高烈度震區(qū)大跨度鐵路混合梁斜拉橋主梁設計

劉 龍，李恩良，杜寶軍

(中國鐵路設計集團有限公司，天津 300308)

混合梁斜拉橋橋式的邊跨混凝土梁段對主跨的錨固作用強，可以提高主跨的豎向剛度，同時降低全橋的用鋼量，經濟性存在一定優(yōu)勢，因此鐵路箱梁斜拉橋宜采用混合梁主梁形式[1-3]。自寧波鐵路樞紐北環(huán)線甬江特大橋后[4]，國內陸續(xù)設計建造了多座大跨度箱梁鐵路斜拉橋[5-9]，表1統(tǒng)計了已建或在建的幾座典型鐵路箱梁斜拉橋的跨度.設計地震加速度.梁高.撓跨比等參數，根據統(tǒng)計結果可知，在8度及以上的高烈度震區(qū)還沒有鐵路箱梁斜拉橋建成。

表1 國內部分已建或在建的鐵路箱梁斜拉橋

國內地震活動頻度高.強度大，華北.西北.西南大部分地區(qū)均屬于高烈度震區(qū)，有必要對高烈度震區(qū)大跨度鐵路混合梁斜拉橋設計開展研究，以新建包頭—銀川鐵路烏海黃河特大橋工程為背景，介紹該橋主梁的設計方案及抗震計算方法，為高烈度震區(qū)同類型橋梁主梁設計提供借鑒。

1 工程背景

新建包頭—銀川鐵路正線為雙線高速鐵路，設計速度250 km/h，采用有砟軌道。包銀鐵路烏海黃河特大橋在烏海市海南區(qū)與石嘴山市惠農區(qū)交界處跨越黃河，左岸為寧夏石嘴山市惠農區(qū)，右岸為內蒙烏海市海南區(qū)，現(xiàn)狀河槽寬約240 m，包銀鐵路線位與黃河現(xiàn)狀河槽交角為101°。橋位處地震動峰值加速度0.2g，反應譜特征周期0.40 s，地震基本烈度為8度。

受防洪.通航等因素制約，主橋采用1-(80+80+260+80+80)m斜拉橋，整聯(lián)長582.4 m。主橋整體為雙塔5跨式斜拉橋，邊跨設置輔助墩，橋面以上有效塔高72.5 m，采用混合主梁，半漂浮結構體系。烏海黃河特大橋主橋立面布置如圖1所示。

圖1 烏海黃河特大橋主橋立面布置(單位：m)

2 主梁結構設計

2.1 梁高

主梁是列車直接作用的結構，承受二期恒載.列車豎向力.斜拉索力.橫向風力等。斜拉橋主梁設計基本上為索梁協(xié)同剛度控制，目前在建或已經建成的同類型箱梁斜拉橋豎向撓跨比一般控制在1/700左右，梁高一般在4.0～5.0 m。

因此，在有效塔高73 m.斜拉索12對.索間距10.5 m的前提下，針對不同梁高對主梁的剛度.材料用量等指標進行對比。

由表2可得如下結論。

表2 不同梁高情況下剛度.變形及材料用量

(1)隨著梁高的增加，雙線靜活載作用下主跨中的撓度逐漸減小，梁端轉角逐漸減小。當梁高為4.0 m時，主梁中跨的撓跨比大于1/700。

(2)梁高增加，主體結構自重增大，會導致斜拉索.主塔.下部結構及其他部件工程量的增大，進而增加了抗震設計的難度。

另外，從受力角度分析，若進一步減小梁高，會削弱主梁的抗彎性能，梁高的減小往往會大幅增加混凝土箱梁頂底板的厚度，降低預應力的效率。

3種梁高方案均可行，梁高4 m時主梁自重最輕.工程量最少，但主梁豎向剛度最小，中跨的撓跨比大于1/700。因此，從降低抗震設計難度.技術可行.經濟適用.確保安全的角度綜合考慮，推薦主橋梁高采用4.25 m(梁底至擋砟墻內側0.2 m處)，中心梁高4.336 m，該梁高與已建成的類似橋梁相比較為適中。

2.2 梁段劃分

本橋鋼箱梁標準節(jié)段長10.5 m，鋼混結合段長5.25 m，邊跨合龍段長5.25 m，中跨合龍段長1.5 m，主塔兩側各11.75 m范圍設底板鐵砂混凝土壓重?；炷练譃?個節(jié)段，A節(jié)段長46 m，B節(jié)段長58.2 m，C節(jié)段長17 m。主梁梁端劃分如圖2所示。

圖2 主梁梁段劃分示意(單位：m)

