太中(銀)鐵路變寬道岔連續梁構造及支座布置研究

于維汗

(鐵道第三勘察設計院集團有限公司，天津 300142)

1 概述

太中(銀)鐵路為Ⅰ級電氣化鐵路，全線鋪設無縫線路有砟軌道，并預留200 km/h速度條件。其起自太原南站，西達寶蘭線中衛站、銀川站，沿線橫穿山西、陜西、寧夏3個省和23個縣市區，是西北地區通往東部最便捷的通道，其建成對于西部大開發戰略的實施具有重要的促進作用。太中(銀)鐵路子洲站中心里程為DK292+850，車站范圍位于307國道與大理河之間的河灘上，由于太原端為跨越大理河及青銀高速公路設子洲大理河特大橋，從而導致車站太原側咽喉區位于橋上，包括一組八字渡線和2組單開并置12號道岔，如圖1所示。

圖1 太中銀鐵路子洲站平面示意

2 主要技術標準

(1)線路等級:國鐵Ⅰ級;

(2)股道布置:中間正線2條，兩側到發線2條;正線線間距5.0 m，到發線與正線線間距分別由道岔處相并漸變至5.0 m，其中道岔心軌根端距正線2.09 m;

(3)線路坡度:1.0‰;

(4)設計活載:中-活載;

(5)軌道形式:重型軌道標準，有砟軌道，鋪設跨區間無縫線路;

(6)地震力:地震動峰值加速度0.05g;

(7)設計行車速度:客車 200 km/h，貨車 120 km/h。

(8)二期恒載:包括鋼軌、扣件、軌枕、道砟、保護層、擋砟墻、人行道等，由最窄端195 kN/m線性漸變至最寬端364 kN/m。

3 無縫道岔對橋梁結構要求

道岔結構通常設置在軌道伸縮區，由于橋上無縫道岔與橋梁本身之間相互作用機理較為復雜，故為了盡量減少兩者耦合計算自由度和梁縫處受力突變，需滿足以下基本邊界條件:

(1)整組道岔所在橋面應為整體式結構，并且每組道岔宜鋪設在同一聯梁上;

(2)尖軌尖端及心軌根端距離梁縫不小于18 m;道岔轉轍器及轍叉部分、道岔的導曲線部分不跨越梁縫。

(3)道岔布置以盡量減小橋梁溫度跨度為原則，以避免設置鋼軌伸縮調節器。

(4)中-活載作用下，梁體豎向撓度不大于L/5 000(L為橋梁跨度)，3 m梁段范圍內一線2根鋼軌的豎向相對變形量t＜3.0 mm，梁端豎向折角＜1.0‰。

(5)列車橫向搖擺力、離心力、風力和溫度力作用下，梁體水平撓度不大于梁體計算跨度的L/4 000。

另外，橋面寬度在構造上除需滿足股道布置要求外，還要滿足裝設道岔轉轍機限界要求，即在道岔轉轍機布置范圍內，從擋砟墻內側邊緣起至相鄰線路中心距離需由區間正線的不小于2.2 m加寬至不小于3.2 m;橋梁加寬后的外側電纜槽道與其兩端未加寬段的電纜槽道應保持貫通，電纜槽道銜接處要求平面夾角大于120°，以便于養護維修，見圖2。

圖2 雙線變四線無縫道岔設置要求

4 橋梁構造

4.1 橋梁結構形式

為滿足無縫線路設置道岔的要求，在雙線變四線道岔區采用1聯3×32 m預應力混凝土連續箱梁，梁全長98.0 m。梁體為單箱三室、等高度、箱體變寬的中間直腹板、外側斜腹板箱梁結構，梁高2.80 m，高跨比1∶11.68，箱梁頂板寬12.06～22.06 m，在大里程端為與簡支T梁人行道相接，橋面每側局部加寬0.4 m，一般底板寬8.22～14.96 m，支點處底板每側加寬0.42 m，頂板厚度30 cm，底板厚度由30 cm變化至60 cm，腹板厚度由跨中處的50 cm按直線變化至支點處80 cm，梁體在端部和墩頂處共設置了4道橫隔板，梁端橫隔板厚度1.5 m，墩頂處橫隔板厚度2.0 m。為方便檢查人員，橫隔板上均設過人孔洞。梁體結構如圖3所示。

圖3 3×32 m連續梁立面及梁端截面(單位:cm)

4.2 構造優化處理

(1)由于要滿足雙線變四線的過渡，勢必造成連續梁全聯范圍內橋面寬度有較大變化，加上局部構造加寬要求，使得橋面外輪廓控制包線棱角分布較多。本著外觀簡潔、結構受力合理、簡化設計的原則，并考慮既便于施工又不增加較大工程量的因素，最終將橋面統一成平順變化的梯形，如圖4所示。

圖4 3×32 m連續梁橋面優化情況(單位:cm)

(2)關于腹板沿橋長方向的分布，對比了以下4種情況:

①中間直腹板平行、外側斜腹板扇形分布，懸臂等寬;

②中間直腹板平行、外側斜腹板扇形分布，懸臂變寬;

③中間直腹板及外側斜腹板均扇形分布，懸臂等寬;

