高速铁路单索面矮塔斜拉桥的静动力性能

2022-06-08王凯

铁道建筑 2022年5期

王凯

中国铁道科学研究院集团有限公司铁道建筑研究所，北京 100081

双塔单索面矮塔斜拉桥是介于连续梁（刚构）桥与普通斜拉桥之间的一种组合结构桥型［1-2］。单索面斜拉索锚固于主梁中心位置，斜拉索提供的扭转约束比双索面小得多，主梁在偏载作用下扭转效应明显［3-4］。随着矮塔斜拉桥跨径和主梁横向宽度的增大，剪力滞效应更加严重。本文以赣深高速铁路剑潭东江特大桥主桥为例，建立空间有限元模型，结合现场静动载试验结果，研究该桥静动力性能。

1 工程概况

剑潭东江特大桥位于惠州北站—仲恺新区站区间，桥梁全长921.77 m，跨径组成为（24 + 32）m 简支梁 +（136 + 260 + 136）m 矮塔斜拉桥 + 9 × 32 m 简支梁+ 24 m 简支梁。主桥为双塔单索面矮塔斜拉桥，塔、梁、墩固结的结构体系，梁体为三向预应力结构，主塔采用钢筋混凝土结构，斜拉索采用扇形布置。桥梁为赣深高速铁路正线和广汕客运专线联络线四线共建桥，其中赣深高速铁路正线线间距5.0 m，广汕客运专线联络线线间距4.6 m，设计荷载为ZK 活载，设计速度350 km/h。桥梁布置见图1。

图1 桥梁布置（单位：cm）

梁体为变高度单箱三室箱形截面，跨中及边支点截面高6.0 m，中支点截面高13.0 m，梁底按圆曲线渐变。索塔设置于桥面中间，塔柱桥面以上高56.0 m，塔柱为矩形实体截面，塔柱下段在塔、梁、墩固结处纵向分叉为两个独立塔柱，呈倒Y 形。全桥设置40对斜拉索。2#、5#墩上横向布置3 个双向活动支座和1 个纵向活动支座，支座类型为TJQZ‐10000 球形钢支座。2#、5#墩采用矩形实体墩，3#、4#墩采用双肢薄壁墩，墩身的横桥向宽度为23.0 m。2#—5#墩墩高依次为9.4、27.0、25.5、27.9 m。

2 有限元分析

采用MIDAS/Civil 软件建立桥梁空间杆系有限元模型。塔、梁、墩均采用梁单元模拟，斜拉索采用只受拉桁架单元模拟。主梁（索塔）与斜拉索连接，索塔（桥墩）与主梁连接均采用弹性连接（刚性）进行模拟，二期恒载按271 kN/m 考虑。桥梁自振特性采用子空间迭代法进行求解，桥梁振型见图2。桥梁设计活载包络计算结果见图3。可知，双肢薄壁墩在设计活载作用下墩顶应力为4.60 MPa，活载应力幅值较大。

图2 桥梁振型

图3 设计活载包络计算结果

国内铁路矮塔斜拉桥常采用双肢薄壁墩与薄壁空心墩。依据图纸建立薄壁空心墩模型，不改变双肢薄壁墩壁厚、间距情况下仅改为闭口截面。采用薄壁空心墩，在设计活载作用下墩顶应力为3.27 MPa，应力幅值降低29%；然而梁体中跨跨中截面在设计活载作用下，顶板、底板应力分别由-3.37、3.22 MPa 增加至-3.71、3.55 MPa，应力幅值增加10%。由此可见，主梁应力控制设计情况下可采用双肢薄壁墩。

双肢薄壁墩与薄壁空心墩相比，具有水平抗推刚度小的特点，能够降低温度效应对刚构体系结构的影响。此外，双肢薄壁墩减小了跨径，对负弯矩的消峰能力强一些，能有效降低梁高。另外本桥跨越剑潭东江，双肢薄壁墩对水流有利。

3 现场测试

3.1 桥面线形

对成桥后的桥面线形进行测量，在桥面左右两侧挡砟墙顶对称设置高程测点，在有索区斜拉索对应位置以及无索区间隔10 m 位置设置测试截面。选取日温差最大时段进行测量。

3.2 静载试验

依据桥梁设计活载包络图选取测试截面，静载试验测试截面及测点布置见图4。主要测试内容：①A—E截面应力；②边跨A、F 截面和中跨L/4、L/2、3L/4 截面挠度（L为跨度）；③3#、4#墩主塔纵向、横向位移；④2#墩顶支座纵向位移；⑤2#墩顶梁端转角；⑥3#墩主塔大小里程侧4对斜拉索索力（从左往右斜拉索编号为S10、S1、M1、M10）；⑦A、B、C截面梁体横向扭转角。

图4 静载试验测试截面及测点布置（单位：m）

依据测试截面影响线和加载效率要求，采用列车编组为两列DF4 + 14 × KZ70，编组列车轴-轴总长度186.3 m；DF4机车轴重23 t，KZ70货车实际装载平均轴重19.5 t。试验列车横向布置在赣深左右线，静载试验加载工况见表1。

