6 支反力計算

全橋支反力計算結(jié)果匯總?cè)绫?所示。

表5 梁部支反力匯總 (kN)

梁端最小支反力774 kN，滿足結(jié)構(gòu)安全要求。邊支座、中支座分別選用“MD型多向智能測力支座”和“LQZ球型支座”，支座噸位分別為8 000 kN、35 000 kN。

設(shè)計中要求支座限位方向水平承載力為豎向承載力的15%，橫向固定支座設(shè)于曲線內(nèi)側(cè)，其中7號、15號墩橫向最大水平力為646 kN、507 kN、8號，9號，13號，14號主墩分別為1 614 kN、2 329 kN、1 985 kN和1 174 kN。

2.3.7 結(jié)構(gòu)自振周期計算

根據(jù)設(shè)計經(jīng)驗，連續(xù)剛構(gòu)/連續(xù)梁的第一階橫彎周期應(yīng)控制在1.70 s以內(nèi)。經(jīng)計算，本橋第一階橫彎頻率為0.768 Hz(1.301 s)，如圖10所示，滿足要求。

圖10 結(jié)構(gòu)第一階橫向模態(tài)示意圖

2.3.8 列車走行性分析

本橋列車走行性分析委托中南大學開展專題研究，研究結(jié)論為圣泉一號(40+6×80+40)m主橋具有良好的動力特性及列車走行性。當CRH2客車、德國ICE高速客車以不超過120 km/h速度通過橋梁時，橋梁動力響應(yīng)及各車的車體豎、橫向振動加速度滿足限值要求，列車行車安全性滿足要求；當車速不超過橋梁設(shè)計車速100 km/h時，列車的乘坐舒適度均達到“良好”以上，當車速不超過檢算車速120 km/h時，列車的乘坐舒適度也均達到“合格”標準以上。

3 結(jié)束語

本文通過對圣泉1號雙線特大橋結(jié)構(gòu)應(yīng)力、變形、抗扭承載力、支座反力等方面的計算研究，得出以下結(jié)論：

(1)本曲線橋的梁部應(yīng)力與對應(yīng)跨度的直線橋相比，梁部正應(yīng)力、主應(yīng)力相差不大，設(shè)計中可直接按直線橋進行控制設(shè)計。

(2)本橋因曲線影響，支座反力、梁部扭矩設(shè)計值與對應(yīng)跨度的直線橋相差較大，實際分析中應(yīng)嚴格按實際線路條件、支座布置、荷載分布等條件建模分析，以得到其準確的影響結(jié)果。

(3)曲線橋因離心力的影響，墩頂橫向位移與直線橋的差異不可忽略，且因梁體軸線的不斷變化，在直線橋上不可能產(chǎn)生墩頂橫向變形的制動力，在曲線橋上卻有可能產(chǎn)生影響，因此，在計算曲線橋墩頂橫向位移時，務(wù)必對各工況考慮周全。

貴廣線圣泉1號自2012年12月合龍，2014年12月26日交付使用，大橋行車運行平穩(wěn)、舒適，結(jié)構(gòu)安全可靠，運營狀態(tài)良好。

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Design of (40+6×80+40)m Rigid Frame And Continuous Composite Beam of Shengquan N0.1 Double Line Super Major Bridge

WANG Cong, YAN Yong

(China Railway Eryuan Engineering Group Co., Ltd., Chengdu 610031， China)

The structure stress of small radius curved beam is more complex than that of straight beam, because of the coupling effect of bending moment and torsion.(40+6×80+40)m prestressed concrete rigid frame and continuous beam has been adopted in ShengQuan N0.1 double lines super major bridge on Guiyang-Guangzhou railway, located on a curve of R=600 m and a Longitudinal slope of -24.0‰, it is currently a double lines railway bridge with the least curve radius, the longest connected and the longest span in China. In order to accurately simulate the structure stress and deformation state, a space finite element model is established by using "Midas Civil 2011" finally, the bridge stress response is obtained based on the detailed calculation and analysis to verify the correctness of structure design. This paper presents the span, structure sizes, design parameters and computed results of the bridge, providing reference to the similar structures.

rigid frame and continuous composite beam； small radius； curved beam

2015-07-16

王聰(1979-)，男，高級工程師。

1674—8247(2016)01—0078—06

U442

A