高速铁路长联跨海引桥墩顶纵向刚度研究

2022-11-16李大成

铁道标准设计 2022年11期

李大成

(中国铁路设计集团有限公司,天津 300308)

1 研究背景

无缝线路、无砟轨道等关键技术的应用，促进了高速铁路的飞速发展[1-3]。高速铁路桥上无缝线路设计，常需要桥梁与轨道协同进行，而墩顶纵向水平刚度是建立桥梁和轨道设计映射关系的关键[4-5]。墩顶纵向刚度一方面关系到桥上无缝线路的受力及安全，另一方面决定了桥梁基础规模、选型，进而影响工程造价。墩顶纵向刚度越大，桥梁基础越趋“稳定”，越有利于保证桥上无缝线路服役品质，但所需的基础规模也越大，工程造价越高，反之同理。因此，需在设计阶段平衡好安全性与工程经济性，寻找墩顶纵向刚度的合理取值。

针对此问题，专家学者进行了诸多研究[6-9]。徐浩等[10]基于有限元方法和梁轨相互作用原理，分析了桥墩纵向水平刚度对简支梁桥上无缝线路的影响；戴公连等[11]研究了墩顶刚度对有砟轨道无缝线路受力变形的影响规律；陈兆玮[12]基于列车-轨道-桥梁动力相互作用理论对矩形空心-双薄壁组合桥墩纵向刚度进行了研究；乔建东，蔡小培等[13-16]对简支梁墩顶刚度取值及影响规律进行了研究；陈嵘[17]提出墩顶纵向刚度合理取值对连续梁桥无砟轨道纵向变形控制具有重要作用。

TB 10015—2012《铁路无缝线路设计规范》[18](以下简称“规范”)中对48 m及以下跨度的有砟轨道简支梁纵向刚度取值给出了合理建议。但尚无对48 m以上跨度无砟轨道简支梁、连续梁纵向刚度的取值规定。

因此，以某高速铁路工程跨海大桥引桥无砟轨道无缝线路为研究对象，根据不同桥跨、联长方案，基于桥上无缝线路梁轨相互作用原理，对不同桥跨简支梁、连续梁方案的墩顶纵向水平线刚度取值进行研究，以期指导工程设计，为相关工程设计提供参考。

2 计算模型及荷载

2.1 模型简介

本跨海大桥布置情况如图1(a)所示，主要研究航道桥之间的海中引桥，以及航道桥与两侧海岸之间的浅滩区引桥。航道桥由于温跨较大，需在梁端设置钢轨伸缩调节器。为充分考虑边界条件并模拟实际设计情况，各方案引桥建立约2.5 km长模型，两侧各建150 m路基作为模型边界条件。

桥梁模型考虑梁跨、材质、截面特性，以铁木辛柯梁单元模拟，参考“规范”[18]，桥台纵向线刚度取3 000 kN/cm双线，不考虑活动支座摩擦阻力及桥墩横向刚度对桥上无缝线路纵向受力的影响。

图1(b)为跨海引桥有限元模型示意。无砟轨道为CRTSⅢ型板式无砟轨道。60 kg/m钢轨采用Euler-Bernoulli梁单元模拟，WJ-8B扣件纵横垂三向约束作用，横向和垂向约束考虑为线性弹簧，纵向弹簧参考“规范”采用双折线非线性弹簧模拟[19]。轨道板、自密实混凝土通过“门”形筋组成复合板，因此，不考虑二者之间的相对位移，复合板与底座之间铺设土工布隔离层，其摩阻力以非线性弹簧单元模拟，极限位移取0.2 mm，最大摩阻力取9.1 kN/m；底座与自密实混凝土层分别设置限位凹槽与凸台，二者间设置弹性垫层，垫层刚度取180 kN/mm，以弹簧单元模拟[14]。底座与桥面通过预埋钢筋刚性连接，视为二者间不发生相对位移。

2.2 相关参数及荷载

“规范”规定桥上无缝线路钢轨动弯应力、附加应力、制动应力及温度应力之和不应超过钢轨容许应力，即

σd+σt+σf+σz≤[σ]

(1)

式中，σd为钢轨动弯应力；σt为钢轨温度应力；σf为钢轨最大附加应力；σz为钢轨制动应力；[σ]为钢轨容许应力，取351.5 MPa。

本铁路工程设计速度350 km/h，最小曲线半径7 000 m。跨海大桥地处长三角地区[20]，根据近30年气象资料可确定最高、最低轨温分别为61.1 ℃、-11.9 ℃。参考相关工程，本线锁定轨温按(25±5) ℃计算。

图1 高速铁路跨海引桥计算模型

其中，σd=133.5 MPa；σt=103.8 MPa，则σf+σz≤113.7 MPa，即880.61 kN。

因此，本文以钢轨最大附加应力与制动力之和不超过880.61 kN作为无缝线路钢轨强度控制指标。

对于钢轨最大附加应力σf，取钢轨伸缩附加力与挠曲附加力二者较大值，经计算挠曲附加力小于钢轨伸缩附加力，因此，对于钢轨最大附加应力σf，本文取钢轨伸缩附加力；对于制动应力σz，依据工程实际，仅考虑列车单线制动作用。

