高速鐵路預(yù)應(yīng)力混凝土單線簡支箱梁懸臂非對稱計算分析

張向旭

（中國鐵路設(shè)計集團(tuán)有限公司，天津 300308）

我國現(xiàn)階段高速鐵路設(shè)計速度為350km/h，大量采用了簡支箱梁結(jié)構(gòu)。目前，高速鐵路簡支箱梁設(shè)計研究是在總結(jié)秦沈客運(yùn)專線成功的經(jīng)驗基礎(chǔ)上，進(jìn)一步分析和吸收國外高速鐵路經(jīng)驗，并在京滬高速鐵路整孔箱梁大規(guī)模推廣使用后，逐漸成熟起來的[1]。由于設(shè)計需要，單線箱梁常需要采用不對稱截面，即在標(biāo)準(zhǔn)截面形式的基礎(chǔ)上，對單側(cè)懸臂板采取加長或截短處理，導(dǎo)致箱梁結(jié)構(gòu)出現(xiàn)非對稱現(xiàn)象。箱梁結(jié)構(gòu)的非對稱設(shè)置形式會導(dǎo)致箱梁力學(xué)性能出現(xiàn)非對稱，進(jìn)而影響結(jié)構(gòu)的整體安全性能[2-4]。目前，對于非對稱箱梁結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的研究尚比較缺乏[5]。

基于此，文章以高速鐵路有砟軌道32m單線單側(cè)截懸臂簡支箱梁為分析對象，采用有限元計算分析的方法，對單線箱梁進(jìn)行了力學(xué)性能分析，并進(jìn)行了優(yōu)化非對稱結(jié)構(gòu)受力特性的方案研究，旨在為其他工程設(shè)計提供一定的參考。

1 工程概況

文章以某客運(yùn)專線為工程背景，選擇有砟軌道預(yù)應(yīng)力混凝土單線32m單側(cè)截懸臂簡支箱梁為研究對象，利用MIDAS建立縱向梁單元模型進(jìn)行分析。本梁設(shè)計活載為ZK活載，最高運(yùn)行速度為350km/h，軌道標(biāo)準(zhǔn)為有砟軌道，線路為直線四線并行，線間距為5.3m+5m+5.3m，兩側(cè)采用單線簡支梁，中間采用雙線簡支梁，單線簡支梁為單側(cè)截斷懸臂，橫向布置形式如圖1所示。

單線簡支梁為單箱單室等高度斜腹板箱梁，梁高為2.8m，箱梁頂寬為6.55m，箱梁底寬為3.4m；腹板斜度取5∶1，頂板厚為0.25m（不含橫坡），支點(diǎn)處加厚至0.5m；底板厚為0.28m，支點(diǎn)處加厚為0.55m；長懸臂側(cè)懸臂長度為1.61m，短懸臂側(cè)懸臂長度為0.56m。

圖1 橫斷面布置示意圖

2 計算分析

2.1 模型建立

利用MIDAS建立空間梁單元有限元模型，梁部沿縱向劃分為30個單元，計算時模擬預(yù)制架設(shè)的施工方法，預(yù)應(yīng)力按照預(yù)張拉、初張拉、終張拉順序進(jìn)行模擬，張拉完成后，停梁60d，然后加載二期荷載，最后再進(jìn)行運(yùn)營階段活載的加載。計算模型如圖2所示。

圖2 計算模型

2.2 非對稱分析

由于兩側(cè)懸臂長度不相等，長懸臂側(cè)比短懸臂側(cè)長1.05m，以縱橋向為X方向，橫橋向為Y方向，以線路中心線為Y軸0點(diǎn)，梁端截面和跨中截面處橫向形心位置如表1所示。

表1 單線箱梁截面主要幾何特性

2.3 計算工況

梁底在支座實際位置模擬了四個支座的邊界條件，支座與梁單元采用剛臂進(jìn)行彈性連接，分別根據(jù)不同的約束情況進(jìn)行了對比計算分析。

（1）工況一。按成橋階段的支座布置形式進(jìn)行了約束，分別采用了固定支座、橫向活動支座、縱向活動支座、多向活動支座。支座布置形式如圖3所示，支座約束條件如表2所示。

圖3 工況一支座布置

表2 工況三主要計算結(jié)果

主力作用下支座反力如圖4所示。由圖4可知最大支座反力為3574.6kN，且長懸臂側(cè)支座反力較大。

圖4 主力作用下工況一支座反力

預(yù)應(yīng)力張拉階段中，鋼束二次作用下支座的反力如圖5～圖7所示。

圖5 鋼束二次產(chǎn)生的支座縱向反力（張拉階段）

圖6 鋼束二次產(chǎn)生的支座橫向反力（張拉階段）

由以上結(jié)果可知，若在預(yù)應(yīng)力張拉階段對結(jié)構(gòu)采取側(cè)向約束，鋼束會產(chǎn)生較大的二次應(yīng)力，從而使得支座產(chǎn)生較大的水平力。因此張拉階段應(yīng)不設(shè)置側(cè)向約束，保證梁體在非對稱體系的預(yù)應(yīng)力張拉作用下能夠自由變形，從而釋放鋼束二次作用。

