铜陵公铁两用长江大桥梁端竖向转角控制设计研究

张 强 李 伟

（中铁大桥勘测设计院集团有限公司 武汉 430056）

铜陵公铁两用长江大桥铁路通行京福铁路客运专线双线、庐江至铜陵I级铁路双线，公路通行6车道高速公路。主桥采用跨度布置为90 m＋240 m＋630 m＋240 m＋90 m的5跨连续钢桁梁斜拉桥，桥式布置见图1。

图1 主桥桥式布置（单位：m）

1 控制梁端转角的目的

根据铜陵公铁两用长江大桥的车－线－桥动力仿真分析研究结论，随着梁端竖向折角和车速的增加，车辆竖向加速度总体上线性变大，乘坐舒适度降低，见表1。分析和实测均表明梁端通常是列车走行性的薄弱环节。因此减小梁端竖向转角，不仅可改善梁端处轨道扣件受力［1］，更是提高梁端处列车通过速度和乘坐舒适度的重要措施［2－3］。

表1 不同梁端折角情况下车辆响应（国产300 k m／h动车组）

铜陵公铁两用长江大桥设计阶段进行了采用无砟轨道的可行性研究。根据高速铁路设计规范，采用有砟轨道的梁端转角需控制在2‰rad以内，而采用无砟轨道，梁端的竖向转角需控制在1‰rad以内［4］。

2 影响梁端竖向转角的因素分析

梁端竖向转角由两部分组成。第一部分为总体加载时，梁端处产生的总体转角；第二部分为列车轮对作用在梁端桥面板时，因桥面结构局部变形产生的局部转角。文中梁端转角为总体与局部转角之和。

2.1 梁端总体转角影响因素

在设计荷载已确定的情况下，梁端总体转角和桥梁自身刚度有关。主要的影响因素有：跨度布置、桁高、主塔刚度、斜拉索的角度和张拉力。

加大斜拉索水平角，提高应力水平可减小斜拉索的非线性影响［5－6］。铜陵长江大桥斜拉索最小水平角度为26.6°，在常规取值范围内。因斜拉索的角度和应力可调整的范围不大，此处不再讨论其对梁端转角的影响。

2.1.1 跨度布置

设置辅助墩可大幅度降低梁端转角，见表2。梁端转角随锚跨跨度的减小而减小。但较小的锚跨跨度，会降低全桥整体刚度，增加中跨挠度和塔底弯矩，同时也会增加边墩和辅助墩的活载负反力值。

兼顾全桥刚度和梁端转角两方面，锚跨选用75 m和90 m是比较合适的。从列车运行的安全性和乘坐的舒适性考虑，较大的全桥刚度更为有利，因此锚跨选用90 m跨度。

表2 跨度布置对梁端转角的影响

2.1.2 桁高

增加桁高，主梁竖向刚度加大，可减小梁端转角，见表3。采用15.5 m桁高与15.0 m桁高相比，杆件最大轴力变化为1.13%，基本不影响杆件的截面尺寸；因腹杆长度增加导致全桥用钢梁增加约220 t，相对主梁约7万t的总用钢量的比例非常小。

表3 桁高对梁端转角的影响

2.1.3 主塔刚度

加大主塔纵向尺寸，提高纵向抗弯刚度可减小梁端转角，但增加了主塔塔身弯矩，见表4。并且塔底弯矩增加幅度远大于梁端转角减小的幅度。考虑到主塔和主塔基础造价昂贵，因此主塔的刚度应适中，不宜取用大值。

表4 塔身刚度对梁端转角的影响

2.1.4 小结

经比较后，铜陵桥采用了90 m的边跨跨度，主桁桁高选用15.5 m，主塔根部纵向尺寸选用16 m。此时梁端转角为1.46‰弧度，可满足有砟轨道的限值要求。但对于无砟轨道的适应性研究来说，还需要进一步研究降低梁端转角的措施，以满足1.0‰的限值要求。

2.2 梁端局部转角影响因素分析

对梁端桥面系结构进行了对比研究，希望通过降低梁端局部转角来进一步降低梁端总转角。

对梁端节间铁路桥面系结构设计方案，计算了如下3种方案。

2.2.1 方案一。正交异性钢板桥面＋密横梁

桥面板和主桁下弦杆的上盖板之间焊接。横梁为倒T形，横梁腹板与下弦杆加劲板之间采用螺栓连接，与桥面板之间采用焊接。桥面板厚16 mm，U肋间距600 mm。横梁间距3 000 mm，腹板厚16 mm，下缘翼板厚40 mm，横梁竖向加劲板基本间距为1 800 mm。方案一钢梁横断面布置见图2。

图2 方案一梁端结构图（单位：mm）

活载作用下桥面板的梁端竖向转角计算值见表5，庐铜侧和合福侧桥面板各选取3个计算节点处的转角值。

表5 方案一梁端竖向转角计算表 ‰rad

方案一铁路桥面最大梁端竖向转角为1.46‰rad。因横梁间桥面板在轮对荷载作用下有局部竖向变形，产生局部转角。这是表5中桥面板的竖向转角大于主桁的竖向转角的原因。因此需要提高桥面板的纵向抗弯能力，减小横梁间桥面板的局部变形量。