表1 静载试验加载工况

3.3 动载试验

桥梁结构自振特性测试采用环境微振动和余振法，动力响应测试内容见表2。所有测试数据均采用DASPV11数据采集系统。

表2 剑潭东江特大桥主桥动力响应测试内容

4 桥梁静力分析

4.1 温度对桥面线形的影响

与下午（33 ℃）时的桥面线形相比，清晨（26 ℃）时所测的桥面线形出现上拱现象（图5），第4孔跨中截面上拱约10 mm，第3 孔和第5 孔桥面线形变化不明显。桥址年气温变化-2～38 ℃，由实测值推算年最高、最低温度下桥面线形会有5 cm 的差值。因此，桥面线形测量必须考虑现场实际温度，需回归至同温度状态下进行对比。

图5 梁体桥面线形变化曲线（降温7 ℃）

4.2 静载试验结果分析

4.2.1 塔梁位移

塔、梁位移现场试验采用全站仪、水准仪及倾角仪进行测试。塔、梁在试验列车作用下位移测试结果见表3，主梁横向扭转角测试结果见表4。

表3 塔、梁位移测试结果

表4 主梁横向扭转角测试结果

由表3可知：①偏载作用下，同一截面主梁左侧挠度均大于右侧挠度，最大位移较均值增加11%～16%；取主梁同一截面左、中、右侧挠度测点进行线性回归，相关系数在0.994 ～0.999，说明梁体横向刚度较大，基本处于刚性转动状态。②塔、梁位移实测值与理论值变化规律一致；梁体测试截面挠度实测值均小于理论值，C 截面挠度实测值换算至设计活载下挠跨比为1/3 379，小于设计挠跨比1/2 582，说明塔、梁刚度满足设计要求［5］。

由表4 可知：梁体测试截面扭转角双线加载大于单线加载；B 截面由于有桥墩约束且梁高比A、C 截面高，横向扭转角比A、C 截面小；梁体跨径越大，扭转效应越明显。按横向扭转角最大值0.018 35°推算，3 m长的线路范围内一线两根钢轨的竖向相对变形量为0.58 mm，换算至ZK 静活载作用下为0.91 mm，小于TB 10621—2014《高速铁路设计规范》1.5 mm的限值。

4.2.2 塔、梁、墩应力

塔、梁、墩应力是该桥强度的重要指标，用于评价桥梁承载能力。各工况下测试截面应力结果见表5。

表5 各工况下测试截面应力结果

由表5可知：①两种工况下，塔、梁、墩应力实测值均小于理论值，表明结构的强度满足设计要求。②试验列车加载在赣深高速铁路左右线，A—C 截面顶底板实测正应力左箱室＞中箱室＞右箱室，即应力由加载侧向非加载侧逐渐减小。偏载增量约11% ～16%。A 截面顶板、底板应力偏载系数分别为1.17、1.21，C 截面顶底板应力偏载系数均为1.10，可见，A截面应力偏载系数比C 截面大。③偏载作用下，边跨A 截面顶板、底板平均扭转剪应力分别为-0.22、0.19 MPa；中跨C 截面顶板、底板平均扭转剪应力分别为-0.16、0.16 MPa。A、C截面顶底板扭转剪应力均较小。

A、C 截面纵向应力沿横向分布情况见图6。图中括号内为顶板测点。可知：测试截面加载时，中箱室的剪力滞效应比边箱室大，A截面顶板、底板剪力滞系数均为1.24，C 截面顶板、底板剪力滞系数分别为1.17、1.14。

图6 A、C截面纵向应力沿横向分布情况

4.2.3 梁端转角

梁端竖向转角测点布置在2#墩顶，梁端转角在工况1 加载作用下实测值为0.41‰ rad，推算至ZK 活载作用下为0.65‰ rad，小于设计值0.92‰ rad，同时满足规范［6］不大于1.0‰ rad的要求。

5 桥梁动力分析

5.1 桥梁自振特性

桥梁自振频率实测值与有限元计算值的对比见表6。可知，桥梁横向自振频率实测值略大于计算值，而竖向自振频率实测值约为计算值的1.09倍，表明桥面轨道结构能提高梁体竖向刚度。

表6 桥梁自振频率实测值与有限元计算值对比

5.2 振幅

5.2.1 跨中横向振幅

梁体第3 孔、第4 孔跨中截面横向振幅与车速的关系见图7。可知，梁体跨中截面横向振幅与车速关系不明显；第4 孔梁跨中横向振幅显著大于第3 孔梁跨中横向振幅；在综合检测列车速度为200 km/h 时，由于车辆横向激励引起的强振频率（2.20 Hz）与桥梁横向自振频率（2.22 Hz）接近，第3 孔跨中横向振动响应出现峰值。

图7 梁体跨中截面实测横向振幅与车速的关系

5.2.2 跨中竖向振幅

梁体第3 孔、第4 孔跨中截面竖向振幅与车速的关系见图8。可知：实测梁体跨中竖向振幅随行车速度的增加而增加；第4 孔梁跨中竖向振幅略大于第3孔梁跨中的竖向振幅。

图8 梁体跨中截面竖向振幅与车速的关系

5.3 动力系数

虽然特大跨度桥梁在设计过程中不计动力系数，但在动车组作用下仍然会产生相应的动力作用增量［6-7］，运营应变动力系数须按TB 10761—2013《高速铁路工程动态验收技术规范》6.0.2‐2 公式计算。第3孔梁A 截面实测最大动力系数为1.17，对应车速342.9 km/h（运营动力系数 1.39），第 4 孔梁 C 截面实测最大动力系数为1.19，对应车速330.3 km/h（运营动力系数1.33）。实测动力系数均小于运营动力系数。