64m鐵路簡支鋼桁梁受力特性分析

王富春

（中鐵二十一局集團(tuán)有限公司，甘肅 蘭州 730070）

0 引言

在經(jīng)濟(jì)高速發(fā)展的推動下，我國鐵路建設(shè)事業(yè)也迎來了新的高潮期，不僅在鐵路建設(shè)過程中的施工工藝和流程等方面都取得了巨大進(jìn)步［1~4］，而且鐵路工程也已經(jīng)逐步向著更復(fù)雜、更特殊的場地推進(jìn)。鋼桁梁由于具有承載力強(qiáng)、跨越能力大以及自重輕和施工速度快等優(yōu)點，且適合工廠化制造，相較于混凝土橋梁更加低碳環(huán)保，因此在鐵路橋梁的建造中得到了十分廣泛應(yīng)用［5~7］。

關(guān)于鐵路鋼桁梁橋的受力特性和施工方法，諸多學(xué)者從不同角度開展了大量十分有價值的研究工作。趙才華［1］以滬昆鐵路改建工程中的64m簡支鋼桁梁為研究對象，介紹了橋梁施工過程中鋼平臺的預(yù)壓、原位拼裝技術(shù)，保證了該橋在45 d之內(nèi)完成拼裝施工；劉應(yīng)龍［2］等以銀西高鐵銀川機(jī)場黃河特大橋主橋為研究對象，詳述了96 m簡支鋼桁梁和3×168 m連續(xù)鋼桁梁柔性拱橋的半懸臂施工法，對該橋的柔性拱依靠溫差變化實現(xiàn)了無外力自然合攏工藝進(jìn)行了介紹；王剛［8］結(jié)合浩吉鐵路簡支鋼桁梁頂推施工過程，采用有限元軟件對頂推過程中不同的施工工況進(jìn)行了模擬，得到了施工過程中下弦桿和導(dǎo)梁等不同類型桿件的內(nèi)力變化情況；張宏武［9］以湖際中線高速鐵路上的48 m簡支鋼桁架為研究對象，提出了頂推過程中的糾偏措施，避免了對下部三線鐵路的影響，解決了在狹窄天窗期進(jìn)行跨線頂推施工的難題，總結(jié)出的定制化港隊滑道、可快速拆除導(dǎo)梁、倒頂法和滑靴可自動脫落的滑移系統(tǒng)可在其他施工領(lǐng)域進(jìn)行推廣，應(yīng)用前景十分廣闊；安東閣［10］著重介紹了（5×12.8）m上跨高速公路煤運鐵路的拖拉施工技術(shù)，包括滑道系統(tǒng)、導(dǎo)梁系統(tǒng)、拖拉系統(tǒng)、糾偏系統(tǒng)以及整個拖拉過程的詳細(xì)步驟，對類似鐵路鋼桁架橋的拖拉施工具有一定的指導(dǎo)意義。王祝軍［11］從支架設(shè)計、橋頂面支墩、滑移設(shè)施、牽引設(shè)施、頂落梁和墩面移梁等多個方面詳述了64 m簡直鋼桁梁的拖拉施工工藝。惠世春［12］基于100 m鋼桁架橋的施工過程，介紹了采用浮托頂推法進(jìn)行鋼桁梁快速假設(shè)的施工技術(shù)，為同類橋梁的施工提供了借鑒。

本論述以跨濟(jì)館高速公路的鐵路64 m簡支鋼桁梁橋為研究背景，采用Midas civil軟件分析了中-活載作用下結(jié)構(gòu)變形和桿件內(nèi)力，進(jìn)一步分析了支座間存在高差時桿件內(nèi)力的變化。研究內(nèi)容以期為類似工程的設(shè)計和施工提供一些參考。

1 工程概況

跨濟(jì)館高速公路大橋位于山東聊城冠縣境內(nèi)，其中第8跨采用64 m簡支鋼桁梁結(jié)構(gòu)。該鋼桁梁與高速公路之間的斜交角度為34°07′。橋臺采取T形橋臺，橋墩采用單線圓端形橋墩；該橋平面位于直線段上，縱面位于半徑為10 000 m的豎曲線上。線路級別為國鐵Ⅰ級，正線單線，采用有砟軌道，設(shè)計荷載采用中-活載。

該橋的主桁采用無豎桿三角桁，桁高為11 m，節(jié)段長度為12 m+4×10 m+12 m，主桁的中心距為7.5 m。上、下弦桿采用箱型截面，斜腹桿采用箱形截面和H形截面；主桁節(jié)點采用整體節(jié)點形式，上、下弦桿在節(jié)點外拼接，斜腹桿采用插入式與整體節(jié)點拼接；上、下弦桿采用全截面拼接，斜腹桿采用兩面拼接。主桁弦桿及斜腹板的連接采用M27高強(qiáng)度螺栓連接。橋面縱、橫梁除端橫梁外均采用焊接工字型截面，端橫梁為焊接箱型截面。主桁立面如圖1所示。

