高速鐵路分片式槽形梁設計研究

何 濤

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司，陜西 西安 710043;2.軌道交通工程信息化國家重點實驗室(中鐵一院)，陜西 西安 710043)

槽形梁與箱梁、T梁、板梁相比，具有建筑高度低、降噪效果好、斷面空間利用率高、系統(tǒng)集成度高、防止列車脫軌傾覆、外形美觀等優(yōu)點，近年來在城市軌道交通高架橋、公路及普速鐵路上得到越來越多的應用。

國外最早使用槽形梁的是英國于1952年建成的羅什爾漢鐵路橋，槽形梁跨度為48.6 m。其后，日本、德國、澳大利亞、荷蘭等相繼在鐵路、公路中使用槽形梁。我國學者對槽形梁的設計理論做了大量的研究，并且已經(jīng)應用于工程實踐。胡匡璋等[1]對槽形梁的空間受力行為進行了研究，聶建國[2]針對槽形梁各部分的受力行為和相互關系導出槽形梁各部分變形和應力的解析解。在鐵路上已有不少應用，例如我國在1981—1982年分別建成懷柔雙線槽形梁(跨度20 m)和通縣西單線槽形梁橋(跨度24 m)。2009年在西康二線采用32 m槽形梁，石濟客運專線采用(40+56+40)m預應力混凝土雙線連續(xù)槽形梁，濟青鐵路采用(40+70+70+40)m槽形連續(xù)梁。在城市軌道交通領域，槽形梁的應用已很普遍。2004年上海軌道交通6號線采用了25 m槽形梁[3]，2018年青島藍色硅谷城際軌道交通采用跨度25，30 m單線并置簡支槽形梁[4]。相較于箱形截面梁，槽形梁的結構形式?jīng)Q定了其抗扭剛度和豎向抗彎剛度相對較弱，而高速鐵路對橋梁剛度及動力性能要求較高，因此預制簡支槽形梁在高速鐵路中的應用較少?，F(xiàn)有的研究對槽形梁在荷載作用下的力學特性研究較多，但對槽形梁實橋的靜載彎曲試驗方法及運、架梁方面的研究較少。

蘭新高速鐵路百里風區(qū)是核心風區(qū)，也是嚴重缺水地區(qū)。蘭新高速鐵路在設計時提出了將具有擋風功能的梁體與擋風結構組合使用的理念，首次將槽形梁應用于高速鐵路橋梁工程。百里風區(qū)共設置特大、大、中橋合計18座，采用16 m簡支預應力混凝土槽形梁，共279孔。利用槽形梁腹板參與擋風，降低了擋風結構的高度，提高了風區(qū)列車運行的安全性。本文以高速鐵路槽形梁為對象，研究結構的橫向及立面布置，平面及空間受力特性，通過風車橋耦合動力仿真分析槽形梁在高速列車運行下的安全性及舒適性，提出適用于槽形梁的靜載彎曲試驗方法。

1 結構橫向布置研究

1.1 主梁結構形式

槽形梁的結構形式按主梁分為I形、Г形和箱形，Г形根據(jù)腹板的布置可分為直墻式和斜墻式。Г形主梁上翼緣為附屬設施提供了較大布置空間。斜墻式Г形槽形梁梁底寬度減小，減小了工程量。箱形槽形梁抗扭剛度大，適用于大跨橋梁，箱內(nèi)可設置附屬設施和維修養(yǎng)護通道，但結構自重大，預制架設較困難。近年來軌道交通中，為提高城區(qū)橋梁的景觀效果，采用了弧形腹板方案的“U梁”形式。

1.2 橫截面布置形式

槽形梁外立面各不相同，但基本采用單線小槽形梁并置和雙線大槽形梁2種形式。為減輕梁重，雙線槽形梁底板一般采用板+縱橫梁體系[3]。非風區(qū)環(huán)境橫向布置中人行道、電纜設施及接觸網(wǎng)柱均設在主梁上[5]。風區(qū)環(huán)境下橫向布置考慮大風下的人員維修安全，將人行道及電纜設施放置在槽內(nèi)。為減少槽內(nèi)凈寬，將接觸網(wǎng)柱與擋風結構立柱合建后，設在主梁上。

