客運專線大跨度T構墩梁固結處優(yōu)化措施研究

楊銀慶

(鐵道第三勘察設計院集團有限公司， 天津 300142)

客運專線大跨度T構墩梁固結處優(yōu)化措施研究

楊銀慶

(鐵道第三勘察設計院集團有限公司， 天津 300142)

大跨度T構橋墩梁固結區(qū)域是設計的關鍵部位，需確定合理的墩梁固結構造措施，以保證此處結構受力的合理性。但墩梁固結處的局部應力狀態(tài)及構造措施有待進一步深入研究。文章以長昆客運專線龍溪大橋70 mT構為依托，采用有限元程序對墩梁固結處進行了精細化模擬。在對局部應力分析結果的基礎上，對墩梁固結的細節(jié)提出了墩梁固結下腋處設倒角、墩頂設幫寬和箱體內設倒角3處優(yōu)化措施，并對優(yōu)化前后的應力進行了對照分析。結構優(yōu)化后，主拉、主壓應力峰值消減效果較好，主拉應力最大可下降64.78%，主壓應力可下降14.71%。經研究表明，墩梁固結處局部應力分析方法可行，措施優(yōu)化有效，對類似工程有借鑒意義。

T構； 墩梁固結； 局部應力； 優(yōu)化措施

1 概述

對于大跨度預應力混凝土T型剛構橋梁，墩梁固結區(qū)域是設計的關鍵部位，此處結構構造和應力分布都比較復雜，需選擇合理的墩梁固結構造措施以保證此處結構受力的合理性。這就需要在全橋總體分析的基礎上，對不同構造情況下該區(qū)域應力分布情況進行詳細的空間對比分析。本文依托長昆客運專線龍溪大橋進行相關研究分析，該橋采用無砟軌道(70+70)m預應力混凝土T構，主梁全長141.5 m，計算跨度為(70+70)m，邊跨設置12.25 m等高段，截面采用單箱單室、變截面直腹板形式箱梁，中支點處梁高8.0 m，邊跨等高段梁高4.0 m，頂寬12.0 m，底寬7.0 m。本文著重對墩梁固結處的局部應力集中點進行結構優(yōu)化設計，通過對結構優(yōu)化前、優(yōu)化后的對比分析，得出結構優(yōu)化措施的效果及可行性。

2 墩梁固結處局部應力分析

2.1 計算方法

本文先利用通用有限元程序MIDAS對全橋進行各個階段的內力計算，再根據圣維南原理將梁端內力、靜力等效地加在局部模型的截斷處，計算可反映局部受力的應力分布情況。根據圣維南原理，墩梁固結區(qū)的應力分布只與其附近區(qū)域的受力狀態(tài)有關，根據工程經驗，一般取2.5倍梁高范圍進行計算。在墩梁固結區(qū)沿縱向截取42 m、沿著墩身截取20.5 m進行研究，可滿足以上要求。

計算中采用的基本假定為：

(1)小變形假設。

(2)不考慮結構材料的非線性，將結構視為均質彈性體，以彈性模量和泊松比表示結構的材料特性。

(3)不考慮幾何非線性效應。

2.2 建立有限元模型

如圖1有限元模型采用了Solid45實體單元和Link8桿單元分別模擬混凝土和預應力剛束。在進行ANSYS建模時采用了以下簡化處理方法：

圖1 ANSYS局部模型單元劃分圖

(1)固結全部墩身最底部截面節(jié)點。

(2)將梁截面重心處的節(jié)點與該截面處所有節(jié)點進行剛接，外力施加于重心節(jié)點處。

(3)采用節(jié)點耦合技術實現(xiàn)預應力鋼束單元與混凝土單元之間的連接。此方法可以避免對混凝土進行切割從而形成預應力鋼束位置的繁瑣步驟，同時能夠滿足墩梁固結處研究的精度要求。

