高速鐵路多塔矮塔斜拉橋力學性能研究

潘湘文

(1.中鐵上海設計院集團有限公司,上海 200070； 2.東南大學,南京 211189)

引言

近年來，隨著中國鐵路的快速發展，矮塔斜拉橋在鐵路中的應用也越來越多[1]。矮塔斜拉橋是一種介于連續梁橋與斜拉橋之間的橋型，與連續梁相比具有跨越能力大等優點；與斜拉橋相比具有施工方便、主梁剛度大等優點[2]。矮塔斜拉橋的特點是主塔高度低、結構剛度較大，對控制塔頂水平位移及梁的變形較為有利，150～350 m是其合理經濟跨徑，目前在鐵路領域得到廣泛應用[3-5]。

我國于2000年建成第一座公鐵兩用矮塔斜拉橋—蕪湖長江大橋[6]。2011年，我國建成第一座鐵路預應力混凝土矮塔斜拉橋—京滬高鐵津滬聯絡線特大橋[7]。近年來，建成的鐵路混凝土矮塔斜拉橋有武九客運專線鐵路(82+154+88) m矮塔斜拉橋[8]；廣珠城際(100+2×210+100) m矮塔斜拉橋[9]；商合杭鐵路(94.2+220+94.2) m矮塔斜拉橋[10]；福平鐵路(144+288+144) m烏龍江特大橋等[11]。

按照塔梁墩結合方式，矮塔斜拉橋可分為漂浮體系、半漂浮體系、塔梁固結體系和剛構體系[12]。由于鐵路橋梁對主梁剛度要求高，主梁自重較大，因此矮塔斜拉橋一般不采用漂浮體系[13]。半漂浮體系的主梁在塔墩上設置豎向支承，整體剛度相對漂浮體系大，滿載時塔柱處主梁有負彎矩峰值。塔梁固結體系將塔梁固結并支承在墩上，可有效地減小主梁中央段的軸向拉力和結構的溫度內力，缺點是結構剛度小、變形大[14]。剛構體系的塔梁墩均固結，結構剛度大，但是塔墩梁固結處彎矩大，索塔需要承受較大的溫度應力以及水平地震作用。

本文以多塔矮塔斜拉橋為研究對象，通過對比不同體系下結構的靜力性能，對各結構體系的適用性進行分析，并對不同結構參數對結構力學性能的影響進行分析，研究結論可為高速鐵路多塔矮塔斜拉橋的設計提供參考。

1 工程背景

本文的依托工程為新建池州到黃山高速鐵路太平湖特大橋。太平湖特大橋主橋為(48+118+2×228+118+48) m三塔六跨矮塔斜拉橋，全長789.7 m。主梁為預應力混凝土變截面箱梁，采用直腹板單箱雙室斷面。箱梁頂板寬14.1 m，底板寬11.5 m。箱梁跨中梁高6.0 m，支點梁高12.0 m。全橋共3個索塔，索塔為雙柱式，塔高48.0 m。橋塔與主梁0號梁段固結。斜拉索為雙索面，梁上索距8.0 m，塔上索距1.2 m，在塔上采用分絲管索鞍通過。

主墩采用鋼筋混凝土實體矩形橋墩，主墩橫橋向厚度為15.4 m，縱橋向厚度為6.5 m。4號墩為15-φ3.0 m樁基礎；3號、5號中墩為12-Ф3.0 m樁基礎。主橋橋型布置如圖1所示，主跨編號從左到右依次為A～F跨，橋墩位置分別為①～⑦。

圖1 太平湖特大橋主橋橋型布置(單位：cm)

2 結構體系研究

采用有限元軟件Midas Civil建立計算模型，結構離散為937個節點，889個單元。主梁、橋墩和橋塔采用空間梁單元，斜拉索采用桁架單元。計算模型如圖2所示。

圖2 有限元模型

2.1 主梁作用效應

不同荷載作用下各結構體系的主梁豎向撓度如表 1 所示。其中塔梁固結和剛構組合結構體系，即將圖 1 中的④號中墩設置為塔墩梁固結，將③號、⑤號中墩設置為塔梁固結。

表1 不同結構體系下主梁跨中撓度 mm

由表1可知，在活載作用下剛構體系主跨跨中撓度最小，塔梁固結和剛構組合體系、半漂浮體系、塔梁固結體系的跨中撓度分別為剛構體系的1.33、1.58、1.82倍，表明剛構體系具有較大的結構剛度，塔梁固結和剛構組合體系的剛度僅次于剛構體系，塔梁固結體系的剛度最小。溫度作用下，4種體系的溫度變形值相差很小。結合TB10002—2017《鐵路橋涵設計規范》[15]對主梁豎向撓度的要求，半漂浮和塔梁固結體系的主梁豎向撓度不滿足要求。