圖7 鋼束二次產(chǎn)生的支座豎向反力（張拉階段）

（2）工況二。在預(yù)應(yīng)力張拉階段，采用1個固定支座，其余3個均為多向活動支座，成橋階段將33號及34號支座分別替換為縱向活動和橫向活動支座。計算可得，預(yù)應(yīng)力張拉階段，鋼束二次作用產(chǎn)生的支座反力為0，預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的梁體橫向變形如圖8所示，最大橫向變形為1.3mm；運(yùn)營10年階段，徐變二次作用產(chǎn)生的支座反力如圖9所示，其中，縱向反力為980.8kN。

圖8 預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的橫向變形（張拉階段）

圖9 徐變二次產(chǎn)生的支座反力（運(yùn)營10年）

由圖9可知，在預(yù)應(yīng)力張拉階段，由于梁體不受側(cè)向約束，鋼束不產(chǎn)生二次應(yīng)力；但運(yùn)營10年階段，由于徐變作用，梁體出現(xiàn)了一定的橫向變形，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了徐變二次應(yīng)力，同時也有較小的鋼束二次應(yīng)力伴生，從而導(dǎo)致支座產(chǎn)生了較大的水平力。

（3）工況三。預(yù)應(yīng)力張拉階段，采用1個固定支座加3個多向活動支座的形式；成橋階段至運(yùn)營10年將33號支座替換為縱向活動支座；運(yùn)營10年后再將34號支座替換為橫向活動支座。由計算可得，張拉階段鋼束未產(chǎn)生二次應(yīng)力作用，運(yùn)營10年階段，徐變二次作用產(chǎn)生的支座反力為0；運(yùn)營10年后，徐變作用較小，未產(chǎn)生徐變二次作用。運(yùn)營十年徐變作用下，梁體橫向變形如圖10所示，最大橫向變形為1.9mm。主力作用下支座反力如圖11所示。預(yù)應(yīng)力作用下，兩側(cè)頂、底板正應(yīng)力應(yīng)力分別如圖12～圖15所示。其中，兩側(cè)頂板應(yīng)力差為2.6MPa，兩側(cè)底板應(yīng)力差為1.3MPa。由計算可得，在各種荷載工況下，單側(cè)截懸臂簡支箱梁主要應(yīng)力及反力結(jié)果如表2所示。

圖10 工況三徐變作用下梁體橫向變形

圖11 工況三主力作用下支座反力

（4）工況四。據(jù)參考文獻(xiàn)相關(guān)分析，不對稱結(jié)構(gòu)設(shè)置橫向斷縫，可以改善結(jié)構(gòu)的不對稱程度，對縱向最大正應(yīng)力有所改善，且橫向斷縫縱向間距較小（縱向間距為2m），可忽略懸臂斷縫部分的力學(xué)影響。本梁沿橫向設(shè)置長為1.05m斷縫，斷縫縱向間距為2m，可將斷縫部分懸臂等效為永久荷載，結(jié)構(gòu)近似等效為對稱結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元計算。可得主力作用下長、短懸臂側(cè)頂板應(yīng)力結(jié)果如圖16～圖17所示。兩側(cè)應(yīng)力結(jié)果基本相等。各工況下設(shè)置斷縫后簡支箱梁主要計算結(jié)果如表3所示。

3 結(jié)論

通過對高速鐵路有砟預(yù)應(yīng)力混凝土單線簡支箱梁非對稱結(jié)構(gòu)的計算分析，文章主要得出以下結(jié)論。（1）由于非對稱結(jié)構(gòu)的偏心作用，箱梁橫向兩側(cè)支座豎向反力存在一定差異，長懸臂側(cè)的支座反力較大，設(shè)計計算時應(yīng)保證支座噸位滿足相應(yīng)要求。（2）若箱梁不設(shè)置橫向斷縫，預(yù)應(yīng)力張拉階段，應(yīng)保證梁體無側(cè)向約束，以避免鋼束產(chǎn)生二次應(yīng)力；架梁后，由于徐變作用，兩側(cè)梁體不均勻變形，從而導(dǎo)致梁體橫向變形，使梁體發(fā)生水平轉(zhuǎn)動，因此支座安裝間隙應(yīng)考慮轉(zhuǎn)動位移，以避免由徐變作用引起的支座水平反力。（3）梁體設(shè)置橫向斷縫可改善結(jié)構(gòu)的不對稱程度，同時對結(jié)構(gòu)縱向力學(xué)性能的影響較小。

表3 工況三主要計算結(jié)果

圖12 長懸臂側(cè)頂板應(yīng)力（預(yù)應(yīng)力）

圖13 短懸臂側(cè)頂板應(yīng)力（預(yù)應(yīng)力）

圖14 長懸臂側(cè)頂板應(yīng)力（預(yù)應(yīng)力）

圖15 短懸臂側(cè)頂板應(yīng)力（預(yù)應(yīng)力）

圖16 長懸臂側(cè)頂板應(yīng)力（主力）

圖17 短懸臂側(cè)頂板應(yīng)力（主力）