(4)對有限元模型中預應力的模擬采用單元降溫的方法，降溫值T=張拉力P/(線膨脹系數(shù)α×彈性模量E×鋼束面積A)。計算張拉應力采用整體模型中的平均有效預應力，預應力鋼束線膨脹系數(shù)為1.2e-5。

2.3 荷載及工況

荷載考慮自重、二恒、預應力、收縮徐變以及列車荷載，計算對如下3個工況進行分析：

工況1：最大懸臂階段，即結構合龍前；

工況2：運營十年后恒載(考慮自重、二恒、預應力和收縮徐變)；

工況3：運營十年后恒載(考慮自重、二恒、預應力和收縮徐變)+雙車道雙線列車活載。

對于工況2和工況3，由于結構為超靜定體系，預應力會對結構產生初內力和次內力。由于初內力已經通過模型中建立的預應力鋼束單元，對其實施降溫實現(xiàn)，故對局部模型梁端施加的恒載需扣除鋼束初內力。

對于工況3中的雙線列車活載，利用整體MIDAS模型的移動荷載追蹤器功能，計算出墩頂梁截面處彎矩最大情況(或梁頂正應力最大)下的列車布置工況，將此工況作為靜載加載于整體模型上，從而得出雙線列車活載的梁端內力。

從力的平衡角度，局部模型中不僅需要施加梁端外力，而且需施加自重、二恒及列車活載分布力，只有考慮了這些分布力，才能使局部模型與整體模型的受力完全吻合。其中自重通過ANSYS中設定重力加速度來實現(xiàn)，二恒及列車活載分布力通過面荷載施加如圖1所示，各荷載工況下梁端荷載，如表1所示。

圖2 MIDAS整體模型中的雙車道活載

2.4 墩梁固結優(yōu)化措施

墩梁固結處結構構造，如圖3所示。圖中陰影部分為結構優(yōu)化措施，共分為3處：墩梁固結下腋處設倒角、墩頂設幫寬、箱體內設倒角。

3 固結措施優(yōu)化效果分析

3.1 墩梁固結處結構優(yōu)化前計算結果

墩梁固結構造措施優(yōu)化前后，工況2作用下的應力云圖對照如圖4～圖6所示?？梢钥闯?，措施優(yōu)化前后其應力分布規(guī)律基本一致。

表1 各荷載工況下梁端荷載

圖3 墩梁固結措施圖(mm)

圖4 工況2作用下混凝土σx應力圖優(yōu)化前后對照(Pa)

圖5 工況2作用下混凝土σ1應力圖優(yōu)化前后對照(Pa)

圖6 工況2作用下混凝土σ3應力云圖優(yōu)化前后對照(Pa)

結構優(yōu)化前，最大壓應力出現(xiàn)在墩梁固結下腋處，工況1、工況2、工況3作用下分別為-11.7 MPa、-12.4 MPa、-14.3 MPa，滿足規(guī)范要求的16.8 MPa最大主拉應力σ1出現(xiàn)在橫隔板過人洞處，3種工況下其值分別為2.36 MPa、2.24 MPa、2.17 MPa。最大主壓應力σ3位于墩梁固結下腋處，3種工況下其值分別為-13.8 MPa、-14.7 MPa、-17.0 MPa，小于主壓應力限值20.1 MPa，系明顯的應力集中現(xiàn)象。

3.2 墩梁固結處結構優(yōu)化后計算結果

結構優(yōu)化后，主要應力分布規(guī)律沒有變化，但是各項應力幅值均都有所下降。從正應力σx圖中可以看出，在墩梁固結處最大壓應力依然出現(xiàn)在墩梁固結下腋處，數(shù)值有所下降，工況1、工況2、工況3作用下分別下降為-10.9 MPa(下降了6.84%)、-11.5 MPa(下降了7.26%)、-13.2 MPa(下降了7.69%)。

