高速铁路无砟轨道矮塔斜拉桥变形控制研究

王 琦,杨欣然

(中国铁路设计集团有限公司,天津 300142)

1 概述

自20世纪80年代法国工程师Jacgues Mathivat提出矮塔斜拉桥的概念起，矮塔斜拉桥首先在日本得到发展，小田原港桥[1]、屋代南桥、屋代北桥[2-3]、蟹泽桥[4]、冲原桥、木曾川桥[5]、三内丸山桥[6]等多座矮塔斜拉桥相继建成。芜湖长江大桥为我国第一座矮塔斜拉桥，于2000年建成[7]，随后，矮塔斜拉桥在我国得到了快速发展，涌现出以厦门同安银湖大桥为代表的多座公路矮塔斜拉桥[8-11]。于2011年建成的京沪高速铁路津沪联络线矮塔斜拉桥为我国第一座铁路预应力混凝土矮塔斜拉桥[12-13]。由于具有刚度大、施工方便、经济性好的特点，矮塔斜拉桥在铁路桥梁建设领域得到了日益广泛的应用[14-17]，其中较为典型的有商合杭铁路(94.2+220+94.2) m矮塔斜拉桥、福平铁路乌龙江(144+288+144) m矮塔斜拉桥、蒙华铁路汉江(72.5+116+248+116+72.5) m矮塔斜拉桥等。

高速铁路在运营期间结构动力作用极其显著，因此，高速铁路矮塔斜拉桥需要具有足够的刚度、平顺性和较小的残余徐变。由于无砟轨道桥梁无法通过调节道砟厚度来调节轨道高程，在桥梁设计建造过程中对桥梁竖向变形的控制更为严格。以北京至沈阳高速铁路潮白河特大桥为背景，从梁高、塔高、二期恒载上桥时间等几方面，研究了其对桥梁竖向刚度、轨道平顺性和残余徐变的影响[18]。

2 工程概况

北京至沈阳高速铁路潮白河特大桥为双塔双索面预应力混凝土矮塔斜拉桥，孔跨布置为(65+85+178+93) m。梁部立面如图1所示。采用塔梁固结、墩梁分离的结构体系，斜拉索采用扇形布置，每个桥塔设8对拉索。斜拉索横向为双索面布置，立面为半扇形布置。每个索塔设8对斜拉索，塔上索距1.1 m，梁上索距8 m。索塔梁顶面以上高27 m，采用实心截面，塔柱横向宽度均为2.0 m，顺桥向宽3.5 m。

图1 梁部立面(单位：cm)

主梁截面采用单箱双室、变高度连续箱梁，中支点截面梁高9.5 m，跨中及边跨等高段梁高5.5 m，梁底下缘按二次抛物线变化。主梁截面见图2。

图2 主梁截面(单位：cm)

3 模型简介

3.1 有限元分析模型

采用MIDAS CIVIL 进行建模，墩、塔、梁采用梁单元模拟，斜拉索采用桁架单元模拟。全桥共计335个单元，362个节点，考虑69个施工阶段，有限元模型如图3所示。

图3 (65+85+178+93) m矮塔斜拉桥有限元模型

活载：采用双线ZK活载。

温度荷载：施工合龙温度按照5～10 ℃考虑，梁体按均匀升温25 ℃、降温20 ℃计算，拉索与主梁混凝土温差按±15 ℃计，非线性温度变化按《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》(TB 10002.3—2005)附录B考虑。

3.2 主梁高度对梁体变形影响研究

针对(65+85+178+93) m矮塔斜拉桥主梁梁高，研究比较了3种方案。

梁高方案一：支点处梁高9.0 m，跨中处梁高5.0 m。

梁高方案二：支点处梁高9.5 m，跨中处梁高5.5 m。

梁高方案三：支点处梁高10.0 m，跨中处梁高6.0 m。

经计算，各梁高方案下应力计算结果差距不超过5%，均满足规范要求。以下对主梁高度对梁体变形的影响进行研究。

各梁高方案主要刚度及徐变变形计算结果如表1所示，短波不平顺计算结果如表2所示。

表1 各梁高方案刚度及徐变变形计算结果

表2 各梁高方案短波不平顺计算结果 mm

由表1及表2可见，梁体变形对梁高较为敏感，随着梁高的增高，梁的刚度增大，温度变形及由温度产生的轨道不平顺值呈降低的趋势。

梁高方案一中跨跨中挠跨比及大里程侧梁端转角不满足规范要求，故不予采用。梁高方案二和梁高方案三的刚度指标、强度指标以及残余徐变等均可满足规范要求，均为可行方案。但梁高方案三应力较富余，由于梁高较大，材料用量多，经济指标相对不好，因此最终采用梁高方案二(支点处梁高9.5 m，跨中处梁高5.5 m)。

