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『壹』 [高速鐵路矮塔斜拉橋主梁局部受力行為分析]斜拉橋的主梁有哪些

高速鐵路矮塔斜拉橋主梁局部受力行為分析 高速鐵路矮塔斜拉橋主梁局部受力行為分析

季偉強

(鐵道第三勘察設計院集團有限公司橋梁處，天津 300142)

摘 要：新建商丘至合肥至杭州鐵路工程潁上特大橋在主梁斜拉索錨固區採用相比於隔板更為輕巧的橫梁結構。針對這種新穎結構，為更好宏液地了解其受力特性、優化構造細節，建立中支點至中跨跨中間的1/4主梁模型。模型考察主梁橫梁局部應力，得到增設倒角可降低此處橫向拉應力的結論。同時還關注腹板剪力分配，得到在無索區段中腹板承擔較大剪力，有索區段相反的結論。最後通過索力作用下橋面板縱向應力分布模式，顯示出索力在橋面板的傳力路徑，為結構局部優蔽此物化、橫向分析及結構配筋提供依據。

關鍵詞：鐵路橋；矮塔斜拉橋；局部應力分析；剪力分配；索力傳力路徑；高速鐵路

1 概述

矮塔斜拉橋(Low-tower cable-stayed pidge)也稱部分斜拉橋(Partially cable-stayed pidge)，憑借其剛度大、施工方便、經濟性好的特點在高鐵橋梁建設中得到了越來越廣泛的應用[1-2]。橋梁的破壞表現為整體破壞和局部破壞[3-4]，常用的整體桿系模型或者「魚骨」形模型難以准確反映矮塔斜拉橋主梁細部構造(如變截面問題、畸變、橫隔板的作用等)傳力趨勢[5]，針對主要矛盾建立局部實體模型分析是解決這一問題的常見辦法[6-8]。本文針對新建商丘至合肥至杭州鐵路工程潁上特大橋(94.2+220+94.2) m雙線無砟預應力混凝土矮塔斜拉橋主梁，考慮截面倒角及進人洞等細部構造，建立了三維幾何模型，並通過全橋桿系模型提取邊界條件，經對比驗證後施加。對主梁索下橫梁受力情況、腹板剪力分配和豎向變形以及索力在主梁傳力路徑進行了分析。

2 工程概況

本設計為新建商丘至合肥至杭州鐵路工程，用於潁上縣城郊區跨越穎河，跨越處河道彎曲，寬約370 m，其中主槽寬度約220 m。主橋為雙線無砟軌道(94.2+220+94.2) m預應力混凝土矮塔斜拉橋，採用縱向「A」型橋塔，每個塔上布置2排支座，縱向間距11.7 m。塔全高66.5 m，橋面以上35.0 m，橋面以上塔高與主跨比為1/6.29。每扒衫個橋塔對稱設8對250AT-55環氧噴塗鋼絞線斜拉索，塔上索距1.5 m，樑上索距8.0 m，中間無索區長46.2 m，斜拉索在樑上張拉，塔上採用分絲管鞍座，主附荷載作用下，索力最大值為7 200 kN。

主梁採用直腹板單箱雙室混凝土箱梁，梁高6.5～11.5 m，中支點梁高與主跨比為1/19.13，跨中梁高與中支點梁高比為1/1.77。邊支點等高段長7 m，中支點等高段長16 m，跨中等高段長44 m，變高段長80 m，按照二次拋物線變化。箱梁頂寬14.1 m，底寬11.6 m，為方便梁體自由變形，中支點14.114 m范圍切除懸臂。橋梁立面及斷面分別如圖1、圖2所示。

本橋在主梁斜拉索錨固採用了相比於隔板更為輕巧的橫梁結構，如圖3所示，隔板底面與斜拉索錨塊底面平齊，距頂板1.9 m，厚0.8 m。

圖1 橋梁立面(單位：cm)

圖2 橋梁斷面(單位：cm)

圖3 拉索橫梁斷面(單位：cm)

