下穿铁路斜交框架地道桥主要设计参数分析

RAILWAY摇STANDARD摇DESIGN

铁道标准设计

Vol.63摇No.9Sep.2019

文章编号:10042954(2019)09006208

下穿铁路斜交框架地道桥主要设计参数分析

(1郾北京交通大学土木建筑工程学院,北京摇100044;2郾广西交通设计集团有限公司,南宁摇530029;

3郾中铁工程设计咨询集团有限公司,北京摇100055)

李摇森1,2,于摇洋1,3,黄祖慰1,雷俊卿1

摘摇要:为了研究设计参数对铁路斜交框架地道桥受力特性的影响,依托某实际工程,建立数值模型进行分析。以原结构为基础,分别改变框架地道桥的宽跨比、斜交角、高跨比、腋角尺寸并分别建立有限元模型计算分析,研究设计参数增长15%时受力特性的变化规律。并设计正交试验以找出参数的影响程度及优化方案。研究结果表明:设计参数变化时,结构受力的变化规律相似,但受力特性的影响程度不同;宽跨比、高跨比、腋角尺寸的增加可使顶板主拉应力减小;宽跨比、腋角尺寸的增加可使顶板竖向位移减小;在4个设计参数中高跨比对顶板主拉应力的影响最大;提出的优化方案与原结构相比,可使顶板在单列车荷载下最大主拉应力降低35郾4%、在双列车荷载下最大主拉应力降低45郾7%。

关键词:桥梁工程;地道桥;数值模拟;参数分析;优化设计

中图分类号:U448郾23;U448郾34摇摇文献标识码:A摇摇DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.201811130005

AnalysisofMainDesignParametersforSkewFrame

UnderpassBridgeunderRailway

(1.SchoolofCivilEngineering,BeijingJiaotongUniversity,Beijing100044,China;2.GuangxiCommunication

DesignGroupCo.,Ltd.,Nanning530029,China;3.ChinaRailwayEngineeringDesignand

ConsultingGroupCo.,Ltd.,Beijing100055,China)

LISen

1,2

,YUYang1,3,HUANGZuwei1,LEIJunqing1

Abstract:Inordertostudytheinfluenceofdesignparametersonthemechanicalpropertiesofskewframeunderpassbridges,anumericalmodelisestablishedforanalysiswithreferencetoapracticalproject.Basedontheoriginalstructure,thewidth鄄to鄄spanratio,skewangle,high鄄to鄄spanratioandaxillaryangle

收稿日期:20181113;修回日期:20181129

基金项目:国家自然科学基金(51778043,51578047);中国铁路总公司科技研究开发计划课题(2014G004-B);中国交通建设股份有限公司科技特大研发项目(2014-ZJKJ-03)

作者简介:李森(1995—),男,硕士研究生,研究方向为桥梁结构理论与应用,E鄄mail:lisen_student@bjtu.edu.cn。

sizeoftheframeunderpassbridgearechangedrespectively,andfiniteelementmodelsareestablishedforcalculationandanalysistostudythevariationofthemechanicalbehavioroftheframebridgewhenthedesignparametersare

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第9期李摇森,于摇洋,黄祖慰,等—下穿铁路斜交框架地道桥主要设计参数分析

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increasedby15%.Orthogonalexperimentsaredesignedtofindoutthedegreeofinfluenceofparametersandtheoptimizationschemeofstructure.Calculationresultsshowthat:whenworkingconditionsanddesignparametersarechanged,thechangelawsofthemechanicalperformancesaresimilar,butthehigh鄄to鄄spanratioandthesizeoftheaxillaryanglecanreducetheprincipaltensilestressontheroof.Theverticaldisplacementofroofcanbereducedbyincreasingthewidth鄄to鄄spanratioandthesizeoftheaxillaryangle.Amongthefourdesignparameters,thehigh鄄to鄄spanratiohasthegreatestinfluenceonthe45郾7%underdouble鄄trainload.optimaldesign

principaltensilestressontheroof.Comparedwiththeoriginalstructure,theproposedoptimizationschemecanreducethemaximumprincipaltensilestressontheroofby35郾4%undersingle鄄trainloadandKeywords:bridgeengineering;underpassbridge;numericalsimulation;parametricanalysis;degreesofinfluenceofthemechanicalperformancesaredifferent.Theincreaseofwidth鄄to鄄spanratio,