④中間直腹板及外側斜腹板均扇形分布，懸臂變寬。

根據橫向計算和經濟比較結果，并適當考慮本連續梁同兩側相鄰梁跨間銜接的美觀效果，最終采用④方案，如圖5所示。

圖5 3×32 m連續梁腹板構造(單位:cm)

5 變寬道岔連續梁的支座布置

為了減少梁體位移對道岔的影響，對于單箱多室變截面連續梁的橫向支座布置尤其重要。通常縱向上固定支座宜設置在道岔中間，通過合理的調整孔跨布置使道岔前后不設鋼軌調節器;橫向支座布置應結合各線的相對位置關系，對因溫度變化引起的梁縫處鋼軌可能產生的橫向變位進行控制，盡量減小溫度跨度。對于扇形分布的截面來說，斜置腹板下支座的控制位移方向也是需要探討的問題。

5.1 梁體縱向的支座方向的確定

取圖6所示支座布置，即64、65、67號墩上的各支座均為多向活動支座，66號墩上設固定支座和橫向活動支座，各支座均設于腹板中心線下，考察在外荷載作用下支座的運動方向，主要是與固定支座相連的同一直線上的多向活動支座的運動方向(圖中支座節點2076、2004、3285)。通過建立空間實體元模型，活載加載方式為全橋長范圍的單線或雙線均布載，支座的計算位移見表1。

圖6 3×32 m連續梁支座類型及布置方式1

表1 支座位移計算結果1

由表1中數據可以看出。

(1)整體升降溫時，各支座位移的方向(斜度)有一定的規律，即沿各自與固定支座連線的方向呈放射狀變化。

(2)3285號支座處橋面較寬，支座基本位于線位下方，在均勻荷載(二期荷載、雙直線、雙曲線)作用下，支座主要是縱向位移，橫向位移很小，即位移的方向基本垂直。各活載作用下支座位移的平均方向為 271.9°。

(3)2076號支座處橋面較窄，中間兩支座間距為2.68 m，而正線的線間距為5.0 m，在均勻荷載(二期荷載、雙直線、雙曲線)作用下，支座位移的方向為88.2°，偏離與固定支座的連線方向2.4°，說明荷載作用時2076支座產生了扭轉，使支座方向發生了改變。各活載作用下支座位移的平均方向為82.7°。

(4)2004號支座處于2076號支座與固定支座之間，中間兩支座間距為3.45 m，也在兩正線線位的內側，在均勻荷載(二期荷載、雙直線、雙曲線)作用下，支座位移的方向為270.5°，偏離與固定支座的連線方向1.1°，荷載作用時2004號支座產生的扭轉變形小于2076號支座。各活載作用下支座位移的平均方向為 272.4°。

(5)3個支座除溫度變形外，其他荷載作用下的變形沒有共同的活動方向，說明由于支座間距的不同，和支座與橋面上線路的相對位置關系、岔線出岔位置的不同，使荷載作用時各支座處的變形方向規律性不大。

(6)3個支座的橫向位移有正有負，在各荷載組合工況下最大的橫向位移量為0.01+0.10+0.11=0.22 mm，數值較小，遠小于最大縱向位移量0.34+8.97+0.35=9.66 mm。

5.2 梁體橫向的支座方向的確定

取圖7所示支座布置，即3247號支座為固定支座，其余支座均為多向活動支座，各支座均設于腹板中心線下，考察在外荷載的作用下支座的運動方向，主要是與固定支座相連的橫向各支座的運動方向(圖中支座節點3242、3254、3259)，通過建立空間實體元模型，支座的計算位移見表2。

圖7 3×32 m連續梁支座類型及布置方式2

表2 支座位移計算結果2 mm

由表中數據可以看出。

(1)恒載和活載作用下3個支座的縱、橫向位移均很小，不控制設計。

(2)支座位移主要是由于溫度變化引起的，整體升、降溫25℃時，支座的活動主要是以橫向位移為主。

5.3 設計采用支座布置

通過分析各工況下支座位移的計算數據可以看出，順橋向與固定支座同一直線上的各支座最大橫向位移為0.22 mm，數值較小，遠小于縱向活動量，因此設計為縱向活動支座;而橫橋向與固定支座同一直線上的各支座主要以橫向位移為主，縱向位移微小，因此，設計采用橫向活動支座;其余支座均采用多向活動支座，如圖8所示。

圖8 3×32 m連續梁支座布置示意(單位:cm)

6 結語

(1)變寬道岔連續梁結構構造應根據無縫線路的構造要求、道岔轉轍機限界要求及簡化設計需要等條件綜合考慮，力求構造簡單、合理、施工方便。

(2)根據計算結果，證明對于本3×32 m連續梁，斜置腹板的支座布置成垂直于橫隔板方向是可行的，也是合理的。

(3)當腹板與隔板斜交法向角較大時，建議對順橋向與固定支座同一連線上的各支座位移進行綜合計算。若其橫向位移較為控制，可考慮將支座縱向活動方向進行調整，使之與固定支座連線重合，雖然結構計算與構造均更為復雜，但可抵消支座的扭轉效應，對結構安全有利。

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