列车荷载依据“规范”采用ZK活载，制动力计算时，摩擦系数取0.164。对于桥梁温度荷载，混凝土梁取30 ℃，钢桥取40 ℃。

对于梁轨相对位移，目前仅对有砟轨道有4 mm要求，无砟轨道尚无明确规定，参考相关文献[21]，以5 mm作为梁轨相对位移控制指标。

3 墩顶纵向刚度分析

跨海大桥长联引桥长约25 km，根据桥梁所处位置可分为海中引桥和浅滩区引桥。为降低工程对自然环境影响，海中引桥设计时应满足阻水率的最低要求，经计算，桥梁跨度最小为80 m。

为减少钢轨伸缩调节器设置，桥梁跨度不宜过大，因此，海中引桥连续梁可采用2×80 m连续梁及3×80 m连续梁方案。但经工程技术经济分析发现，2×80 m连续梁经济性差、海中施工可实施性较弱，本次连续梁方案主要研究3×80 m连续梁方案。

浅滩区引桥无阻水率要求，可适当减小桥梁跨长，以降低设计、施工难度，减少工程投资。海中及浅滩区引桥桥跨设计方案如表1所示。

表1 跨海大桥长联引桥设计方案

值得一提的是，本跨海大桥设计为双线铁路桥，因此，本研究中墩顶纵向水平刚度均为双线墩顶纵向刚度。

3.1 简支梁方案

简支梁方案包括32，48，64，80 m混凝土简支梁，以及96，112 m钢桁简支梁。首先以30孔80 m简支梁为例进行分析，墩顶刚度分别为200，400，600，800，1 000 kN/cm时，其钢轨伸缩附加力曲线如图2所示。

图2 80 m简支梁钢轨伸缩附加力

为明确梁端伸缩力变化规律，提取不同墩顶刚度条件下梁端伸缩附加力峰值，如图3(a)所示。

由图2、图3(a)可知，在引桥两端，墩顶刚度对伸缩力影响较为明显，伸缩附加力随墩顶刚度增加而逐渐增大，而中部伸缩附加力峰值基本不变。分析其原因为，长联引桥中部墩顶刚度均匀，梁跨相等，梁轨相互作用力基本一致，无缝线路引起的桥墩纵向力基本为0，如图3(b)所示，因此，钢轨伸缩附加力基本相同。

由于钢轨伸缩附加力峰值集中于梁缝处，制动力计算时，制动荷载也在梁缝位置施加，加载长度400 m，分别计算左入桥、右入桥工况并取最大值。不同梁缝处制动力、梁轨相对位移在不同墩顶刚度条件下的变化如图3(c)、图3(d)所示。可见，制动力、梁轨相对位移均随墩顶刚度增加而明显降低，说明墩顶纵向刚度对制动力、梁轨相对位移具有明显控制作用。

图3 80 m简支梁桥上无缝线路计算结果

试算发现，96，112 m钢桁简支梁若全桥铺设常阻力扣件，墩顶刚度取5 000 kN/cm尚不满足安全性要求，因此对于96，112 m简支梁方案，在梁缝左右两侧各布置16 m小阻力扣件进行分析。

基于上述研究方法，计算各简支梁方案在墩顶刚度100～1 000 kN/cm范围内的钢轨伸缩附加力、制动力、梁轨相对位移，并以钢轨强度、梁轨相对位移两控制指标共同确定简支梁方案墩顶刚度限值，计算结果如图4所示(图中阴影部分为超出钢轨强度及梁轨相对位移控制限值部分)。

考虑一定安全富裕，结合工程实际，对于32，48，64 m混凝土简支梁，墩顶刚度最小值建议取200 kN/cm，80 m混凝土简支梁及96，112 m钢桁简支梁，墩顶刚度最小值建议分别取400，500，600 kN/cm。

图4 简支梁不同方案墩顶纵向刚度分析

3.2 连续梁方案

对于3×80 m连续梁，桥梁设计有单固定墩、刚构桥、连续刚构3种方案。单固定墩方案是在连续梁中间支座设置1个固定支座，其余为活动支座，如图5(a)所示；刚构桥方案是将中间两支座与梁体固结，其余设计为活动支座，如图5(b)所示；连续刚构桥方案是在刚构桥设计方案基础上，将边墩也与梁体固结，与相邻连续梁边墩共用同一桥墩，各自形成墩梁固结的薄壁墩，见图5(c)。

由于3种方案墩顶纵向刚度差异较大，为便于研究无缝线路受力、梁轨相对位移随墩顶刚度变化规律，各方案分别设置墩顶基础刚度，计算时以基础刚度倍数表示墩顶纵向刚度的大小。对应图5(a)、图5(b)方案，基础刚度分别定义为215，100 kN/cm，对于图5(c)方案，以85，40 kN/cm分别作为中间支座和梁端支座基础刚度。

图5 3×80 m连续梁引桥不同方案示意

各方案钢轨伸缩附加力+制动力、梁轨相对位移随墩顶刚度增加而变化的曲线如图6所示。由计算结果可知，对于单固定墩连续梁，墩顶纵向刚度限值为2 150 kN/cm，此时梁轨相对位移为4.8 mm，伸缩力+制动力为767 kN。同理，可确定刚构方案墩顶刚度限值为500 kN/cm，连续刚构方案中间支座墩顶刚度510 kN/cm，梁端支座墩顶刚度240 kN/cm可满足要求。