當軌道車輛單線行駛時，雙線槽形梁偏載產(chǎn)生的扭矩不利于其受力；雙線槽形截面較寬，自重較大，國內(nèi)高速鐵路尚無與之匹配的架橋機及運梁車。

單線并置槽形型橫向布置，維持標準線間距5 m的條件下，線路內(nèi)側(cè)腹板受建筑限界限制，需要作切角處理。采用單線線路，線路中心線與單幅橋梁結構中心線偏差較小, 減少了偏載引起的扭矩, 發(fā)揮了優(yōu)勢。道床板的寬跨比較小，剪力滯后效應小，道床板可全截面參與主梁受力，提高了截面的利用率。運架設備，可在已有單線箱梁設備基礎上改造，施工成本低。

綜合考慮結構形式、橋面布置、最小橋面寬度、施工方法難易程度等因素，本文橋梁橫斷面形式確定為單線并置形式。

2 槽形梁結構設計

2.1 構造及鋼束

本項目采用分片式預應力混凝土槽形梁，線間距5.0 m，兩主梁并制[6]。槽形梁為開口薄壁結構，每片槽形梁由二道腹板和道床板組成，在連結部設置倒角。腹板高2 m，內(nèi)外腹板厚度均為0.5 m；道床板厚0.45 m，距梁端1.0 m加厚0.8 m形成端橫梁，漸變段長0.6 m。支座設在二片主梁下，支座中心距梁端縱向0.3 m，橫向0.35 m。

槽形梁采用全預應力設計，底板束采用7根7φs15.2 mm、腹板束采用8根9φs15.2 mm低松弛鋼絞線，錨具分別采用M15-7和M15-9，金屬波紋管內(nèi)徑分別為70，80 mm。底板及腹板預應力筋中心線到底板底的距離分別為120，150 mm。

為滿足強風區(qū)設置橋梁擋風屏的構造及受力需要，箱梁較通圖進行了局部加強，強風區(qū)16 m組合T梁采用了6片梁的結構形式。各類風區(qū)梁型的工程數(shù)量對比情況見表1?？芍c組合T梁相比，槽形梁每米綜合指標高于一般風區(qū)4片T梁，低于強風區(qū)6片組合T梁。與整孔箱梁相比，考慮橋面橫向布置遮板、電纜槽豎墻A、擋風屏高度的優(yōu)化后，每米綜合指標與箱梁接近；同時每片梁梁重較箱梁大幅減輕，運、架梁靈活方便，能較好適應百里風區(qū)橋梁工點分散，且規(guī)模較小的特點。

表1 各類風區(qū)簡支梁工程數(shù)量指標對比

2.2 計算模型

采用《橋梁結構分析系統(tǒng)》(BSAS)程序?qū)χ髁哼M行施工階段和運營階段的縱向平面靜力分析計算，分析結構的整體受力、預應力效應及混凝土收縮徐變。采用通用有限元軟件MIDAS進行槽形梁空間實體模型計算，研究截面應力分布規(guī)律，并根據(jù)實體模型的計算結果對平面桿系模型及結構的總體應力儲備進行調(diào)整。

在實體模型中，主梁和道床板均采用高精度8節(jié)點塊單元，整個槽形梁結構共劃分實體單元 4 294 個，節(jié)點 5 811 個。

2.3 主要剛度指標

在ZK靜活載作用下，梁端的豎向轉(zhuǎn)角為0.546‰ rad，道床板跨中豎向位移為3.6 mm，撓跨比1/4 444，活載作用下梁體扭轉(zhuǎn)引起的軌面不平順相對值為1.2 mm，梁體自振頻率9.40 Hz，均滿足規(guī)范要求。

2.4 縱向受力分析

2.4.1 支座反力

內(nèi)側(cè)支點最大反力 1 562 kN，外側(cè)支點最大反力 1 245 kN，主要計算結果見表2。

表2 內(nèi)外側(cè)支座反力 kN

2.4.2 桿系模型縱向計算結果

跨中截面運營階段最大彎矩 10 688 kN·m,最小彎矩 6 822 kN·m，運營階段全截面受壓，運營階段混凝土應力見表3?？芍炷翍M足規(guī)范要求。

表3 運營階段跨中截面混凝土應力 MPa

模型計算中上緣抗裂安全系數(shù)最小值2.39，下緣抗裂安全系數(shù)最小值2.03。最大主應力8.0 MPa，最小主應力0.37 MPa，運營階段正截面強度系數(shù)3.3。