3 模型簡介

3.1 局部模型

實體模型計算採用了通用有限元軟體Ansys 12.0，並藉助了Auto Cad 2013強大的幾何建模能力輔助建模。Auto Cad 2013建立的幾何模型和Ansys 12.0處理後的有限元模型如圖4、圖5所示。

圖4 幾何模型

圖5 有限元模型

僅建立某一節段的模型很難模擬節段兩側主梁對其變形的約束，因此本文模型模擬了中支點截面至中跨跨中截面間的1/4主梁梁段。建模範圍如圖1所示，並對重點考察部位網格進行局部細化。主梁採用實體單元SOLID45，預應力筋採用LINK8單元[9]。細化區域網格尺寸為0.3 m，其餘部位網格尺寸為0.6 m。細化區域包括B1、B5、B8斜拉索下樑段(見圖1)，中跨跨中部分無索區梁段，近主塔處部分無索區梁段。梁段模型如圖4、圖5所示(模型坐標系，X：縱橋向，Y：橫橋向，Z：豎向)。

3.2 荷載

模型採用面荷載的方式按照實際作用位置施加了二期恆載和活載，模型考慮自重及橫向預應力束的作用，有效預應力根據本橋橫向框架模型中橫向預應力筋的永存應力施加。斜拉索索力根據全橋桿系模型(本文採用MDIAS模型)，在自重、靜活載、二期及預加索力作用下的斜拉索力值，索力等效為面力施加於錨墊板上[10]。

3.3 邊界約束(表1)

表1 邊界約束

位置XYZRXRYRZ橋塔處支點截面011101中跨跨中截面100111

說明：X，Y，Z表示3個方向平動自由度；RX，RY，RZ表示3個方向轉動自由度，1表示有約束；0表示不約束。

在節段模型的截斷處，還存在著兩側梁段對節段模型的作用，其作用除了通過邊界約束體現外，還包含邊界內力，具體的邊界內力數值通過MIDAS全橋模型讀取。

3.4 邊界條件驗證

為了驗證邊界條件的正確性，利用MIDAS模型建立與實體模型相同梁段和邊界條件的節段模型[11]。節段模型與整體模型部分內力結果對比如圖6、圖7所示，坐標系方向同Ansys模型。可以看出，節段模型與整體模型內力MY與FZ相差很小，可認為節段模型所採用的邊界條件與邊界力無誤。

圖6 節段模型與整體模型My對比

圖7 節段模型與整體模型Fz對比

主梁結構的輕薄化是矮塔斜拉橋的發展趨勢[12]，因此本橋在主梁斜拉索錨固採用了相比於隔板更為輕巧的橫梁結構，但橫梁結構的整體剛度要弱於隔板，因此需要進行實體模型局部應力分析。橫梁和腹板連接處按照有、無倒角分為兩個方案，有倒角方案倒角尺寸為30 cm(順橋向)×60 cm(橫橋向)×40 cm(豎向)，局部應力計算結果如圖8～圖11所示(模型拉應力為正，壓應力為負)。

斜拉索處橫梁與中腹板連接處，在遠離主塔的一側出現較大的橫向拉應力。這是由於橫梁橫向剛度要小於隔板結構，在索力作用下，橫梁出現較大拉應力。

圖8 B8斜拉索處橫梁橫向應力(無倒角)

圖9 B5斜拉索處橫梁橫向應力(無倒角)

圖10 B8斜拉索處橫梁橫向應力(有倒角)

圖11 B5斜拉索處橫梁橫向應力(有倒角)

兩個方案橫梁橫向應力峰值見表2，斜拉索呈現出「弓」與「弦」的狀態，造成橫梁遠離主塔側出現拉應力。無倒角方案橫向拉應力值略大於C55混凝土軸心抗拉極限強度[13]，採用有倒角方案後，橫梁橫向拉應力值有所改善，峰值降為2.95 MPa，應力峰值並未超限，且應力集中區域較小，其他區域應力水平較低，可認為結構安全。對比表2中的計算結果可以看出倒角對於主梁橫梁在索力作用下出現的橫向拉應力有一定的改善。

