城市軌道交通高架橋四線簡(jiǎn)支梁設(shè)計(jì)分析

常亞輝

(中鐵工程設(shè)計(jì)咨詢集團(tuán)有限公司鄭州設(shè)計(jì)院，河南鄭州 450001)

鐵路四線橋梁部常采用單箱多室截面預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支梁，支點(diǎn)橫橋向腹板位置均設(shè)有支座，支點(diǎn)間距較小，橫隔梁一般按鋼筋混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)。城市軌道交通高架橋一般位于城區(qū)，受橋下管線、道路、以及出入線等因素影響，在腹板位置設(shè)置足夠多的支座較困難，導(dǎo)致支座間距或懸臂長(zhǎng)度較大。通常的補(bǔ)救措施為對(duì)橫隔梁施加預(yù)應(yīng)力[6]。石魯寧認(rèn)為：對(duì)于橫向多支座變寬梁，將梁端支反力均布于各支座上獲取支座反力是不恰當(dāng)?shù)腫11]；朱勇駿等認(rèn)為約束條件和內(nèi)力分配對(duì)橫梁的受力影響較大[8]；張玥等發(fā)現(xiàn)梁格模型與實(shí)體模型在各支座處的豎向反力結(jié)果均較為接近[12]；寧立等基于實(shí)體模型分析，認(rèn)為中腹板的剪力和彎矩大于邊腹板[9]；余明輝等認(rèn)為單梁模型只能計(jì)算箱梁質(zhì)心處的位移，而梁格模型可以計(jì)算遠(yuǎn)離質(zhì)心處的位移[10]；趙海威指出：梁格模型能夠在支反力、撓度方面反映復(fù)雜橋梁結(jié)構(gòu)的空間受力特性[14]；以往的設(shè)計(jì)多采用某些假定，以實(shí)現(xiàn)橫隔梁受力的簡(jiǎn)化計(jì)算，然而，其結(jié)果與實(shí)際受力偏差較大[15]。目前，對(duì)四線簡(jiǎn)支預(yù)應(yīng)力橫隔梁的結(jié)構(gòu)反力、位移、內(nèi)力及應(yīng)力影響的研究較少，以下采用梁格模型，對(duì)縱梁、橫梁及橋面板的受力情況進(jìn)行定量分析，得出的結(jié)論可為同類工程設(shè)計(jì)提供有益的參考。

圖1 廈門市軌道交通4號(hào)線工程四線橋平面布置(單位：m)

1 工程概況

廈門市軌道交通4號(hào)線工程(后溪至翔安機(jī)場(chǎng)段)長(zhǎng)約44.78 km(地下段長(zhǎng)22.48 km，高架段長(zhǎng)20.95 km，過(guò)渡段長(zhǎng)1.35 km)，設(shè)站10座(地下站6座、高架站4座)，設(shè)后溪車輛段1處，設(shè)主變電所2處(新建主變電所1處，利用既有主變電所1處)。軟三東站-后溪站四線橋區(qū)段線位布置為4號(hào)線右線、出入線(含左線、右線)、4號(hào)線左線，采用整體橋面變寬簡(jiǎn)支梁，梁頂板寬25.42～21.01 m，下部結(jié)構(gòu)為矩形墩、鉆孔灌注樁基礎(chǔ)[4]。本區(qū)段含四線簡(jiǎn)支梁4孔，小里程側(cè)為RHZ43、HC00#、RHY43號(hào)墩，大里程側(cè)為雙柱墩RH44(如圖1所示)。

2 主要技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)及設(shè)計(jì)參數(shù)

(1)車輛荷載：6輛編組B型城軌列車(見(jiàn)圖2)；

(2)設(shè)計(jì)行車速度：120 km/h；

(3)材料自重：預(yù)應(yīng)力混凝土取26.25 kN/m；

(4)二期恒載：177.34～178.44 kN/m；

(5)地震動(dòng)峰值加速度：0.15g；

(6)升降溫：整體升溫18.5 ℃，整體降溫7.6 ℃；

(7)日照溫差：指數(shù)a=5，T0=+20 ℃；

(8)降溫溫差：指數(shù)a=14，T0=-10 ℃。

圖2 列車重載荷載圖式(單位：cm)

3 橋梁結(jié)構(gòu)

3.1 梁部結(jié)構(gòu)