2.4.3 空間實體單元計算結果

1)縱向應力不對稱性

槽形梁結構為非對稱結構。截面形心向外腹板側(cè)偏移0.06 m。ZK靜活載作用線向內(nèi)腹板側(cè)偏移0.715 m，同時內(nèi)側(cè)腹板寬度在上緣變小，導致內(nèi)側(cè)腹板應力較外側(cè)大。恒載及ZK活載會在截面內(nèi)產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)作用。內(nèi)外側(cè)腹板在自重、二期恒載、活載工況下的應力均呈不均勻分布。在主力作用下，槽形梁跨中截面全截面受壓，見圖1，滿足規(guī)范要求。由圖1可知，外側(cè)腹板下緣最小壓力2.0 MPa，內(nèi)側(cè)腹板下緣最小壓力1.1 MPa;外側(cè)腹板上緣最小壓力5.0 MPa，內(nèi)側(cè)腹板上緣最小壓力8.0 MPa。受截面切角影響，內(nèi)側(cè)腹板受力更控制設計。

圖1 恒載+活載跨中縱向應力云圖(單位：MPa)

2)實體模型控制截面應力

實體模型中采用桁架單元模擬鋼束預拉力，按跨中截面的有效預應力施加。由于截面的不對稱及線路偏心的影響，平面桿系模型計算得截面下緣最小壓應力為1.3 MPa，最大壓應力為6.8 MPa；而實體單元內(nèi)、外側(cè)腹板下緣在主+附作用下最小壓應力分別為0.6，1.7 MPa；最大壓應力發(fā)生在內(nèi)側(cè)腹板上緣，主+附作用下分別為9.2，6.5 MPa，其中內(nèi)外側(cè)腹板頂壓應力相差達2.7～5.0 MPa。實體單元應力安全儲備值要小于平面桿系模型計算結果，但均滿足規(guī)范要求。

3)主梁抗裂性驗算

由于實體模型中無法直接得到結構的抗裂安全系數(shù)，故根據(jù)TB 10092—2017《鐵路橋涵混凝土結構設計規(guī)范》推導得出桿系模型抗裂安全系數(shù)為2.2，經(jīng)計算實體模型抗裂安全系數(shù)為2.03(主+附)，均滿足規(guī)范要求。

2.5 橫向受力分析

1)橫向配筋驗算

槽形梁橫向按照鋼筋混凝土結構設計, 允許出現(xiàn)裂縫但限制其寬度。橫向支座間距5.68 m，橫向活載動力系數(shù)1.47，通過三維實體模型分析得出底板中最大橫向名義拉應力，反算彎矩進行鋼筋混凝土配筋設計。槽形梁橫向內(nèi)力計算結果見表4。

表4 槽型梁橫向內(nèi)力計算結果

2)腹板吊拉力分析

槽形梁為下承式結構，荷載作用在道床板上，其中大部分通過主梁傳到支座，腹板成為偏拉構件。分析結果表明，在跨中附近腹板內(nèi)側(cè)產(chǎn)生0.67 MPa的拉應力，外側(cè)產(chǎn)生0.38 MPa的壓應力，在支點附近腹板內(nèi)側(cè)產(chǎn)生0.98 MPa的壓應力，腹板外側(cè)產(chǎn)生最大拉應力為0.89 MPa，均滿足規(guī)范要求[6]。

3)支座沉降空間分析

槽形梁在架設和運營階段，會出現(xiàn)4個支座不在同一平面內(nèi)的“3條腿”現(xiàn)象，在梁和板內(nèi)引起附加的彎應力和剪應力。假定槽形梁中一支座下沉5 mm時，其余3個支座無沉降。沉降的支座附近的橫截面產(chǎn)生1.10 MPa縱向拉應力。主力工況下支點截面附近壓應力2.48 MPa，縱向截面仍為全截面受壓。