摇摇铁路与公路在平面上交叉会产生交通干扰问题,修建框架地道桥是解决此类问题的有效方法[12]。国内学者对于框架地道桥进行了有益的探索,对框架桥的结构受力特性、设计计算方法、施工方法进行了研究[316]。国外学者对框架桥的研究集中于新材料在框架桥中的应用、动力响应分析[1719]。其中,现有的对行计算。但文献[9

10]中采用了实体单元建立数值

框架桥的受力特性的计算分析,多数采用板壳模型进摇模型进行分析,与板壳单元相比采用实体单元可反映更多细节的受力特性,比如实体单元模型可反映框架桥腋角对受力特性产生的影响。本文将采用实体单元对框架桥进行数值模拟。

框架地道桥的受力复杂,宽跨比、斜交角、载荷状态等条件不同的情况下,结构有不同的受力特性。以铁路斜交框架地道桥为研究对象,以某实际工程为背景,针对宽跨比、斜交角、高跨比、腋角尺寸这4个主要设计参数,研究在列车荷载作用下框架地道桥的受力特点。通过建立框架地道桥在不同参数下的有限元模型进行数值模拟,以研究其应力、竖向位移等结构响应结果,统计其中的规律。通过正交试验的方式提出所给出的4个主要设计参数对应力的影响程度,并给出建议的设计参数值。1摇计算模型的建立1郾1摇依托工程简介

12m两孔框架地道桥形式,桥体中线与铁路中线交角14郾65m,顶板厚0郾8m,底板厚1m,边墙和中墙厚上部4处腋角尺寸相等。

约为78毅,桥主体沿铁路线的正交尺寸为27m,桥宽1m。框架桥截面尺寸见图1。上部腋角尺寸见图2,

框架地道桥采用C35混凝土、弹性模量3郾30伊某下穿既有铁路框架地道桥,主体采用12m+

4

图1摇框架地道桥截面尺寸(单位:m)

图2摇腋角尺寸(单位:mm)

10MPa、泊松比0郾2、密度2549kg/m3。框架桥附近土体为粉质黏土,其内摩擦角渍=35毅,容重酌=18侧压力,根据公式(1)进行计算

kN/m3,取地基基床系数为10MPa。作用在边墙的土

q=酌·h·tan2(45毅-渍)2

(1)

摇

摇摇式中,q为单位面积产生的主动土压力,kN/m2;酌离,m;渍为土体的内摩擦角,(毅)。

为填土的容重,kN/m3;h为计算点到土体表面的距模量2郾1伊105MPa,泊松比0郾3,密度7800kg/m3。采用整体式钢筋混凝土模型计算,仅需要计算主筋和纵筋体积即可。钢筋体积如表1所示。

表1摇计算考虑的钢筋

位置顶板底板边墙中墙

顶底板纵向或墙竖向钢筋质量/kg钢筋体积/m342861郾044823郾510754郾510754郾5

5郾465郾711郾371郾37

顶底板横向或墙横向钢筋质量/kg138167614郾54160郾54710郾0

钢筋体积/m3

1郾760郾970郾530郾60

在计算时仅考虑主筋,主筋均采用HRB335,弹性

铁道标准设计第63卷

节点数摇摇使用27249,ANSYS单元数建立模型23760。

,如图3(a)所示。该模型

摇

图3摇框架地道桥模型

1郾2摇钢筋混凝土的模拟

Solid65框架单元进行模拟桥主体为钢。筋在实常数中输入体积配筋率混凝土,采用ANSYS中的

和钢筋的方向角,以此来模拟加筋的钢筋混凝土结构。

这种模型被称为整体式模型。以顶板为例,具体建模方式如下如,切分出顶板(1)建立框架地道桥整体轮廓。

、底板、边墙、中墙。

。使用切分命令,中有上部混凝土层和下部混凝土层(2)切分上下钢筋层。将顶板切分为三部分。上或下混凝土层,其厚度根据实际钢筋边缘至混凝土边缘最远距离计算,如图(3)3(b)(4)计算上下混凝土层的总体积所示。