2.2.2 方案二。钢箱桥面＋横隔板

铁路桥面有顶底板，顶底板分别和主桁下弦杆的上下盖板焊接。顶底板之间设置横向隔板，横隔板与下弦杆加劲板之间采用螺栓连接，与桥面板之间采用焊接。桥面顶板厚16 mm，底板厚12 mm。U肋基本间距600 mm。横隔板间距3 000 mm，厚16 mm。横隔板竖向加劲板基本间距为1 800 mm。方案二钢梁横断面布置见图3。

图3 方案二梁端结构图（单位：mm）

活载作用下桥面板的梁端竖向转角计算值见 表6。

表6 方案二梁端竖向转角计算表 ‰rad

方案二最大梁端竖向转角为1.306‰rad。同方案一相比，减小幅度较小，表明虽然设置了底板，但由于纵桥向顶底板间没有连接构造，底板局部荷载作用下，钢箱桥面系的受力以顶板为主，未能发挥出钢箱桥面底板作用。

2.2.3 方案三。钢箱桥面＋横隔板＋纵腹板

方案三桥面也采用新型的钢箱桥面，桥面构造基本和方案二相同。在铁路钢轨对应位置桥面增设了纵向的加劲腹板N1和N2，见图4。加劲腹板厚14 mm，和桥面的顶底板之间采用焊接连接。

图4 方案三梁端结构图（单位：mm）

活载作用下桥面板的梁端竖向转角计算值见 表7。

表7 方案三梁端竖向转角计算表 ‰rad

方案三铁路桥面顶板最大梁端竖向转角为0.888‰rad。与方案二相比，竖向转角值明显减少。设置纵向腹板后，桥面的顶底板和纵向隔板组成了“工”字型桥面结构共同承担轮对荷载，和方案一单纯的正交异性板结构相比，桥面纵桥向抗弯刚度有大幅度提高。

对于桥面局部转角，进行了简化的平面计算和空间计算进行对比。考虑到轮对荷载通过枕木和道砟扩散，在桥面的作用宽度为3 m。3 m宽的正交异性顶板截面抗弯惯性矩为0.000 83 m4，计入腹板和底板（按400 mm有效宽度计）截面后，截面抗弯惯性矩为0.023 52 m4。将桥面结构简化为支撑在横梁（横隔板）上的梁，可计算出方案一桥面局部转角为0.516‰rad，方案三桥面局部转角为0.018‰rad。和表5、表7中桥面板与中桁梁端转角差值相对比，基本保持在同一数量级。

3 梁端动力性能

铜陵长江大桥尽管桥面宽度达到34.2 m，但采用了3片主桁、较小的边跨跨度、钢箱桥面、桥面纵向加劲等综合措施后，有效减小了梁端处的竖向转角和局部变形。距梁端15 m范围内最大动挠度为2.316 mm，梁端附近没有出现明显的变形差异，避免了局部变形过大导致对车辆产生冲击，行车安全和乘坐舒适度指标均达到优良［7］。

4 结语

对铜陵公铁两用长江大桥影响梁端转角的各因素进行了深入比较分析，研究表明跨度布置对梁端总体转角有较大影响，通过减小边跨跨度，可有效减小梁端总体转角；梁端桥面系采用钢箱桥面，并设置纵向腹板，增大了梁端桥面系纵向抗弯刚度，可减小梁端局部转角。采用以上措施后，铜陵长江大桥的梁端总竖向转角可控制在1‰rad以内。

铜陵公铁两用长江大桥最终按有砟轨道实施，但大桥设计方案的梁端转角可满足更为严格的无砟轨道技术要求。大桥的梁端转角控制措施对于其他大跨度铁路钢桥和无砟轨道钢桥将具有积极的借鉴意义。

［1］ 赵国唐.高速铁路无砟轨道结构［M］.北京：中国铁道出版社，2006.

［2］ 李永乐，向活跃，万田保，等.大跨度铁路桥梁梁端伸缩装置对列车走行性影响的研究［J］.铁道学报，2012（2）：94-99.

［3］ 李永乐，吴梦雪，臧 瑜，等.大跨度悬索桥梁端竖向折角对列车走行性的影响研究［J］.土木工程学报，2012（8）：114-120.

［4］ TB10621－2009高速铁路设计规范［S］.北京：中国铁道出版社，2010.

［5］ 周孟波.斜拉桥手册［M］.北京：人民交通出版社，2004.

［6］ 严国敏.现代斜拉桥［M］.成都：西南交通大学出版社，2000.

［7］ 高芒芒，熊建珍，孙加林.铜陵长江大桥无砟轨道车线桥动力性能研究［J］.中国铁道科学，2012（B08）：69-75.