3.3 主塔高度对梁体变形影响研究

针对(65+85+178+93) m矮塔斜拉桥索塔高度，研究比较了3种方案。

塔高方案一：索塔高度22.0 m。

塔高方案二：索塔高度27.0 m。

塔高方案三：索塔高度32.0 m。

经计算，各塔高方案下应力计算结果差距不超过10%，均满足规范要求。以下对主塔高度对梁体变形的影响进行研究。

各塔高方案主要刚度及徐变变形计算结果如表3所示，短波不平顺计算结果如表4所示。

表3 各塔高方案刚度及徐变变形计算结果

表4 各塔高方案短波不平顺计算结果 mm

由表3可见，梁体竖向刚度与索塔高度成正比，但对塔高并不敏感。随着塔高增加，梁体残余徐变由下挠变为上拱，且残余徐变绝对值呈先减小后增加的趋势。由表4可见，随着塔高的增加，温度变形及由温度变形产生的轨道不平顺值呈增大的趋势，这是因为随着塔高的增加，索长及由索梁温差引起的温度变形随之增大。

考虑塔高方案一中跨跨中残余徐变为-34.09 mm，绝对值超过允许值20 mm，故不予采用。塔高方案二及塔高方案三刚度及强度相差不明显，均能满足规范要求。塔高方案三中跨跨中残余徐变为17.71 mm，而塔高方案二中跨跨中残余徐变为-4.45 mm，明显优于塔高方案三，因此最终采用索塔高度为27 m的塔高方案二。

3.4 二期恒载铺装时间对后期徐变的影响研究

全桥合龙后铺装二期恒载的时间对后期徐变的控制影响显著，为此对不同二期恒载上桥时间下桥梁跨中竖向变形及残余徐变进行计算分析，如表5所示。

表5 各停梁时间方案徐变计算结果 mm

由表5可见，不同停梁时间下，中跨跨中及93 m边跨跨中残余徐变量变化均较大，随着停梁时间的增长，中跨跨中残余徐变量呈增加的趋势，93 m边跨中残余徐变量呈减小的趋势，为探究产生该现象的原因，绘制不同停梁时间方案斜拉索终张拉后不同施工阶段的中跨跨中竖向变形如图4所示，93 m边跨跨中竖向变形如图5所示(图中竖向变形正方向为竖直向上)。

图4 各停梁方案不同施工阶段中跨跨中竖向变形

图5 各停梁方案不同施工阶段93 m边跨中竖向变形

由图4可以看出，在斜拉索终张拉后二期恒载铺装之前的存梁阶段，(65+85+178+93) m矮塔斜拉桥中跨跨中的徐变变化趋势均为上拱，停梁时间越长，上拱值的增加越为显著，加载二期恒载后，徐变变化趋势为下挠，并且随着成桥时间的增长，不同停梁时间下的竖向变形差距呈现缩小的趋势，在此情况下，停梁时间越长，后期残余徐变越大。由图5可以看出，93 m边跨中在斜拉索终张拉后二期恒载铺装之前的存梁阶段的徐变变化趋势均为下挠，且停梁时间越长，下挠值增大越为显著，加载二期恒载后，徐变变化趋势仍为下挠，并且随着成桥时间的增长，不同停梁时间下的竖向变形差距呈现缩小的趋势，在此情况下，停梁时间越长，后期残余徐变越小。

4 结论

以京沈高速铁路潮白河(65+85+178+93) m双塔双索面预应力混凝土矮塔斜拉桥为研究对象，该桥采用塔梁固结、墩梁分离的结构体系。为适应高速行车条件下无砟轨道控制变形控制需求，对梁高、塔高、二期恒载上桥前停梁时间等参数进行计算研究，主要结论如下。

(1)梁体竖向刚度对梁高较为敏感。随着梁高的增高，梁的刚度增大，温度变形及由温度产生的轨道不平顺值呈降低的趋势。

(2)随着塔高的增大，索长及由索梁温差引起的温度变形随之增大，温度变形及由其产生的轨道不平顺值呈增大的趋势，而梁体残余徐变由下挠变为上拱，且残余徐变绝对值呈先减小后增加趋势。

(3)中跨跨中铺设二期恒载前的徐变变化趋势为上拱，且停梁时间越长，后期残余徐变越大，而边跨跨中铺设二期恒载前的徐变变化趋势为下挠，且停梁时间越长，后期残余徐变越小。