2.3 鋼箱梁

鋼箱梁為正交異性板結構，采用Q370qE鋼板。結構由頂板.上斜頂板.下斜底板.底板及豎腹板圍封而成。根據受力和剛度過渡要求，鋼箱梁分5個區(qū).4個梁段類型，在不同區(qū)段采用不同的板厚，其中，頂.底板厚16 mm，主塔處漸變加厚至28 mm；中縱腹板厚18 mm，主塔處漸變加厚至28 mm；邊縱腹板厚36 mm。

頂板采用U肋加勁，U肋高280 mm，開口寬300 mm，底寬200 mm，板厚8 mm，橫向間距600 mm；底板采用U肋加勁，U肋高260 mm，開口寬400 mm，頂寬250 mm，板厚8 mm，橫向間距700 mm或750 mm；中縱腹板采用板肋加勁，共設200 mm×18 mm.240 mm×22 mm.260 mm×24 mm三種規(guī)格，豎向間距600 mm；邊縱腹板采用板肋加勁，規(guī)格為260 mm×24 mm，豎向間距800 mm；風嘴倉內頂板.底板及風嘴邊板采用板肋加勁，頂板板肋規(guī)格為200 mm×18 mm，底板及風嘴邊板板肋規(guī)格為160 mm×16 mm[10-14]。鋼箱梁的截面形式如圖3所示。

圖3 鋼箱梁截面(單位：mm)

主梁采用現(xiàn)場熔透焊接施工，加勁肋采用拼接板拼接方式。

2.4 混凝土箱梁

混凝土箱梁采用C55混凝土，三向預應力體系，單箱5室等高截面，外形與鋼箱梁一致?；炷料淞阂话憬孛骓敯?底板.中腹板板厚均為35 cm，邊腹板板厚40 cm。吊點處設置40 cm厚橫隔板，節(jié)間不設置橫隔板，輔助墩頂.無索區(qū)中間及梁端各設置1處橫隔板，鋼混結合段及輔助墩附近頂板.底板.腹板局部加厚，吊點處邊腹板局部加厚，預埋錨拉板?；炷亮憾尾捎脻M堂支架分段現(xiàn)澆形式?；炷料淞旱慕孛嫘问饺鐖D4所示。

圖4 混凝土箱梁截面(單位：cm)

3 主梁抗震設計

為降低全橋的地震響應，高烈度震區(qū)混合梁斜拉橋主梁抗震設計主要考慮2點原則：(1)確定合理的鋼-混分界面位置，盡量減輕主梁自重；(2)選擇合理的抗震約束體系。

3.1 鋼-混分界面位置

鐵路混合梁斜拉橋通常將鋼-混分界面設置在主跨內靠近橋塔處，以獲得更大的豎向剛度及經濟效益，如寧波北環(huán)線甬江特大橋.漢巴南鐵路嘉陵江特大橋.昌贛客專贛江特大橋等。但這樣設計會導致主梁自重過大，增大橋梁的地震響應，不利于抗震設計。

兼顧抗震設計與經濟性，將鋼-混分界面位置設在次邊跨跨中，單側混凝土梁段長121.2 m，鋼箱梁段長340 m，與傳統(tǒng)斜拉橋鋼-混分界面的設置相比，主梁總重降低約20.8%。

3.2 抗震約束體系

橋體采用半漂浮結構體系，即塔墩固結.塔梁分離。主塔.輔助墩.邊墩頂均設置豎向支撐鋼支座，順橋向可大位移滑動，橫橋向線路一側固定，另一側滿足正常滑動；在主塔兩側各設置2臺縱向阻尼器.2臺橫向阻尼器，在輔助墩兩側各設置2臺縱向阻尼器；在邊墩.輔助墩頂設置橫向防落梁裝置?？拐鸺s束體系示意如圖5所示。

圖5 抗震約束體系示意

在運營工況時，主梁縱向處于半漂浮狀態(tài)，阻尼器不發(fā)生作用，支座縱向僅發(fā)生正常滑動位移；在橫向固定支座限制下，主梁橫向可自由伸縮。

在地震工況時，主梁縱向處于半漂浮狀態(tài)，阻尼器開始發(fā)揮作用，支座縱向開始產生大位移滑動；橫向多遇地震作用時，在橫向固定支座限制下各支座橫向發(fā)生正常滑動位移，橫向固定支座承受橫向地震力；橫向罕遇地震作用時，橫向固定支座剪力銷剪斷，防落梁裝置及主塔與主梁間的橫向阻尼器開始發(fā)揮作用。

3.3 阻尼器參數比選

液體黏滯阻尼器其黏滯阻尼力(出力)與速度的關系見式(1)[15-18]

F=CVα

(1)

式中，C為黏滯阻尼系數，kN/(m/s)α；V為黏滯消能器變形速度；α為非線性速度指數，原則上結構用阻尼器的α取值一般在0.3～1.0，對阻尼器速度指數的優(yōu)化和使用經驗都顯示采用0.3～0.5的非線性速度參數較為理想。

