上跨軟土深基坑干線鐵路便橋動力特性研究

馬坤全， 孫運通， 陳 昊

( 同濟大學 橋梁工程系，上海 200092)

0 引言

某鐵路大型車站改建工程，為確保大規(guī)模軟土深基坑開挖期間營業(yè)線的運營安全，盡可能減小施工對列車運營的影響，該工程施工設計時采用臨時便橋結構滿足本站臨時過站正線的安全運營需要，最終實現(xiàn)南北基坑區(qū)基坑一次開挖的總體目標。該方案成功實現(xiàn)了一次架空雙線鐵路干線，上跨大規(guī)?；庸こ痰哪繕?，有效地克服了傳統(tǒng)的便梁方案跨度有限、單股道架空、限速較低等對行車產生較大影響的缺點，從而達到縮短工程建設總工期、減少深基坑施工對臨時過站正線行車影響、提高工程施工及營業(yè)線運營安全度的最終目標。

臨時鐵路便橋采用鋼格構柱+支撐+現(xiàn)澆鋼筋混凝土梁板連續(xù)剛構體系，設計總長度為133．6 m，寬度為12．9 m?；A采用鉆孔灌注樁，內插L200 ×200 ×20 mm 四肢角鋼加工而成的綴板式格構柱［1］，插入深度6 m，鋼格構柱伸入梁體85 cm，鋼格構柱最大外露高度約22 m，立柱縱向間距最大為6．0 m，最小3．8 m，共24 跨，鐵路便橋結構如圖1 所示。該便橋結構結構型式明顯不同于常見的橋梁結構［2］，也不同于傳統(tǒng)的鋼便梁結構［3］，且其結構體系伴隨深基坑挖土施工而不斷發(fā)生變化，因此，對其動力特性進行系統(tǒng)分析對于結構的合理設計和深基坑的挖土施工有著重要的參考價值和理論意義。

圖1 臨時鐵路便橋立面圖

1 分析工況

根據臨時鐵路便橋的結構特點及土方開挖和支撐施工順序，擬對如下5 個便橋施工狀態(tài)進行全橋體系動力特性分析。

狀態(tài)Ⅰ:臨時鐵路便橋橋面澆筑完畢，并達到設計強度后，在便橋區(qū)域土方平衡開挖至-5．70 m 處( 圖2) 。

狀態(tài)Ⅱ:便橋區(qū)域土方開挖至-8．30 m 處，焊接完第1 層剪刀撐，并澆筑完第1 層圈梁( 圖3) 。

圖2 狀態(tài)Ⅰ便橋結構示意圖

圖3 狀態(tài)Ⅱ便橋結構示意圖

狀態(tài)Ⅲ:便橋區(qū)域土方開挖至-14．45 m，焊接完第2 層剪刀撐，并澆筑完第2 層圈梁( 圖4) 。

狀態(tài)IV:便橋區(qū)域土方開挖至-20．45 m，焊接完第3 層剪刀撐，并澆筑完第3 層圈梁。

狀態(tài)V:臨時鐵路便橋區(qū)域土方平衡開挖至坑底，隨挖隨澆300 mm 厚C40 早強混凝土加筋墊層，并焊接第4 層剪刀撐( 圖5) 。

圖4 狀態(tài)Ⅲ便橋結構示意圖(單位:mm)

圖5 狀態(tài)V 便橋結構示意圖

2 便橋結構動力計算模型及參數(shù)

2．1 動力計算模型

采用MIDAS/CIVIL 建立便橋結構動力計算模型，并計算全橋體系動力特性。鋼筋混凝土板梁及墊層混凝土采用空間板殼單元模擬，鋼格構柱、剪刀撐及圈梁均采用空間桿單元模擬; 鋼格構柱與板梁固結，連續(xù)墻對板梁的支撐按縱向活動鉸支座考慮;樁基對墩梁體系的彈性約束作用通過在柱底( 樁頂) 施加彈性剛度矩陣加以考慮，基礎等效彈性剛度矩陣采用自編的Pile 程序按照實際土層資料根據“m”法進行計算［4］;橋上軌道結構( 道砟、軌枕、鋼軌等構件) 等二期恒載作為附加質量施加在板梁上。典型施工狀態(tài)對應的便橋結構動力計算模型如圖6 ～圖8 所示。

圖6 狀態(tài)I 便橋結構動力計算模型

圖7 狀態(tài)III 便橋結構動力計算模型

圖8 狀態(tài)V 便橋結構動力計算模型

2．2 主要計算參數(shù)

板梁、圈梁及混凝土墊層均為鋼筋混凝土結構，考慮到混凝土的彈性模量在多次重復荷載作用后降低約20% ～25%［5］，因此，板梁、圈梁及混凝土墊層的彈性模量取為0．8E = 2．72 ×104MPa。