表2 橫梁橫向拉應力

方案B8斜拉索處橫梁B5斜拉索處橫梁無倒角/MPa3.363.34有倒角/MPa2.382.95優化比例/%2910

4 腹板剪應力分配比及豎向位移

統計重點關注截面節點豎向剪應力(Sxz)和豎向位移(Uz)的平均值列於表3，由於3片腹板的截面積相同，因此平均應力的比值就代表了3片腹板承擔剪應力的比值。

由表3可以看出，在跨中和近主塔無索區段，中腹板承擔了較大的剪應力，為邊腹板剪應力的1.15～1.24倍。在有索區段，B1斜拉索區段由於受到近主塔無索區梁段的影響，中腹板還是承擔了較大的剪應力，中腹板剪應力為邊腹板的1.06～1.19倍。在B5、B8斜拉索區段，由於斜拉索的作用，邊腹板承擔了較大的剪應力，邊腹板剪應力為中腹板的1.08～1.17倍，有橫梁的區域剪應力分配較為均勻。

表3 剪應力分配比

位置腹板剪應力/MPa剪應力分配比腹板豎向位移/mm邊腹板中腹板中腹板/邊腹板邊腹板/中腹板邊腹板中腹板差值B08斜拉索B05斜拉索B01斜拉索無橫梁區2.171.930.891.12262.9263.10.2有橫梁區2.071.910.931.08254.5254.80.3無橫梁區2.742.340.861.17180.2180.70.5有橫梁區2.622.320.881.13168.41690.6無橫梁區1.861.981.060.9464.765.20.5有橫梁區1.621.931.190.8455.956.30.4跨中梁段1.041.201.150.87284.92850.1近主塔梁段1.281.591.240.813.033.050.02

5 索力作用下縱向應力傳遞分析

本節選取B1、B5斜拉索錨塊附近主梁頂板，研究索力作用下的縱橋向應力擴散情況，其中B5應力雲圖代表主梁有索區的縱橋向應力傳遞模式，B1應力雲圖代表主梁有索區和近主塔無索區縱橋向應力傳遞模式，由於模型僅考慮索力作用下縱向應力傳遞，沒有考慮縱向預應力束的作用，所以在B1斜拉索錨塊附近頂底板均呈現受拉狀態。

由圖12、圖13可知，索力作用下主梁縱向應力的傳力路徑，在斜拉索錨固截面，索力縱橋向分力通過錨塊傳遞給橋面板，橋面板兩側承擔較大的縱向壓應力。索力縱向分力經過一段梁段的傳遞後，呈現橋面板中部承擔較大的縱向壓應力的狀態。由圖14、圖15可知，索力縱向分力在約0.5倍頂板寬度傳遞後，最終在無索區趨向於全橋面近似均勻分布[14，15]。

圖12 B5斜拉索處頂板縱向應力(-1～-2 MPa)

圖13 B5斜拉索處頂板縱向應力(0～-2 MPa)

圖14 B1斜拉索處頂板縱向應力(5～6 MPa)

圖15 B1斜拉索處頂板縱向應力(6～8 MPa)

由以上分析可以看出，由於正應力分布不均，主梁同一截面處頂板最大正應力和平均正應力的差值不超過2 MPa。縱向計算結果表明，最大正應力為17.5 MPa，出現在中墩附近頂板，考慮到正應力分布不均勻性後，仍滿足規范要求，可認為結構安全。

6 結論

本文結合新建商丘至合肥至杭州鐵路工程潁上特大橋主梁斜拉索錨固採用了相比於隔板更為輕巧的橫梁結構，進行了局部應力分析計算。重點考察了主梁橫梁局部應力、腹板剪力分配以及索力在主梁頂板傳力路徑，計算結果得出如下結論。

(1)主梁橫梁與腹板連接處，在遠離主塔一側易出現較大橫向拉應力，增設倒角可在一定程度上降低橫向拉應力。

(2)跨中無索區段和近主塔區段，中腹板承擔較大的豎向剪應力。其餘有索區段，在斜拉索的作用下，邊腹板承擔了較大的豎向剪應力。

(3)在斜拉索錨固截面，橋面板兩側承擔較大縱向應力，隨著索力沿橋面傳遞，截面中部范圍承擔較大的縱向應力。在無索區，縱向應力趨於均勻分布。

參考文獻：

[1] 張雷.三塔四跨鐵路矮塔斜拉橋設計[C]∥2010年高速鐵路特殊結構橋梁設計技術研討會論文集，2010.