在不同荷載工況下，各結構體系主梁跨中及支點處的彎矩如表2所示。

表2 不同體系下主梁跨中及支點彎矩 kN·m

2.2 主塔作用效應

不同荷載作用下各結構體系橋面位置處塔柱彎矩如表3所示。

表3 橋面處塔柱彎矩 kN·m

由表3可知，列車活載作用下，剛構體系的主塔彎矩最小，半漂浮體系的④號中塔彎矩相對較大。整體降溫時，塔梁固結體系為外部靜定結構，且主塔兩側拉索變形基本一致；因此其主塔彎矩很小，而剛構體系的作用效應最大。

主塔塔頂水平位移如表4所示。

表4 塔頂水平位移 mm

由表4可知，剛構體系的水平剛度大，在列車活載作用下其塔頂水平位移均較小，塔梁固結和剛構組合體系在列車活載作用下其塔頂水平位移為剛構體系的1.92倍，半漂浮體系水平剛度相對塔梁固結體系大；整體升溫時，剛構體系和半漂浮體系的塔頂出現較大的水平位移。

2.3 橋墩作用效應

在不同荷載作用下，各結構體系的橋墩墩頂彎矩如表5所示。

表5 橋墩墩頂彎矩 kN·m

由表5可知，塔梁固結體系無墩頂彎矩，塔梁固結和剛構組合體系僅在④號墩頂有彎矩。在移動荷載、溫度梯度、整體升溫作用下，剛構體系的墩頂彎矩均比半漂浮體系大。

在不同荷載作用下，各結構體系的橋墩墩底彎矩如表6所示。

表6 橋墩墩底彎矩 kN·m

由表6可知，墩底與墩頂的作用效應類似，在列車、溫度梯度、整體升溫作用下剛構體系的墩底彎矩值均較半漂浮體系大；在列車作用下塔梁固結和剛構組合體系的墩底彎矩值為剛構體系墩底彎矩值的1.66倍。

2.4 索梁荷載比

索梁荷載比是研究矮塔斜拉橋力學行為的一個重要參數[16]，索梁荷載比為拉索分擔豎向荷載與主梁分擔豎向荷載的比例。對全橋橋面施加二期恒載，則不同結構體系的索梁荷載比如表7所示。

表7 索梁荷載比

從表7可以看出，不同結構體系的索梁荷載比相差不大，半漂浮體系、塔梁固結體系和塔梁固結和剛構組合體系的索力荷載比基本相同，僅剛構體系的索梁荷載比稍小。

斜拉索在成橋階段承擔荷載的比例很小，這是由于高速鐵路無砟軌道對橋梁剛度的要求很高，需要主梁具有足夠的剛度。

2.5 結構體系的選擇

剛構體系的多塔矮塔斜拉橋主梁剛度較大，而且各跨剛度分布比較均勻，在列車活載作用下力學性能表現良好，但在整體升降溫、梯度溫度、收縮徐變的作用下主梁產生較大的內力；半漂浮體系和塔梁固結體系的主梁剛度較低，在活載作用下主梁豎向撓度和橋塔順橋向位移均較大，不能滿足運營階段的要求。

因此，采用了塔梁固結和剛構組合結構體系，該體系主梁剛度能滿足運營階段要求，且在溫度及收縮徐變的作用下主梁內力效應較小。

3 主要結構參數研究

為探討多塔矮塔斜拉橋的合理設計參數，分析邊中跨比、主梁高度、橋塔高度等結構參數對結構靜力性能的影響。

3.1 邊中跨比

邊中跨比是影響結構受力行為的重要因素，邊中跨比太小會導致邊跨支點處出現負反力，比例太大則會導致邊跨出現較大的正彎矩，梁端轉角增大且給邊跨配束帶來困難[17]。據統計，鐵路矮塔斜拉橋邊中跨比的取值范圍集中在0.5～0.6[18]。

當邊中跨比取值為0.5，結構體系為塔梁固結和剛構組合體系，梁高為6～13 m，在靜活載作用下梁端轉角達1.34‰，不滿足高速鐵路橋梁梁端轉角不大于1‰的要求，且邊支座已出現負反力。因此，為改善梁端轉角和保證邊支座不受拉力，在主橋兩端各增設1個次邊跨，次邊跨的跨度結合自身的受力和梁端轉角確定。