3 便橋動力特性

3．1 臨時鐵路便橋結構方案

為了計算分析不同便橋結構的動力特性，從而為干線鐵路便橋結構設計提供優(yōu)化方案，參考某大型鐵路車站改建工程臨時鐵路便橋的設計擬定了以下四種便橋結構方案。

(1) 有連續(xù)墻支撐，采用鋼筋混凝土圈梁，即為鐵路車站改建工程鐵路臨時便橋設計方案，便橋結構借用了深基坑圍護設置的連續(xù)墻。

(2) 無連續(xù)墻支撐，采用鋼筋混凝土圈梁，即模擬無深基坑圍護用連續(xù)墻對便橋結構的支撐( 約束) 作用情況。

(3) 有連續(xù)墻支撐，圈梁采用28a 槽鋼( 同剪刀撐型號) 。

(4) 無連續(xù)墻支撐，圈梁采用28a 槽鋼( 同剪刀撐型號) 。

其中第(3) 、(4) 方案采用28a 槽鋼取代鋼筋混凝土圈梁，可大大縮短圈梁的施工周期，從而縮短便橋區(qū)域土體開挖對列車運營影響的時間，并便于圈梁拆除及回收。

3．2 方案1 便橋結構動力特性

表1 為狀態(tài)V 便橋體系前5 階及梁體豎向1 階自振特性;圖9 ～圖13 為狀態(tài)V 便橋結構的典型主振型。表2 所示方案1 便橋結構5 個典型狀態(tài)豎、橫向基頻計算值。

表1 狀態(tài)V 便橋結構自振特性

圖9 狀態(tài)V 便橋結構縱飄振型(f=3．09 Hz)

圖10 狀態(tài)V 便橋結構一階橫向撓曲振型(f=4．57 Hz)

圖11 狀態(tài)V 便橋結構二階橫向撓曲振型(f=4．77 Hz)

圖12 狀態(tài)V 便橋結構剪刀撐局部振動模態(tài)(f=4．77 Hz)

圖13 狀態(tài)V 便橋結構一階豎向撓曲模態(tài)(f=7．88 Hz)

表2 典型狀態(tài)便橋結構豎、橫向基頻 Hz

由表2 可知，方案1 便橋結構豎向剛度大于橫向剛度。

從表2 可看出，由于方案1 便橋結構有兩個橫向剛度很大的連續(xù)墻對便橋的鋼筋混凝土板梁形成強大的橫向約束作用，且該便橋為雙線橋( 板梁寬度達12．9 m) ，該便橋結構的橫向剛度主要由上部結構( 鋼筋混凝土梁體) 的橫向剛度控制，下部結構( 包括鋼格構柱及樁基礎) 橫向剛度的變化對結構整體橫向剛度影響不大，5 個便橋狀態(tài)的最大與最小橫向基頻相差低于5%。

分析表2 還可知，從狀態(tài)I 至狀態(tài)V，由于鋼格構柱露出地面的長度( 暴露于土體之外部分) 越來越長，立柱的縱向剛度逐漸減小，因此，便橋結構的豎向基頻呈現(xiàn)逐漸減小的規(guī)律。

3．3 方案2 便橋結構動力特性

表3 表示方案2( 無連續(xù)墻支撐) 便橋結構5 個典型狀態(tài)豎、橫向基頻計算值;圖14 為狀態(tài)V 便橋結構一階橫向撓曲振型。

圖14 狀態(tài)V 便橋結構一階橫向撓曲振型(f=2．29 Hz)

表3 方案2 典型狀態(tài)便橋結構豎、橫向基頻 Hz

從表3 同樣可看出，方案2 便橋結構( 無連續(xù)墻對鋼筋混凝土板梁的支撐) 豎向剛度明顯大于橫向剛度。

比較表3 與表2 可知，方案2 便橋結構的橫向基頻較方案1 的相應值明顯降低，兩個方案便橋結構的豎向基頻則相差不大。

由圖15 可知，鋼格構柱對便橋體系橫向振動的參與作用是非常明顯的。

分析表3 可知，由于方案2 便橋結構取消了兩個用作圍護深基坑的連續(xù)墻對鋼筋混凝土板梁的橫向約束作用，使得便橋上部結構( 鋼筋混凝土板梁) 的橫向剛度大大降低，也顯著改變了便橋上、下部結構的橫向剛度比，從而導致便橋下部結構( 包括鋼格構柱及樁基礎) 的橫向剛度對整個便橋體系的橫向剛度的作用明顯增強，方案2 便橋結構從狀態(tài)I 至狀態(tài)V，由于鋼格構柱露出地面的長度( 暴露于土體之外部分)越來越長，墩柱的橫向剛度逐漸減小，因此，便橋結構的橫向基頻也出現(xiàn)較快減小的現(xiàn)象，狀態(tài)V 便橋的橫向基頻僅為狀態(tài)I 結構相應值的68．8%。同理，方案2 便橋結構從狀態(tài)I 至狀態(tài)V，其豎向基頻也呈現(xiàn)逐漸減小的規(guī)律，狀態(tài)V 便橋的豎向基頻為狀態(tài)I 結構相應值的69．7%。