2.6 槽形梁截面彎、剪、扭承載力計算

槽形梁屬于空間板梁組合結構，又具有開口薄壁構件受扭性能差的缺點, 是下承式空間開口薄壁結構，列車荷載除引起主梁的彎曲外，還會引起主梁的扭轉(zhuǎn)。存在彎剪扭組合效應。梁端截面承受的剪力為 2 806 kN，扭矩為 900 kN·m，實體分析中腹板混凝土最大剪應力為2.7 MPa ,小于等于0.17fc=5.7 MPa(fc為混凝土軸心抗壓強度)，檢算結果滿足規(guī)范要求。

3 槽形梁風車橋耦合動力仿真分析及實車測試

采用MIDAS軟件對該橋建立了十跨三維有限元模型，下部結構采用三柱式橋墩，墩高15 m。考慮橋墩結構且基底固結時，全橋一階縱向、橫向以及垂向?qū)念l率分別為1.793,3.339,6.473 Hz。梁體自振頻率9.40 Hz。車輛的最大橫、豎向加速度響應分別為0.83 ，0.57 m/s2。梁端最大豎向轉(zhuǎn)角為0.55‰ rad。

橋上列車按德國ICE-3 型動力分散式高速列車建立模型，車輛編組為(3 動+1 拖)×4。車輛在橋上的設計速度為250 km/h。采用德國低干擾譜生成的軌道不平順隨機樣本作為系統(tǒng)激勵。針對大風區(qū)無擋風結構及設置不同形式擋風結構的分片式槽形梁,開展了風-車-橋-擋風結構耦合振動分析,提出了不同風速下高速鐵路列車安全運行的限速及停輪限值[7]，計算結果見圖2。

圖2 保證車輛安全運營的風速-車速閾值曲線

由圖2可知：未設置風屏障時，隨橋面瞬時風速的增大，橋上車輛的車速閾值急劇減小，當瞬時風速超過15 m/s時，需進行限速運行。設置風屏障后，橋上車輛的運行安全性指標得到了明顯改善，即使風速達到30 m/s，列車仍可以250 km/h的速度在橋上安全運行。

實車測試中，行車速度250 km/h時，線路中心下方，實測撓度動力系數(shù)為1.4[8]。梁體跨中豎向振幅最大值換算至ZK活載后為2.6 mm；實測梁體跨中橫向振幅最大值為0.03 mm；實測橋梁墩頂橫向振幅最大值為0.01 mm;實測橋梁豎向振動加速度最大值為0.71 m/s2，均滿足鐵運函[2004]120號《鐵路橋梁檢定規(guī)范》要求。

4 槽形梁運、架梁方案研究

4.1 運梁方案及設備研究

槽形梁結構特殊，線路所經(jīng)之處均為戈壁丘陵地形，地形起伏較大，若采用便道運梁須解決運梁車大角度爬坡運行能力。采用路基梁上運梁方案，則須解決跨槽形梁內(nèi)腹板運梁和運梁設備雙向行駛的問題[5]。根據(jù)槽形梁結構特性，主要對2種運梁車設計方案進行比選，一種為單線運梁車，即運梁車通過單片槽形梁進行運輸;一種為雙線運梁車，即運梁車跨腹板通過兩片槽形梁進行運梁，詳見圖3。槽形梁單片質(zhì)量約209 t，運梁車質(zhì)量約85 t，合計質(zhì)量294 t。

圖3 雙線運梁橫截面

采用雙線運梁方式時在內(nèi)側(cè)腹板底面產(chǎn)生的最大拉應力2.67 MPa，在梁體跨中靠內(nèi)側(cè)產(chǎn)生豎向位移2.6 mm。單線運梁方式對應位置產(chǎn)生拉應力4.31 MPa，豎向位移4.5 mm。采用單、雙線運梁方式對梁體產(chǎn)生的橫向拉應力分別為2.32，2.33 MPa，但單線運梁方式產(chǎn)生的影響范圍較大。

各運梁方式下，道床板橫向拉應力均滿足規(guī)范要求，但雙線運梁的安全度更高。本文最終采用雙線運梁方案。

4.2 架設方案比選

國內(nèi)高速鐵路尚無與槽形梁相匹配的架橋機。導梁式、步履式和運架一體式架橋機主要是針對整孔箱梁架設設計的專用架橋機，其整機自重大、施工載荷高，抗風能力相對較差，為滿足在風區(qū)進行架梁作業(yè)的需求，需進行相應改造。本文提出門式起重機架設槽形梁的方案，該設備抗風能力強，對己架梁無施工荷載，不受地形限制。

