小線間距條件下D型便梁改造與有限元分析

李昊

（鐵道第三勘察設計院集團有限公司，天津市 300142）

小線間距條件下D型便梁改造與有限元分析

李昊

（鐵道第三勘察設計院集團有限公司，天津市 300142）

D型施工便梁的最大優點是橋涵施工時可保證既有鐵路的通車條件，缺點是受鐵路線間距制約。為保證既有鐵路的通車條件，在線間距過小時需要對便梁進行改造設計。通過對既有施工便梁上的牛腿S12進行更換，換裝成S3構件，減小了鋼軌頂到施工梁頂的距離，滿足了鐵路建筑限界的要求。為了滿足改造后便梁結構剛度及穩定性要求，特在縱梁兩端、L／4、L／2、3L／4處增加5道橫梁，采取局部加厚橫梁梁端下翼板尺寸的方法滿足橫梁的強度要求。通過建立便梁空間桿系有限元模型、實體有限元模型，對施工過程中的最不利工況進行仿真分析。計算結果表明，改造后的D型施工便梁結構能夠滿足列車通過時強度、剛度和穩定性的要求。

D型施工便梁；線間距；橫梁加強；有限元

1 工程概況

橋址位于呼和浩特市東影北路與既有集包鐵路（呼東聯絡線）及改集包線交匯處，交叉里程K650+148.57，道路中心與鐵路的夾角為90°。改集包鐵路為國鐵I級，雙線電氣化鐵路，橋址處線間距最小4.1 m，東西走向，直線區段。道路與鐵路交叉處設計為（1-6.0 m）+（1-16.0 m）+（1-6.0 m）三孔分離式框構，頂進施工。為保證既有鐵路的通車條件，施工過程中需要對改集包左、右線進行線路加固，加固體系采用16 m+24 m+16 m D型施工便梁。圖1為框構平面布置示意圖。

圖1 框構平面布置示意圖（單位：cm）

2 項目方案研究

該橋線路加固系統設計為16 m+24 m+16 m D型施工便梁，由于工程所處位置線間距較小（僅為4.1 m），定型24 m D型施工便梁不能滿足《普速鐵路工務安全規則》[9]附表中規定的直線段雙線線間距4.51 m≤a＜4.81 m的要求，施工時不滿足“建限-1”的要求。在線路加固方案的選取上曾提出臨時便線繞行方案和縱橫梁加固方案，后經會議論證：從工程經濟性、可操作性上均不如D型施工便梁。故需要對24 mD型施工便梁進行改造，并進行結構的強度、剛度和穩定性檢算。

3 D型施工便梁的改造方案

首先根據現場實際情況和D型施工便梁使用說明書，對原施工便梁上牛腿S12進行更換，更換為S3構件，下牛腿S12保留。減小了鋼軌到施工梁頂距離，滿足了“建限-1”的要求。安裝牛腿S12時和安裝牛腿S3時軌頂到梁頂的距離參數見表1，改造前后便梁與限界關系見圖2、圖3。

表1 D梁改造前后梁體與限界關系對比表

圖2 安裝上牛腿S12時便梁與限界關系圖（單位：mm）

圖3 上牛腿更換為S3時便梁與限界關系圖（單位：mm）

由于橫梁上提導致結構整體的橫向剛度減弱，為了增加結構的整體性和穩定性，特在縱梁兩側梁端、1/4跨、1/2跨、3/4跨增加5道橫梁，加固后斷面關系見圖4。

圖4 D型便梁增加加勁橫梁布置圖（單位：mm）

4 D型便梁的檢算

4.1 模型的建立

列車通過D梁時，列車荷載通過鋼軌傳遞給橫梁，再通過橫梁傳遞給縱梁。采用MIDAS CIVIL 2015有限元分析軟件建立便梁的空間有限元模型（見圖5），分析便梁在列車活載作用下的受力狀態。車道用虛擬梁單元模擬，縱、橫梁均采用空間梁單元模擬。上橫梁與縱梁之間采用剛性連接模擬，并釋放面外的轉角約束；下加勁橫梁與縱梁之間、兩段斜桿間均采用鉸接模擬。梁頂與梁底節點間采用剛性連接（平截面假定），縱梁與支點樁之間的支撐按照簡支梁的邊界條件進行模擬。

圖5 24 m D型便梁整體模型

4.2 計算荷載

（1）自重：鋼容重取78.5 kN/m3。

（2）二期恒載：包含軌道、扣件、枕木等，荷載通過軌道傳遞到橫梁對應節點上，平均到每處節點荷載位1 657 N。

（4）制動力：制動力按照列車豎向靜活載的10%計算。

4.3 便梁的組成及截面尺寸

D型施工便梁由縱梁、橫梁、上下牛腿和節點板組成。縱、橫梁采用Q345qD鋼材，其余采用Q235鋼材。縱梁長度為24 500 mm，橫向間距為4 460 mm；橫梁長度為3 960 mm，縱向間距為670 mm。各部件結構截面尺寸如圖6所示。

圖6 24 m D型便梁各部件截面尺寸（單位：mm）

4.4 主要設計指標

4.4.1 強度驗算指標

依據《鐵路橋梁鋼結構設計規范》（TB10002. 5-2005）[7]，需要對便梁的強度進行驗算。對應D型便梁，第一層橫梁及縱梁為純彎構件、加勁橫梁為中心受拉構件。應按照規范中公式（4.2.1-2）和（4.2.1-6）、（4.2.1-7）分別檢算構件的法向應力、剪應力和換算應力。