3.2 主梁高度

矮塔斜拉橋以主梁受力為主，結構的豎向剛度主要由主梁提供，需確定合理的梁高取值范圍。支點處的梁高為12 m，為跨徑的1/19，跨中處梁高為6 m，為跨徑的1/38。方案A：跨中5.0 m，支點11.0 m；方案B：跨中5.5 m，支點11.5 m；方案C：跨中6.0 m，支點12.0 m；方案D：跨中6.5 m，支點12.5 m；方案E：跨中7.0 m，支點13.0 m。在活載作用下，主梁高度對結構內力、變形的影響規律如圖3所示。

圖3 主梁高度對結構內力、變形的影響規律

從圖3可知，主梁高度變化對結構的靜力性能影響較為顯著。梁高由5.0～11.0 m增加至7.0～13.0 m時，主梁撓跨比顯著減小，主梁跨中撓度最小值為最大值的62%，且A、B兩種撓度方案均不滿足規范要求；梁端轉角影響較小；塔頂位移與塔高的比值逐漸減小，最小值為最大值的69%；拉索應力幅顯著減小，最小值為最大值的62%；拉索承擔豎向荷載的比例隨之減小，最小值為最大值的63.3%。

3.3 塔梁高跨比

塔梁高跨比指橋面以上塔高與主跨跨徑的比值[19-20]，以下簡稱塔跨比。為研究塔高變化對結構靜力性能的影響，在保持其他結構參數不變的前提下，改變塔柱的無索區高度從而改變塔高，橋面以上塔高取值為25～45 m，則塔跨比分別為1/9.1、1/7.6、1/6.5、1/5.7、1/5.1。在活載作用下，橋塔高度對結構內力、變形的影響規律如圖4所示。

圖4 橋塔高度對結構內力、變形的影響規律

由圖4可知，在活載作用下，橋塔高度增大，主梁撓跨比呈減小趨勢，但減小幅度較小，主梁跨中撓度最小值為最大值的89.3%；塔頂水平位移逐漸增大，塔頂位移與塔高的比值也逐漸增大，塔頂水平位移與塔高比值的最大值為最小值的1.21倍；拉索應力幅逐漸增大，拉索應力幅最大值為最小值的1.17倍；主梁跨中、中支點彎矩逐漸減小，跨中彎矩最小值為最大值的89.1%，塔根處彎矩最小值為最大值的82.3%；拉索承擔豎向荷載的比例隨之增大，索梁荷載比增大了2倍。

因此，橋塔高度增加，拉索的傾角增大，其豎向支承能力提高，改善了結構的靜力性能，但拉索應力幅提高，塔頂位移增大，因此在滿足拉索疲勞性能要求和橋塔受力合理的前提下，可盡量提高橋塔高度。

4 結論

本文對池黃高鐵(48+118+2×228+118+48) m多塔矮塔斜拉橋的結構體系和主要結構參數進行研究，結論如下。

(1)對于多塔矮塔斜拉橋，塔梁固結、半漂浮體系下結構整體剛度較弱，需增大梁高以滿足列車行車要求；剛構體系具有較大的結構剛度，但在整體升降溫和收縮徐變下產生較大的次內力，對邊中墩的受力較為不利；塔梁固結和剛構組合體系的結構剛度相對剛構體系雖略有減小，但邊中墩的彎矩明顯減小，可有效減少下部基礎工程量。

(2)多塔矮塔斜拉橋的結構剛度主要由主梁提供，索梁荷載比較小，在拉索布置形式相同的情況下，不同結構體系的索梁荷載比相差很小。

(3)矮塔斜拉橋可通過增設輔助墩及次邊跨的方式減小梁端轉角，以滿足高速鐵路行車對橋梁的剛度要求；次邊跨和邊跨的跨度組合確定應滿足其自身受力要求。

(4)主梁梁高變化對結構的整體剛度影響較大，在設計時應在滿足高速鐵路豎向剛度指標的前提下，優化邊、中支點梁高，以改善主梁和橋塔受力。

(5)塔高增大可以提高結構的整體剛度和索梁荷載比，同時減小塔根處主梁彎矩和主梁跨中彎矩，因此在保證拉索疲勞性能滿足要求和橋塔受力合理的前提下，盡量提高橋塔高度，以優化結構受力。