圖1 鋼桁梁立面圖

主桁桿件、整體節(jié)點、拼接板、縱橫梁均采用Q370qE鋼材，填板、上平縱聯(lián)、橋門架等均采用Q345qD鋼材。鋼桁梁橋面混凝土采用C40聚丙烯腈纖維網(wǎng)補(bǔ)償收縮混凝土，擋砟墻采用C40混凝土。在縱梁、橫梁及下斜桿翼緣焊有剪力釘與混凝土橋面連接。

2 有限元分析模型

2.1 列車荷載

該線路級別為國鐵Ⅰ級，鋼桁梁設(shè)計荷載采用中-活載，荷載圖示如圖2所示。其中，包括5個間距為1.5 m的220 kN集中荷載、長度為30 m集度為92 kN/m的均布荷載，以及集度為80 kN/m無限長均布荷載。

圖2 荷載圖示

2.2 有限元計算模型

采用Midas civil有限元軟件建立計算模型。建模過程中采用梁單元模擬主桁桿件和縱、橫梁，采用虛擬梁單元模擬車道；通過在車道單元與縱梁之間建立剛性連接約束條件來保證施加在虛擬梁上的列車荷載傳遞至縱梁。計算分析過程中，沿著車輛荷載的移動路徑進(jìn)行加載，分析得到車輛移動全過程中結(jié)構(gòu)的受力變化，最后按影響線加載得到不同響應(yīng)量的最不利加載方式，在此基礎(chǔ)上得到各桿件的最不利荷載效應(yīng)結(jié)果，如圖3所示。

圖3 有限元分析模型圖

3 分析結(jié)果

3.1 撓度

基于上述建立的有限元模型，進(jìn)行最不利加載得到結(jié)構(gòu)的最大變形。如圖4所示，為沿跨徑方向不同位置結(jié)果的變形結(jié)果。

圖4 下弦桿撓度分布規(guī)律

由圖4可以看出，在中-活載的作用下，64 m簡支鋼桁梁的最大撓度可達(dá)到34.1 mm，出現(xiàn)在跨中位置。

3.2 內(nèi)力

3.2.1 下弦桿

中-活載的作用下，簡支鋼桁梁的下弦桿承受拉應(yīng)力。如圖5所示，結(jié)果為計算得到的不同位置處的下弦桿的最大應(yīng)力值。

圖5 下弦桿最大應(yīng)力

由圖5可以看出，下弦桿的桿件最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在跨中節(jié)點左右兩側(cè)的桿件上，且最大拉應(yīng)力值可達(dá)到40.6 MPa（E4E6桿件）；梁端兩側(cè)的桿件應(yīng)力為下弦桿中的最小結(jié)果，為19.48 MPa（E0E2桿件）；E2E4與E4E2′桿件的最大應(yīng)力分別可達(dá)34.0 MPa和34.1 MPa。通過上述分析可知在中-活載作用下，下弦桿的最大應(yīng)力遠(yuǎn)小于材料許用應(yīng)力。

3.2.2 斜桿

簡支鋼桁架結(jié)構(gòu)的斜桿作為上、下弦桿間的傳力構(gòu)件，主要承受剪力，在桁架結(jié)構(gòu)中主要表現(xiàn)為軸向力的作用。選取3個典型斜桿計算得到的最大應(yīng)力值結(jié)果如圖6所示。

圖6 斜杠最大應(yīng)力

由圖6可以看出，3個不同位置斜杠的最大應(yīng)力值分別為-58.7 MPa、76.2 MPa及-52.3 MPa，其中正值表示桿件承受拉應(yīng)力，負(fù)值表示桿件承受壓應(yīng)力，且拉應(yīng)力最大為76.2 MPa。通過對各斜桿應(yīng)力計算結(jié)果的對比可知，下承式鋼桁梁橋斜桿從兩端向跨中所受應(yīng)力依次為壓應(yīng)力和拉應(yīng)力的交替變化，且桿件所承受的應(yīng)力極值也遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于材料的許用應(yīng)力。

4 支座高差對結(jié)構(gòu)受力影響分析

4.1 支座高差模擬

隨著運營時間的增長，墩臺不可避免的會發(fā)生沉降現(xiàn)象；加之建造過程中施工誤差的存在以及后期列車荷載長期循環(huán)作用的影響，較之建造初期，橋梁的各個支座間會出現(xiàn)高差。支座高差的存在，不僅會造成鋼桁梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形，進(jìn)而引起結(jié)構(gòu)的附加內(nèi)力，而且進(jìn)一步會影響到線路平順性及車輛行駛過程中的安全性；支座等部位在重復(fù)的列車荷載作用下也極易發(fā)生損壞。由于支座存在高差帶來的結(jié)構(gòu)損傷嚴(yán)重影響到了橋梁結(jié)構(gòu)的服役質(zhì)量。