設計過程中對采用不同參數C.α時主梁位移.塔頂位移.主塔彎矩以及阻尼器出力情況進行了對比研究，研究結果見表3.表4。

表3 縱向阻尼系數及指數對比

表4 橫向阻尼系數及指數對比

研究表明：

(1)隨著橫向黏滯阻尼系數增大，結構相關橫向位移逐漸減小，塔柱橫向彎矩逐漸減小，阻尼器輸出力逐漸增大，阻尼器尺寸逐漸增大。在結構受力滿足要求的前提下，考慮梁底空間推薦橫向黏滯阻尼器系數取4 000 kN/(m/s)α。

(2)隨著橫向阻尼指數增大，結構相關橫向位移逐漸增大，塔柱橫向彎矩逐漸增大，阻尼器輸出力逐漸減小。在滿足結構受力前提下，結合工程常用參數推薦橫向阻尼器的阻尼指數取0.3。

(3)隨著縱向黏滯阻尼系數增大，結構相關縱向位移逐漸減小，塔柱縱向彎矩逐漸增大，阻尼器輸出力逐漸增大，阻尼器尺寸逐漸增大，推薦縱向黏滯阻尼器系數取5 000 kN/(m/s)α。

(4)隨著縱向阻尼指數增大，結構相關縱向位移逐漸增大，塔柱縱向彎矩逐漸增大，阻尼器輸出力逐漸減小。結合工程常用參數推薦縱向阻尼器的阻尼指數取0.3。

通過上述研究，最終采用的阻尼器參數見表5。

表5 阻尼器設計參數

4 主梁計算情況

采用MIDAS Civil有限元程序建立主橋模型(圖6)，主梁.主塔采用梁單元，斜拉索采用桁架單元，斜拉索的垂度效應采用等效彈性模量法模擬[19-20]，計算荷載包括恒載.混凝土收縮徐變.預應力效應.沉降作用.ZK活載及其動力效應.制動力.溫度荷載.風荷載.冰壓力等，并按主力.主附等進行荷載組合。

圖6 全橋有限元模型

4.1 主橋剛度

經計算，雙線靜荷載作用下主跨最大豎向位移362 mm，撓跨比1/718；橫向風力.溫度等作用下，主梁跨中橫向變形最大為29.7 mm，撓跨比為1/8 754；梁端轉角1.302‰。

4.2 主梁強度檢算

主梁應力結果見表6。

由表6可知，混凝土梁的應力均滿足TB 10092—2017《鐵路橋涵混凝土結構設計規(guī)范》及TB 10091—2017《鐵路橋梁鋼結構設計規(guī)范》要求。

表6 主梁應力結果 MPa

4.3 車橋耦合振動仿真分析

對CRH2客車以速度150～300 km/h通過橋梁時的車-橋系統(tǒng)空間耦合振動進行了動力學仿真計算與分析研究，計算中考慮了單線及雙線行車，計算結論如下。

(1)當CRH2型車以速度150～250 km/h通過該橋時，在上述計算工況下，橋梁的動力響應均在容許值以內，列車橫.豎向振動加速度滿足限值要求，列車行車安全性能滿足要求，乘坐舒適性達到“良好”標準以上。

(2)當CRH2型車以速度275～300 km/h通過該橋時，在上述計算工況下，橋梁的動力響應均在容許值以內，列車橫.豎向振動加速度滿足限值要求，列車行車安全性能滿足要求，乘坐舒適性能夠達到“合格”標準以上。

5 結語

包銀鐵路烏海黃河特大橋是國內首座位于高烈度震區(qū)的高速鐵路斜拉橋，具有高烈度震區(qū).跨度大.豎向剛度弱等設計難點，依托該橋對主梁結構及抗震設計開展研究，得到以下結論。

(1)綜合考慮抗震設計難度.技術可行.經濟適用.確保安全等因素，確定了主梁梁高.節(jié)段長度.箱梁板厚等技術參數。

(2)為降低橋梁的地震響應，將鋼-混分界面設在次邊跨跨中，與傳統(tǒng)斜拉橋的鋼-混結合面的設置位置相比，主梁總重降低20.8%。

(3)采用豎向鋼支座+縱橫向阻尼器+防落梁裝置的支承約束體系，地震時依靠縱橫向阻尼器耗能，依靠防落梁裝置限位。

(4)綜合考慮結構位移.橋塔內力.阻尼器出力及阻尼器尺寸等因素，確定了本橋縱橫向阻尼器的設計參數。

基于以上研究結論的主梁計算結果表明，其強度.剛度.行車安全性及乘坐舒適性均能滿足規(guī)范相關要求，研究成果可為高烈度震區(qū)大跨度鐵路混合梁斜拉橋的主梁設計提供參考。