[2] 張海，吳大宏.津保鐵路矮塔斜拉橋設計關鍵技術研究[J].鐵道標准設計，2013，57(11)：55-58.

[3] 劉士林，梁智濤，侯金龍，等.斜拉橋[M].北京：人民交通出版社，2002.

[4] 陳啟飛，李愛群，趙大亮，等.預應力混凝土斜拉橋主梁局部應力子模型分析及試驗[J].東南大學學報(自然科學版)，2007，37(2)：287-290.

[5] 鄒德義.無錫清明路清寧矮塔斜拉橋拉索區橫梁設計[J].城市道橋與防洪，2002 (5)：42-43.

[6] 韓清海，呂福剛.矮塔斜拉橋箱型主梁腹板剪力分布研究[J].山西建築，2012，38(20)：188-190.

[7] 姚君芳，盛興旺，羅勁松.矮塔斜拉橋索力在箱形主梁中分布規律研究[J].中南公路工程，2006，31(2)：158-160.

[8] 郝翠，王建國，曹新磊.拱塔斜拉橋預應力索塔錨固區節段應力分析[J].世界橋梁，2010(4):43-46.

[9] 吳大宏，王立中，張帥，等.津保矮塔斜拉橋空間分研究[J] .鐵道工程學報，2013(4):56-57.

[10]鄧江濤.高速鐵路矮塔斜拉橋墩塔梁固結段局部應力分析與驗證[J].鐵道標准設計，2016，60(6):43-47.

[11]陳從春，周海智，肖汝成.矮塔斜拉橋研究的新進展[J].世界橋梁，2006(1)：70-73.

[12]中華人民共和國鐵道部.TB 10002.3—2005鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范[S].北京：中國鐵道出版社，2005.

[13]盧元剛，楊冬春.部分斜拉橋拉索區橫梁計算方法討論[J] .工程設計，2012，26(5)：627-629.

[14]謝勇彰，鍾敏雄，高飛.矮塔斜拉橋索力在箱型主梁中分布規律研究[J].中南公路工程，2006，31(2)：158-160.

[15]曾勇，黃康，王茂強，等.[J].武漢理工大學學報(交通科學與工程版)，2012，36(4)：683-686.

Local Analysis of the Main Girder of High-Speed Railway Low-pylon Cable-stayed Bridge

JI Wei-qiang

(Department of Bridge Engineering Design and Research， The Third Railway Survey and Design Institute Group Corporation， Tianjin 300142， China)

Abstract：YinShang low-pylon cable-stayed pidge of Shangqiu-Hefei-Hangzhou railway Project uses the crossbeam instead of the diaphragm to make the main beam lighter. Aiming at this new structure， a 1/4 main beam solid finite element model between medium support and middle stride is built to better understand the mechanical characteristics and optimize structure details. The finite element model is employed to investigate the local stress of the crossbeam and the conclusion is reached that the chamfer can rece transverse tension stress. The shearing force of the web plate is also addressed with the finding that the shearing force of the medium web in the section without cable is larger and the opposite is true in the section with cable. Finally， the path of cable force transferred on the deck is identified by the distribution of longitudinal stress under cable forces， which may provide reference for local structure optimization and the horizontal analysis as well as the design of reinforcement．

Key words：Railway pidge; Low-tower cable-stayed pidge; Local stress analysis; Shear distribution; Path of cable force transfer; High speed railway

收稿日期：2016-06-27；

修回日期：2016-07-18

基金項目：中國鐵路總公司科技研究開發計劃重點課題(2016G002-I)

作者簡介：季偉強(1990—)，男，助理工程師。2015年畢業於同濟大學

橋梁工程專業，工學碩士，E-mail:[email protected]。

文章編號：1004-2954(2017)02-0063-05

中圖分類號：U448.27； U441+.5

文獻標識碼：A

DOI：10.13238/j.issn.1004-2954.2017.02.015