3．4 方案3 便橋結構動力特性

表4 表示方案3 便橋結構5 個典型狀態(tài)豎、橫向基頻計算值。

比較表4 與表2 可知，盡管槽鋼的軸向及抗彎剛度略小于鋼筋混凝土圈梁，但其質量也低于混凝土圈梁，因此，方案3 便橋結構的豎、橫向基頻與方案1 的相應值相差不大，且從狀態(tài)I 至狀態(tài)V 便橋結構頻率的變化規(guī)律也基本一致。

表4 方案3 便橋結構豎、橫向基頻 Hz

3．5 方案4 便橋結構動力特性

表5 表示方案4 便橋結構5 個典型狀態(tài)豎、橫向基頻計算值。

比較表5 與表3 可知，方案4 便橋結構的豎、橫向基頻與方案2 的相應值相差不大，且從狀態(tài)I 至狀態(tài)V 便橋結構頻率的變化規(guī)律也相差無幾。

表5 方案4 便橋結構豎、橫向基頻 Hz

4 結語

通過對臨時鐵路便橋結構動力特性的計算分析，得到如下初步結論與建議。

(1) 便橋結構的豎向計算頻率明顯大于其橫向頻率，該橋的動力性能主要由其橫向剛度控制。

(2) 某鐵路車站改建工程臨時鐵路便橋設計方案( 方案1) 有效利用了兩個橫向剛度很大的連續(xù)墻對便橋的鋼筋混凝土板梁的強大橫向約束作用，使得該便橋上部結構( 鋼筋混凝土板梁) 的橫向剛度明顯提高，大大弱化了下部結構( 包括鋼格構柱及樁基礎) 橫向剛度對便橋結構整體橫向剛度的影響，從而顯著提高了全橋體系的橫向剛度，結構橫向基頻達到4．57 Hz。

(3) 如無圍護基坑的連續(xù)墻對便橋梁體的橫向約束作用，則便橋下部結構的橫向剛度對全橋體系的橫向剛度有著較大的影響，隨著基坑的逐步開挖，墩柱的橫向剛度逐漸減小，使得便橋結構的橫向頻率不

斷降低;無連續(xù)墻支撐便橋體系的橫向基頻僅為2．29 Hz( 對應于基坑設計最大開挖深度狀態(tài)) ，但仍大于參考《鐵路橋梁檢定規(guī)范》按等效剛度法計算的橋墩橫向自振頻率通常值1．80 Hz。

(4) 采用型鋼( 如與剪刀撐型號相同的槽28a) 代替橫、縱向鋼筋混凝土圈梁，對便橋結構的整體橫向剛度影響甚微，而結構豎向頻率略有提高( 型鋼質量明顯小于混凝土圈梁) ;但這一方案可大大加快圈梁的施工速度，從而縮短便橋區(qū)域土體開挖對列車運營影響的時間，并利于圈梁的拆除及回收。

(5) 我國目前的《檢規(guī)》及《鐵路橋涵設計規(guī)范》規(guī)定的橋墩或橋跨結構橫向最低頻率和橫向振幅限值或通常值主要適用于混凝土實腹橋墩或簡支梁結構，而該上跨軟土深基坑臨時鐵路便橋為鋼格構柱連續(xù)剛構體系，因此，有關規(guī)范并不能直接用來評判該便橋的橫向剛度，有必要進行客貨列車與便橋系統(tǒng)的空間耦合振動分析，依據列車通過便橋全過程的運營性能指標及結構振動響應值對便橋結構的豎、橫向剛度進行綜合評估。

［1］沈祖炎，陳揚驥，陳以一．鋼結構基本原理［M］．2 版．北京:中國建筑工業(yè)出版社，2005．

［2］夏禾．橋梁工程［M］． 北京:高等教育出版社，2011．

［3］劉旭偉．貝雷梁便橋的檢算及安全使用方法［J］． 貴州大學學報:自然科學版，2009(1) :120-123．

［4］鐵道第三勘察設計院．TB 10002．5—2005 鐵路橋涵地基和基礎設計規(guī)范［S］．北京:中國鐵道出版社，2005．

［5］鐵道第三勘察設計院．TB 10002．1—2005 鐵路橋涵設計基本規(guī)范［S］．北京:中國鐵道出版社，2005．