為了分析支座間出現(xiàn)高差后64 m簡支鋼桁梁結(jié)構(gòu)不同部位的不同桿件內(nèi)力的變化情況，參考文獻(xiàn)［13］的實測數(shù)據(jù)，擬定出本論述所示鋼桁梁結(jié)構(gòu)各支座間的高差，將支座最低處的高程定為參考位置，各支座的高程由低到高分別為：0.0 mm（2號支座）、10.6 mm（1號支座）、22.7 mm（4號支座）及27.3mm（3號支座）。各支座的布置位置如圖7所示。這里需要說明的是，所謂支座高程是指支座上4個角點高程的平均值。本論述采用Midas civil軟件中的支座強(qiáng)制位移功能來實現(xiàn)對支座高程變化的模擬，即保證2號支座高程不變，根據(jù)擬定高差調(diào)整其他3個支座的高程。

圖7 支座位置

4.2 桿件內(nèi)力變化

為了進(jìn)行對比分析支座存在高差時桿件的內(nèi)力變化，將支座不存在高差時結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)定義為工況I，將支座存在高差時結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)定義為工況II。兩種不同工況下不同類型桿件最大內(nèi)力計算結(jié)果，見表1所列。

由表1可以看出，在本論述所擬定的支座高差工況下，較之支座不存在高差的情況，不同類型的桿件內(nèi)力均發(fā)生了較大變化，其中上弦桿的桿件內(nèi)力變化幅度在8.2%~14.2%之間，下弦桿的桿件內(nèi)力變化幅度在6.8%~19.2%之間，斜桿的桿件內(nèi)力變化幅度在3.9%~16.3%之間。由此可知，支座間出現(xiàn)高差后，所分析桿件間內(nèi)力均增大，最大達(dá)到20.4%。因此在施工過程中要嚴(yán)格控制支座高程的施工質(zhì)量，在后續(xù)運營過程中還要增強(qiáng)對支座部位的養(yǎng)護(hù)。

表1 桿件內(nèi)力變化

4.3 動力性能變化

橋梁結(jié)構(gòu)的跨中橫向振幅和加速度是反應(yīng)橋梁結(jié)構(gòu)橫向振動特性的2個主要參數(shù)［13］。為了研究支座高差對結(jié)構(gòu)橫向振動特性的影響，模擬列車按照50 km/h、55 km/h、60 km/h、65 km/h、70 km/h、75 km/h、80 km/h等不同速度運行時的工況，得到支座發(fā)生沉降前后結(jié)構(gòu)跨中橫向振幅和橫向加速度的變化情況，計算結(jié)果如圖8所示，其中工況1表示支座不存在高差時的計算結(jié)果，工況2表示支座發(fā)生上述所述高差時的計算結(jié)果。

圖8 動力響應(yīng)變化

由圖8（a）所示可以看出，當(dāng)支座間不存在高差時，結(jié)構(gòu)理論橫向振幅最大可達(dá)到4.08 mm，始終小于規(guī)范5.06 mm的限值。而當(dāng)支座間存在最大27.3 mm高差時，就本論述所分析的工況下，當(dāng)列車運行速度小于65 km/h時結(jié)構(gòu)的橫向振幅滿足相關(guān)規(guī)范要求，另外結(jié)構(gòu)的橫向振幅最大可達(dá)到5.48 mm，較之支座不存在高差的工況增加了34.4%，已經(jīng)超過規(guī)范限值。由上圖8（b）所示可以看出，當(dāng)支座間不存在高差時，理論結(jié)構(gòu)橫向加速度最大值為1.18 m/s2，始終小于規(guī)范1.40 m/s2的限值；而當(dāng)支座間存在高差時，當(dāng)列車運行速度小于65 km/h時結(jié)構(gòu)的橫向加速度滿足相關(guān)規(guī)范要求；另外結(jié)構(gòu)的橫向加速度最大可達(dá)到1.70 m/s2，較之支座不存在高差的工況增加了44.1%，已經(jīng)超過規(guī)范限值。由此可知，支座高差會放大橋梁結(jié)構(gòu)的橫向振動響應(yīng)，嚴(yán)重影響行車速度和行車質(zhì)量。

5 結(jié)束語

本論述以64 m鐵路簡直鋼桁梁為研究對象，基于數(shù)值仿真分析得到了在中-活載作用下結(jié)果位移和內(nèi)力響應(yīng)結(jié)果，并模擬支座間出現(xiàn)高差的工況，分析了結(jié)構(gòu)桿件內(nèi)力和橫向動力響應(yīng)的變化，得到以下結(jié)論：

（1）中-活載作用下，結(jié)構(gòu)跨中最大位移可達(dá)到34.1 mm；下弦桿最大應(yīng)力為40.6 MPa，斜桿最大應(yīng)力為76.2 MPa。

（2）當(dāng)支座間存在最大27.3 mm高差時，不同類型的桿件內(nèi)力均發(fā)生了較大變化，其中上弦桿的桿件內(nèi)力變化幅度在8.2%~14.2%之間，下弦桿的桿件內(nèi)力變化幅度在6.8%~19.2%之間，斜桿的桿件內(nèi)力變化幅度在3.9%~16.3%之間。

（3）考慮支座間的高差后，在80 km/h的時速下，結(jié)構(gòu)的最大橫向振幅和橫向加速度較之支座不存在高差的情況分別增加了34.4%和44.1%，均超過了規(guī)范限值。