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?shù)那昂蠓较蛲鈧壬煺沟膽冶哿盒嗡朴⑽拇髮懽帜窽而得名。T形剛構橋的豎向剛度大、造型優(yōu)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(fā)現(xiàn)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(xù)剛構橋為實例對結構受力特性進行數(shù)值計算和對比分析,發(fā)現(xiàn)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(xiàn)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(shù)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(shù)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(xiàn)澆段[11],在運營高鐵影響范圍外支架現(xiàn)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(jié)段,共52個懸澆節(jié)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(tài),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(shù)[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(shù)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?lián)袭a生的梁端豎向轉角為0.58‰;最大殘余徐變?yōu)?2.6 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(shù)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(shù)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(xiàn)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(tài)。2種條件下的計算結果均滿足規(guī)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(yōu)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(wěn)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(shù)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(xiàn),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(xiàn)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(xiàn)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(yōu)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。