槽形梁采用250 t輪胎式運梁車進行運梁，采用225 t 門式起重機進行槽形梁架設，平均架梁1孔/d、最高架梁2孔/d的快速施工[9]。

5 靜載彎曲試驗及承載能力試驗

現(xiàn)有TB/T 2092—2003《預應力混凝土鐵路橋簡支梁靜載彎曲試驗方法及評定標準》，只有適用T形、箱形簡支梁，而沒有槽形梁專門的靜載試驗方法。蘭新高速鐵路建設中，專門編制TJ/G W001—2012《蘭新鐵路第二雙線預應力混凝土簡支槽形梁技術條件》并提出槽形梁的靜載試驗方法。

5.1 槽形梁靜載試驗方案

1)縱向彎曲靜載試驗

采用在腹板上施加3點等效集中力來模擬槽形梁縱向受力特征，加載點縱向間距4 m。千斤頂分別放置在腹板中心線上，靜載試驗的靜活載級之跨中彎矩為 5 580.68 kN· m。彎曲靜載試驗分2個加載循環(huán)進行，第1循環(huán)荷載加載至設計彎矩，共分為4級，每個加載點最大荷載為 395.6 kN;第2循環(huán)荷載加載至1.2倍設計彎矩，共分為8級，每個加載點最大荷載為522.3 kN。

本試驗3點加載方式靜活載作用下，跨中撓度實測值包含了縱向彎曲變形和部分扭轉(zhuǎn)變形。截面形心位置處的靜活載純彎曲豎向變形分別為2.18，2.14 mm，設計計算值為2.28 mm，兩者非常接近。

2)橫向試驗

槽形梁橫向采用兩點加載方式，采用預制混凝土板模擬二期恒載(縱向線荷載集度q=55 kN/m)，活載采用2個集中力設置在跨中底板上，作用點位于線路中心線兩側(cè)軌道位置，當靜載彎曲抗裂安全系數(shù)Kf=1.0級時，跨中加載P1=175 kN。支點加載P1=207 kN。

5.2 簡支槽形梁的靜載試驗結果分析

槽形梁靜載試驗采用腹板上施加3點等效集中力的方式，可以得到梁體跨中截面的彎矩。通過該試驗方法模擬槽形梁縱向受力特征是可行的。實測純彎曲撓跨比分別為 1/7 294 和 1/7 430，均小于設計抗彎撓跨比 1/6 974。

加載至1.2倍設計彎矩時，梁體跨中截面仍為全截面受壓狀態(tài)，梁體跨中下緣未出現(xiàn)受力裂縫,梁體的抗裂性滿足設計要求。

在橫向試驗驗證荷載作用下，梁體跨中截面和支點截面底板下緣混凝土均沒有出現(xiàn)開裂，槽形梁底板橫向受力是安全的。

6 結論

1)槽形梁縱向按照全預應力構件設計、橫向按照鋼筋混凝土結構設計的理念可行。

2)結構縱向支點、跨中、1/4跨截面下緣的正應力三維實體模型要比平面分析小，剪力滯效應明顯。道床板橫向存在拉應力，最大值在支點處下緣，應采取增加端橫梁及橫向鋼筋。

3)U型梁存在彎、剪、扭耦合效應，通過合理的鋼筋布置能夠有效滿足U型梁的抗扭承載能力。

4)風車橋耦合動力仿真分析結果表明，橋梁的振動性能良好，具有足夠的豎向和橫向剛度，能夠滿足高速鐵路橋梁250 km/h運行時的安全性和舒適性要求。

槽形梁建筑高度低，結構簡潔，外觀輕巧，美學效果明顯，不但適用于特殊風環(huán)境地區(qū)，也適宜在城市附近對景觀要求高時采用。本文的設計及科研成果已經(jīng)成功應用于蘭新高速鐵路。5年來運營狀況良好，為今后進一步推廣該型結構在高速鐵路上的應用奠定了基礎。