上部結(jié)構(gòu)為單箱六室斜腹板截面(見(jiàn)圖3)，梁高2.0 m，橋梁外側(cè)懸臂長(zhǎng)1.10 m，懸臂根部長(zhǎng)0.35 m；頂板厚0.25～0.5 m；腹板傾斜角度為1∶3，厚度為0.35～0.6 m，底板厚度為0.27～0.5 m；在梁端設(shè)置橫隔板，厚1.5 m。支座距離梁端550 mm。端底板設(shè)置長(zhǎng)圓形進(jìn)人孔，尺寸為1 000 mm×600 mm。

圖3 箱梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面(單位：cm)

箱梁縱向預(yù)應(yīng)力腹板鋼束型號(hào)為17φs15.2，底板鋼束型號(hào)為12φs15.2，均采用一端張拉，腹板束錨固于梁端，底板鋼束交叉錨固于箱梁底板的齒塊上，如圖4所示。橫隔梁預(yù)應(yīng)力鋼束型號(hào)為17φs15.2、19φs15.2，如圖5所示。

箱梁底板縱向鋼筋為直徑20 mm的HRB400型，其余部分為直徑12 mm的HRB400型，基本間距為15 cm；頂板頂層、底板底層橫向鋼筋為直徑20 mm的HRB400型，頂板底層、底板頂層橫向鋼筋分別為直徑20 mm和16 mm的HRB400型，跨中間距為15 cm，支點(diǎn)附近間距為10 cm；腹板箍筋為12 mm@15 cm。

圖4 箱梁縱向預(yù)應(yīng)力布置(單位：cm)

圖5 箱梁橫向預(yù)應(yīng)力布置(單位：cm)

3.2 橋墩及基礎(chǔ)設(shè)計(jì)

小里程側(cè)墩身為矩形，四周倒圓角，尺寸為2.8 m×2.4 m，墩間距為(10.322+9.903) m，基礎(chǔ)為4φ1.5 m鉆孔灌注樁，樁間距為4.5 m，承臺(tái)為矩形，平面尺寸為7.0 m×7.0 m，厚2.5 m。大里程側(cè)墩身為雙柱矩形，四周倒圓角，截面尺寸為2.6 m×2.6 m，墩間距為8 m；基礎(chǔ)為8φ1.5 m鉆孔灌注樁，樁間距為4.5 m；承臺(tái)為矩形，平面尺寸為15.1 m×7.0 m，厚2.5 m。

小里程側(cè)支座型號(hào)為4000DX、8000GD、4000DX，大里程側(cè)支座型號(hào)為8000DX、8000SX。

4 計(jì)算分析模型

箱梁混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，縱梁、橫隔梁按不允許出現(xiàn)拉應(yīng)力設(shè)計(jì)，橋面板按鋼筋混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)。預(yù)應(yīng)力鋼筋與管道壁的摩擦系數(shù)μ=0.16，預(yù)應(yīng)力鋼筋錨下的張拉控制應(yīng)力值為0.65fpk=1 209 MPa，管道每米局部偏差對(duì)摩擦的影響系數(shù)k=0.001 5；采用鋼制錐形錨具時(shí)，錨具變形、鋼筋回縮和接縫壓縮值為每端6 mm。

采用MIDAS Civil 2019軟件，分別建立單梁和梁格有限元模型。單梁有限元模型如圖6所示(節(jié)點(diǎn)數(shù)37，單元數(shù)26)；梁格有限元模型如圖7所示(點(diǎn)數(shù)337，單元數(shù)463)，7片縱梁編號(hào)從左至右分別為1號(hào)～7號(hào)。

圖6 箱梁有限元模型(單梁)

圖7 箱梁有限元模型(梁格)

利用“梁格法建模助手”，自動(dòng)生成梁格模型，通過(guò)“形心軸一致”功能，確保劃分后的縱梁截面形心與

原截面形心位置保持一致。虛擬橫向聯(lián)系梁為“工”字形截面，間距為1.5 m。對(duì)頂板進(jìn)行橫向配筋驗(yàn)算時(shí)，在“工”字形虛擬橫向聯(lián)系梁中輸入頂板頂層、底板底層橫向鋼筋數(shù)據(jù)。根據(jù)支座的橫向布置情況分割橫隔梁，生成彈性連接單元，并模擬相應(yīng)的邊界條件。梁格模型突破了單梁的局限性，能夠?qū)M橋向反力的分布、扭轉(zhuǎn)性能以及斜橋的性能進(jìn)行更加有效的分析。

5 計(jì)算結(jié)果匯總分析

在結(jié)構(gòu)恒載、預(yù)應(yīng)力次內(nèi)力以及列車豎向活載作用下，箱梁各支座的反力如表1。小里程側(cè)設(shè)三支座，各支座反力差異較大，恒載、橫隔梁預(yù)應(yīng)力的次內(nèi)力影響較列車豎向活荷載大(橫隔梁預(yù)應(yīng)力的次內(nèi)力導(dǎo)致大里程側(cè)邊支點(diǎn)出現(xiàn)負(fù)反力)；大里程側(cè)設(shè)雙支座，各支座反力差異較小。