计算配筋率并赋予单元实常数。

钢筋体积除以提取出的体积,得到配筋率。。将表并将配筋1中的

率和方向角赋予到实常数中。

执行1~4步可以模拟钢筋混凝土整体式模型。1郾3摇弹性地基的模拟和边界条件

在ANSYS中,利用Surf154单元模拟弹性地基,在框架桥模型底部生成Surf154单元,在该单元的实常数中输入地基基床系数即可模拟弹性地基的情况。

在实际运营中,土侧压力作用在框架桥两边墙外侧。因此在计算中采用从下到上逐渐递减的荷载来模拟。另外,这两种工况都受到土侧压力的作用,土侧压力按公式(1)计算。运营中的框架桥的底板埋在土里,这时底板上平面和地面平齐。因此,在计算中将约束框架桥底板的平动,如图3(a)所示。1郾4摇加载工况

加载工况取以下两种,如图4所示。载(列车荷载(1)工况1);

1:自重+二期恒载+土侧压力+单列车荷载(列车荷载(2)工况1、2)。

2:自重+二期恒载+土侧压力+双列车荷工况1模拟的是单列车经过时的情况,框架桥顶

图4摇框架地道桥加载工况及结果路径示意

板仅施加列车荷载1,此时对框架桥来说处在偏载的状态。工况2模拟的是双列车同时经过的情况,框架桥顶板施加列车荷载1和列车荷载2,这时桥面上的2郾荷载为最大714m。轨道中心间距。加载宽度按道床宽度计算4郾6m。将列车荷载换算成均,道床宽为32郾布荷载,单列车荷载为39郾1kN/m2。二期恒载为

地基05。

kN/m2,施加于两处道床上。假设地基为弹性2摇计算结果分析

2郾1摇计算结果路径、符号、参数说明

框架桥顶板直接承受列车荷载,是受力最复杂的部分,因此取框架桥顶板作为分析依据。分析结果将按图4所示的路径1或路径2给出,取框架桥顶板底部数据。其中,路径1为1/4顶板宽度位置,靠近列车荷载1;路径2经过路径1的观察点,且平行于边缘线。工况1和工况2呈现的曲线规律类似,故仅给出工况1的计算结果曲线。下文中的B,椎,h,B/L,h/L的设计参数变化如表2所示,其中:B为框架桥宽度,渍为斜交角,h为顶板厚度,L为跨度,B/L为宽跨比,h/L为高跨比。增加的幅度均为15%。

表2摇设计参数汇总

编号1B8

/mB/L

渍/L

247(毅)h310郾9郾20郾0郾66754591/mm0郾h/412郾5817

0郾767626800郾04935

141郾8821郾0141677178282

1900

0郾0560350郾06570郾075208603改变框架桥上部4处腋角尺寸,下文中腋角尺寸变化如表3所示,增加的幅度为15%。

表3摇腋角尺寸

mm

腋角编号

1腋角宽231986

腋角高329411343784355

13041500725500575

摇

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2郾2摇宽跨比对受力特性的影响

改变框架桥宽跨比B/L(表2),其他设计参数参照原结构。沿着路径1提取框架桥竖向位移和主拉应力。计算结果如图5所示。

图5摇宽跨比变化下路径1的竖向位移

从图5可以看出,在所给B/L的范围内,随着B/L的增加,顶板下挠减小。而且从大体上看,各曲线的间距相近。

由于框架桥整体位于弹性地基上,因此框架桥整体因重力作用而产生一定程度的下沉。总体上竖向位移曲线会围绕着某个数值上下波动。

根据曲线分离的程度,取横坐标为5郾52m处的点为观察点,两工况的竖向位移值和变化幅度如表4所示,可看出,在B/L以15%的大小逐渐增加时,竖向位移的增加幅度递减。