Q345qD鋼基本容許應力為：軸向應力〔σ〕= 200 MPa；彎曲應力〔σw〕=210 MPa；剪應力〔τ〕= 120 MPa。考慮到該結構為臨時結構，按照《鐵路橋梁鋼結構設計規范》（TB10002.5-2005）3.2.8規定[7]，應考慮容許應力提高系數1.2，對應提高后軸向應力〔σ〕=240 MPa，彎曲應力〔σw〕=252 MPa，剪應力〔τ〕=144 MPa。

4.4.2 構件的總體穩定

依據《鐵路橋梁鋼結構設計規范》（TB10002.5-2005）中4.2.2條[7]驗算橫梁和縱梁的總穩定性。

4.4.3 梁體撓度

按照《普速鐵路工務安全規則》（鐵總運【2014】272號）附表3-3要求[9]，梁體在靜活載下的撓度不得大于跨度的1/400。

4.5 檢算結果

4.5.1 縱、橫梁

通過建立的空間桿系有限元分析，提取主要計算結果，詳見表2、圖7～圖9得出如下結論：

表2 D型便梁主要構件檢算結果

圖7 D型便梁縱梁彎曲正應力包絡圖（單位：MPa）

圖8 D型便梁橫梁彎曲正應力包絡圖（單位：MPa）

圖9 D型便梁在靜活載作用下整體豎向位移包絡圖（單位：mm）

（1）縱梁最大彎曲應力以及撓度發生在跨中位置處，剪應力最大值發生在縱梁梁端位置。

（2）橫梁最大彎曲應力和剪應力發生在梁端位置，撓度最大值發生在跨中位置處。

（3）由于荷載的橫向偏載，造成橫梁臨近線間側端部換算應力超出容許值，需要對橫梁進行局部加強。

4.5.2 牛腿

24 m D型施工便梁橫向間距為670 mm，每孔便梁共有37根橫梁，縱橫梁通過牛腿及節點板栓接。通過計算，節點連接處剪力最大值為177.5 kN，彎矩最大值為134.7 kN·m。縱橫梁連接處牛腿的受力形式為螺栓群連接的彎矩和剪力共同作用下的受剪構件，每個螺栓受力均為剪力，應按下式驗算螺栓應力：

計算結果表明：距離形心最遠處螺栓剪力為13 055.88 N，小于螺栓承載力[N]bv=24 640 N，滿足規范要求。

4.6 橫梁加強及加強后實體有限元分析

由表2可知，橫梁梁端處的換算應力不滿足規范要求，需要對橫梁梁端下翼板進行加強處理。在距離橫梁梁端40 cm范圍內的下翼緣板內側焊接10 mm厚與橫梁同材質鋼板。

對橫梁加強后的D型便梁，建立空間桿系有限元模型、實體有限元模型進行仿真分析。

實體有限元分析采用的軟件為MIDAS FEA，加載方式為空間桿系有限元模型的桿件內力。牛腿與結點板的連接，采用鉸接模擬；橫梁與牛腿的連接情況較復雜，模型采用螺栓的簡易模型，分別在螺栓與橫梁和牛腿之間建立接觸面實現荷載的傳遞。計算模型見圖10。

圖10 橫梁與牛腿FEA實體模型

由圖11可知：實體有限元分析橫梁梁端最大換算應力發生在橫梁與牛腿結合交界處，最大值250.65MPa；經空間桿系有限元分析最大值為240 MPa，均小于容許值252 MPa。滿足規范要求。

圖11 橫梁與牛腿疊合處主應力云圖（單位：MPa）

5 結論

（1）為了增加D型便梁的整體和局部穩定性，建議在縱梁兩側梁端、1/4跨、1/2跨、3/4跨增加5道橫梁。

（2）為滿足“建限-1”的要求，建議將施工便梁上牛腿S12更換為S3構件。

（3）為保證橫梁受力滿足規范要求，建議在距離橫梁梁端40 cm范圍內的下翼緣板內側焊接10 mm厚與橫梁同材質鋼板，焊縫采用10 mm四周角焊縫。

（4）從加強后的橫梁計算結果可以看出，橫梁在主力作用下換算應力已接近容許值，綜合考慮現場安裝條件和偏載較大等因素，建議選用周轉次數較少的便梁進行改造加強，并在廠家的指導下進行安裝。

（5）為了保證便梁結構不發生橫向移動，建議在支點樁頂部預埋工字鋼作為橫向限位裝置。

（6）從撓度計算結果可以看出梁體撓度已接近容許值，建議在施工過程中加強便梁撓度的觀測。

[1]中華人民共和國國務院.鐵路安全管理條例（國務院令第639號）[Z].北京：中華人民共和國國務院.

[3]TG/CW 106-2012，鐵路營業線施工安全管理辦法[S].

[4]TG/CW 106A-2014，鐵路營業線施工安全管理辦法補充規定[S].

[5]TB10002.1-2005，鐵路橋涵設計基本規范[S].

[6]TB10002.5-2005，鐵路橋梁鋼結構設計規范[S].

[7]TB10002.5-2005，鐵路橋涵地基和基礎設計規范[S].

[8]GB50017-2003，鋼結構設計規范[S].

[9]TG/GW 101-2014，普速鐵路工務安全規則[S].

[10]中鐵寶橋天元實業發展有限公司.D型施工便梁使用說明書[Z].寶雞：中鐵寶橋天元實業發展有限公司，2010.

表3 撓度驗算結果

U445

B

1009-7716（2016）12-0079-04

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2016.12.023

2016-08-29

李昊（1984-），男，河北石家莊人，工學碩士，工程師，從事橋梁設計工作。