表1 梁格模型支座反力統(tǒng)計(jì) kN

注：表中僅列出反力值較大工況。

梁體變形應(yīng)符合下列規(guī)定：列車靜活載作用下，當(dāng)30 m<跨度≤60 m時(shí)，梁體豎向撓度不應(yīng)超過(guò)L/1 500；梁端轉(zhuǎn)角不大于3‰；當(dāng)單端豎向轉(zhuǎn)角大于2‰時(shí)，應(yīng)檢算梁端處扣件的上撥力。列車靜活載按照最不利情況確定：兩條線路在最不利位置承受列車活載，其余線路不承受列車活載；所有線路在最不利位置承受75%的活載[1，3]。表2列出了凈活載作用下的梁體變形值(中支點(diǎn)撓度為大里程樁號(hào)側(cè)橫隔梁發(fā)生豎向變形所導(dǎo)致)。梁格模型中縱梁撓度與單梁撓度較接近，邊縱梁撓度較單梁撓度略大；大里程樁號(hào)側(cè)橫隔梁懸臂較長(zhǎng)，最大撓度值1.3 mm>550×2‰=1.1 mm，應(yīng)檢算軌道扣件上拔力；3號(hào)、5號(hào)縱梁距離支點(diǎn)較近，二者轉(zhuǎn)角與單梁轉(zhuǎn)角較吻合。由于大里程樁號(hào)側(cè)橫隔梁發(fā)生豎向變形，引起其他縱梁發(fā)生豎向變形，導(dǎo)致轉(zhuǎn)角較小。

表2 梁體變形統(tǒng)計(jì)

表3列出了恒載、活載、主力作用下梁體最大彎矩值。邊縱梁在各工況作用下梁體最大彎矩較中縱梁小[2]。

根據(jù)《鐵路橋涵混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[2]，在設(shè)計(jì)荷載作用下，驗(yàn)算正截面混凝土受拉區(qū)應(yīng)力(扣除全部應(yīng)力損失后)，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。由表4可知，梁格模型中縱梁與單梁受拉區(qū)應(yīng)力較吻合，梁格模型邊縱梁受拉區(qū)應(yīng)力較小。梁格模型3片中縱梁與單梁下緣壓應(yīng)力較吻合，梁格模型邊縱梁、次邊縱梁下緣壓應(yīng)力較大；梁格模型邊縱梁與單梁上緣壓應(yīng)力較吻合，梁格模型5片中縱梁上緣壓應(yīng)力較小。

表3 梁體最大彎矩統(tǒng)計(jì) kN·m

表4 梁體正截面應(yīng)力統(tǒng)計(jì) MPa

橫隔梁上緣、下緣最小壓應(yīng)力分別為1.00 MPa，0.97 MPa。

頂板橫向檢算結(jié)果：最大裂縫寬度為0.12 mm，最大鋼筋拉應(yīng)力為170 MPa，最大混凝土壓應(yīng)力為2.5 MPa，上翼緣剪應(yīng)力為0.12 MPa，下翼緣剪應(yīng)力為0.11 MPa。

由以上計(jì)算分析可知，梁部各項(xiàng)指標(biāo)均滿足《鐵路橋涵混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》的相關(guān)規(guī)定。

6 結(jié)論

(1)預(yù)應(yīng)力橫隔梁采用三支座時(shí)，平均分配支反力不合理，預(yù)應(yīng)力的次內(nèi)力對(duì)支反力影響較大，導(dǎo)致中支點(diǎn)、邊支點(diǎn)反力差異較大，中支點(diǎn)反力約為邊支點(diǎn)反力的2.3～2.8倍。

(2)預(yù)應(yīng)力橫隔梁懸臂較長(zhǎng)時(shí)，橫隔梁豎向撓度較大，導(dǎo)致梁縫兩側(cè)梁端高差較大，達(dá)到1.3 mm，即使梁端轉(zhuǎn)角滿足規(guī)范要求，也應(yīng)檢算軌道扣件的上拔力。

(3)在恒載、活載、主力工況作用下，梁格模型邊梁梁體最大彎矩較中縱梁小，比值約為1∶1.4。

(4)梁格模型中縱梁與單梁受拉區(qū)應(yīng)力較吻合，邊縱梁受拉區(qū)應(yīng)力較小。