表4摇宽跨比变化下观察点的竖向位移

B/L工况1

工况2

U0郾0郾667-8郾z/mm驻p—

/%U-10郾z/mm19

驻p—

/%0郾767-8郾911郾2郾1郾882-8郾791郾35-9郾2郾95摇摇1郾014注167

-8郾69:U-8郾6153

1郾15-9郾0郾0087-9郾63-9郾4122

2郾602郾3004z为竖向位移;驻p为变化幅度。下文同。

计算结果如图6所示。从图6可看出,B/L的变

图6摇宽跨比变化下路径1的主拉应力

22郾化对主拉应力的影响较小,仅在图6横坐标6郾9m和

围内1,m随着附近处出现较明显的分离B/L增加,主拉应力水平减小。在所给参数值范。

根据曲线分离程度,取横坐标5郾52m处的观察点,两个工况的主拉应力和变化幅度如表5所示。从表5可看出,在B/L增加的幅度为15%时,在所给的参数值范围内,主拉应力减小的幅度在逐渐增加。

表5摇宽跨比变化下观察点的主拉应力

B/L工况1

工况2

滓0郾11郾/MPa驻p驻p0郾6670郾7671郾30—

/%滓11郾/MPa—

/%1郾8821郾27242郾1郾544郾1郾014167

1郾2郾341郾484郾301郾2017

2郾473郾78131郾411郾3529

4郾24摇摇注:滓4郾34521为主拉应力。下文同。

结合B/L变化时竖向位移和主拉应力的计算结果可得:(1)框架桥B/L变化对竖向位移影响较大;对框架桥主拉应力的影响主要体现在顶板跨中位置处,对其他部位影响较小;(2)B/L对竖向位移影响较大,这主要是B/L的增加使框架桥整体自重增大,同时底面积增加,总体上自重给弹性地基作用的应力在减小,因此图5中5条曲线间距相近;(3)随着B/L增加,竖向位移增加。B/L对主拉应力的影响主要体现在B/L对刚度的影响上,因此主拉应力下降;(4)根据观察点结果,在所给B/L范围内,B/L每增加15%,竖向位移变化0郾08~0郾30mm,主拉应力变化0郾03~0郾07MPa。2郾3摇斜交角对受力特性的影响

改变框架桥斜交角渍(表2),其他设计参数参照原结构。计算结果如图7所示。从图7可知,在所给的渍范围内,斜交角逐渐增大时,竖向位移水平逐渐增加。

图7摇斜交角变化下路径1的竖向位移

根据曲线分离的程度,取横坐标为5郾52m处观察点,两个工况的竖向位移和变化幅度如表6所示。从表6可看出,在参数范围内,斜交角增加的幅度约为

摇

摇

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铁道标准设计第63卷

15%时,位移水平增加幅度有增大的趋势。

表6摇斜交角变化下观察点的竖向位移

渍/(毅)工况1

U47驻p工况2

54-8郾z/mm—

/%U-8郾z/mm驻p—

/%62-8郾280郾0郾71-8郾260郾22-8郾850郾0082

-8郾32-8郾4255

1郾71-8郾851郾2750-9郾93-9郾0721

1郾951郾4760计算结果如图8所示。从图8可看出,主拉应力曲线主要在4郾14~8郾28m和19郾32~23郾46m处的分离比较明显,此处对应框架桥相邻墙垂直跨度的中部。在这两个区域,参数范围内,随着斜交角的增加,主拉应力水平逐渐增加。

图8摇斜交角变化下路径1的主拉应力

取横坐标为5郾52m处的观察点,两个工况的主拉应力和变化幅度如表7所示。根据表7可看出,在所给的范围内,渍增加的幅度约为15%时,应力增加幅度有递减的趋势。

表7摇斜交角变化下观察点的主拉应力

渍/(毅)工况2

470郾/MPa工况1

滓1驻p驻p54—

/%620郾79—

/%滓10郾/MPa18郾711郾950920郾0郾7512郾5582

1郾14郾6911郾771郾1郾2129

6郾94111郾011郾1017

9郾906郾7423在所给定的参数范围内讨论,结合斜交角变化下竖向位移和主拉应力的计算结果可知:(1)斜交角变化对主拉应力的影响比竖向位移更大;(2)从图7可以观察到,图中位移曲线出现左右不对称的情况,而且斜交角越小,这种不对称的情况越明显;这是因为路径0线的一头靠近钝角,另一头靠近锐角(图7横坐标为