橫隔板過人洞處最大主拉應力σ1大幅下降，3種工況下其值分別下降至1.08 MPa(下降了54.24%)、0.789 MPa(下降了64.78%)、0.854 MPa(下降了60.65%)。最大主拉應力σ1位置有變化，出現(xiàn)在墩頂過人洞處，其值分別為1.68 MPa、1.72 MPa、1.90 MPa。最大主壓應力σ3依然位于墩梁固結下腋處，其值分別下降至-11.9 MPa(下降了13.77%)、-12.6 MPa(下降了14.29%)、-14.5 MPa(下降了14.71%)。

3.3 固結措施優(yōu)化效果分析

結構優(yōu)化前后計算結果對比如表2所示。從表2中可以得出，結構優(yōu)化措施對橫隔板過人洞處主拉應力影響最大，最大可下降64.78%； 對墩梁固結下腋處的主壓應力可下降至14.71%，對墩梁固結下腋處正壓應力影響可達到7.69%。對于具體結構的抗裂設計，一般斜截面抗裂計算要求嚴于正截面抗裂，主拉、主壓應力是設計者控制的主要指標。由于本設計的固結優(yōu)化措施對主拉、主壓應力峰值消減效果較好，對結構的抗裂設計非常有利。因此本文對墩梁固結處的構造優(yōu)化措施是有效合理的。

表2 結構優(yōu)化前后計算結果對比表(MPa)

4 主要結論

(1) 3種工況作用下的結構優(yōu)化前、優(yōu)化后各工況應力分布規(guī)律基本一致。結構優(yōu)化前后，最大正應力及主壓應力均出現(xiàn)在墩梁固結下腋處，沒有變化。而最大拉應力位置有變化，由梁橫隔板過人洞移至墩頂過人洞處。

(2) 結構優(yōu)化前，最大主拉應力σ1出現(xiàn)在橫隔板過人洞處，3種工況下其值分別為2.36 MPa、2.24 MPa、2.17 MPa，超出主拉應力限值2.17 MPa。結構優(yōu)化后則分別降低為1.08 MPa、0.789 MPa、0.854 MPa，小于主拉應力2.17 MPa，滿足了規(guī)范要求。

(3) 結構優(yōu)化措施對橫隔板過人洞處主拉應力影響最大，最大可下降64.78%；對墩梁固結下腋處的主壓應力可下降至14.71%，對墩梁固結下腋處正壓應力影響可達到7.69%。結構優(yōu)化后，主拉、主壓應力峰值消減效果較好，對結構的抗裂設計非常有利。因此，本文對該T構墩梁固結措施的優(yōu)化合理，對類似工程有借鑒意義。

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Study on Optimization Measures for Consolidation of Large Span T-Frame Pier Beam on Passenger Dedicated Line

YANG Yinqing

(The Third Railway Survey and Design InstituteGroup Corporation,Tianjin 300142,China)

Large span T-frame rigid bridge pier beam consolidation region is a key part of the design, the reasonable pier beam structure measures are necessary to ensure the rationality of the structure stress. But at the local pier beam consolidation, stress state and structural measures need to be further studied. In this paper, elaborate simulation of the pier beam consolidation by using finite element program is based on 70 m T-frame Longxi bridge on Changsha-Kunming passenger dedicated line. Based on the analysis results of the local stress, three optimization measures including pier beam consolidation axils set with chamfer, pier top design widen and chamfer set within box are proposed for the pier beam consolidation. And the stress before and after optimization are analyzed. After structure optimization, the main tension, the main pressure stress peak reduction effect is good, the main tensile stress can be reduced by 64.78%, and the main pressure stress can be reduced by 14.71%. The research shows that the local stress analysis method is feasible and effective, and it can be used as a reference for similar projects.

T-frame; pier beam consolidation; local stress; optimization measures

2016-03-31

楊銀慶(1982-)，男，工程師。

1674—8247(2016)03—0087—04

U441+.5

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