和锐角处的受力特性不同m处靠近钝角区域,27m,处靠近锐角区域因此两处区域位移曲线不),钝角处对称;(3)主拉应力随斜交角增大而增大的原因是在保持顶板纵向尺寸为27m不变的情况下,增大斜交角实际上增大了相邻两座墙的垂直跨度,因此主拉应力随着斜交角的增大而增大;(4)根据观察点计算结果,斜交角每增加15%,竖向位移变化0~0郾14mm,主拉

应力变化0郾07~0郾16MPa。2郾4摇高跨比对受力特性的影响

改变框架桥高跨比h/L,其他设计参数参照原结构,计算结果如图9所示。从图9可看出,在所给的h/L范围内,随着h/L的增大,总体下挠也逐渐增大。

图9摇高跨比变化下路径1的竖向位移

取横坐标为5郾52m处观察点,两个工况的竖向位1移和变化幅度如表所示。从表8可以看出,无论是工况

减小后增大还是工况2,。下挠都是先减小后增大在讨论的h/L范围内,h,/变化幅度也是先L为0郾0567时竖向位移最小,而且从0郾0567到0郾0652,厚度增加15%时,竖向位移的增幅仅为0郾98%(工况1)和0郾09%(工况0郾0562)。7是这可见,5当以竖向位移最小化为判断标准时个h/L取值中较合理的值。

,h/L=表8摇高跨比变化下观察点的竖向位移

h/L

工况1

U0郾-8郾z/mm40驻p/%工况2

/%0郾0493-8郾—

U-9郾z/mm驻p-8郾311郾-9郾150郾—

0郾0560郾06572-8郾390郾12-9郾060郾990郾07508603

-8郾5170

1郾982郾4330-9郾07-9郾1634

1郾091郾0592根据观察点作路径2,路径2的竖向位移曲线如图10所示。由图10可得:(1)曲线不是对称的,这是因为路径2上横坐标为0m处靠近钝角的区域,横坐标为14郾9m处靠近锐角区域,两处受力情况不同,因此不对称;(2)h/L为0郾0493时,由于刚度不足,因此下挠较大;(3)h/L为0郾0652,0郾0750,0郾0863时,竖向位移曲线走势相似。

高跨比变化下的主拉应力计算结果如图11所示。在所给h/L范围中,h/L的增加带来的刚度增加体现在主拉应力的变化上,从图11可以看出,主拉应力水平随着h/L的增加而减小。各主拉应力曲线之间主要

摇

摇

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图10摇高跨比变化下路径2的竖向位移

在4郾14~8郾28m和19郾32~23郾46m处的分离比较摇

明显。

图11摇高跨比变化下路径1的主拉应力

取图11横坐标为5郾52m处的观察点,两个工况的主拉应力和变化幅度如表9所示。由表9可知,在所给h/L范围内,随h/L逐渐增大,主拉应力逐渐减小,减小的幅度有递减的趋势。

表9摇高跨比变化下观察点的主拉应力

h/L工况1

工况2

滓0郾1p0郾0491郾/MPa驻p/%0郾0563065721郾6郾—

滓11郾/MPa驻—

/%0郾1郾528郾541郾519郾0郾07508603

1郾391郾2717

8郾761郾378郾368郾36201郾251郾1506

8郾547郾0888根据观察点作路径2,路径2上的主拉应力曲线如图12所示。由图12可得:(1)工况1和2中,在所给(2)h的应力更大靠近钝角位置/L范围内,主拉应力都随着,这说明钝角处受力大(横坐标为0mh处/L,应加强)的应力比锐角处的增大而增大;。

在所给定的参数范围内讨论,结合h/L变化下竖向位移和主拉应力的计算结果可得:(1)h/L变化对主拉应力的影响比竖向位移大;(2)从图9看出,竖向

图12摇高跨比变化下路径2的主拉应力

位移曲线在横坐标为5~10m和20~25m处较集中,这是h/L增加带来的自重和刚度增加共同影响框架桥竖向位移所引起的,最后自重的增加给竖向位移所带来的影响超过了刚度所带来的影响,因此当h/L增加11到0郾0863时,位移曲线与其他曲线分离;(3)出现图

主拉应力随所示规律的原因是h/L增加而减小h/L的增加使得刚度增加;(4)根据观察点计算结,因此果,h/L每增加15%,竖向位移变化0郾01~0郾19mm,主拉应力变化0郾09~0郾16MPa。2郾5摇腋角尺寸对受力特性的影响

改变腋角尺寸,其他设计参数参照原结构,计算结果如图13所示。从图13可看出,发生变化较明显的27郾位置在横坐标13郾8~16郾6m、0~1郾38m和26郾2~

尺寸的变化对此处竖向位移的影响较大6m处,对应框架桥中墙和边墙的位置。。对垂直跨度说明腋角中部的位移也有少许影响。总体上,在所给尺寸中,随着腋角尺寸的增加,竖向位移减小。

图13摇腋角尺寸变化下路径1的竖向位移

取横坐标为15郾2m处的观察点,竖向位移和变化幅度如表10所示。结合曲线和表10来看,竖向位移逐渐减小,减小的幅度有增加的趋势。但是变化的幅度都很小,不超过0郾7%,因此可认为腋角变化对竖向位移产生的影响有限。

摇

摇

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铁道标准设计第63卷

表10摇腋角变化下观察点的竖向位移

腋角编号

工况1

工况2

U1驻p—

/%U2-7郾z/mm-8郾z/mm驻p3-7郾55-7郾560郾-8郾12—

/%4-8郾140郾0郾225

-7郾590郾25-7郾6367

0郾350郾4663-8郾16-8郾2025

0郾320郾425814所示腋角。变主拉应力曲线出现分离的位置主要在顶板化下路径1的主拉应力计算结果如图

的跨中位置。另外,在所给的腋角尺寸范围内,随腋角增加,主拉应力减小。

图14摇腋角变化下路径1的主拉应力

取横坐标为5郾52m的观察点,主拉应力和变化幅度如表11所示。由表11可知,在所给的腋角变化幅度为15%时,主拉应力的减小幅度递减。

表11摇腋角尺寸变化下观察点的主拉应力

腋角编号

工况1

工况2

滓111郾/MPa驻p2—

/%滓1驻p31郾261郾/MPa—

/%41郾22192郾1郾392郾5

1郾3郾651郾353郾701郾1510

2郾024郾73471郾311郾2722

2郾054郾7749在所给定的参数范围内讨论,结合腋角变化下竖向位移和主拉应力的计算结果可得:(1)腋角变化对主拉应力的影响比竖向位移大;(2)竖向位移上,腋角尺寸影响范围仅局限于腋角附近,在主拉应力上,腋角尺寸影响到了顶板跨中的主拉应力;(3)根据观察点0郾计算01~结0郾果05,腋mm,角主拉应力变化尺寸每增加15%0郾03,~竖0郾向05位MPa;(4)移变化可将改变腋角尺寸作为优化顶板跨中主拉应力的

手段。

3摇参数影响程度及优化方案研究3郾1摇正交试验说明

根据正交试验原理[2021],以B/L,渍,h/L,腋角尺2寸这4个主要设计参数作为因素,以工况1和工况

交试验作用下顶板的最大主拉应力为考察的指标。试验大致步骤:以表2和表3所示数值作为,设计正这4个因素的水平,每个因素有5个水平。以5水平正交表L25(56列),安排25个正交试验方案)为基础(其中。有逐个建立试验方案对两个空白列为误差应的框架地道桥模型,提取模型在各工况下顶板的最大主拉应力并记录。根据试验结果计算极差,用来判断参数的影响程度。同时从分析计算结果提出优化方案并验证。由于篇幅原因,以下仅给出正交试验计算结果。

3郾2摇参数影响程度研究

在正交试验中,极差是被用来判断各因素在水平改变时对试验结果影响大小的一项指标,即极差大说明该因素对试验结果影响就大,反之则说明影响小。经过正交试验计算,以所研究的4个主要设计参数为因素,各因素的极差计算结果如图15所示。

图15摇各设计参数的极差计算结果

如图15所示,在工况1作用下,各设计参数对顶板主拉应力影响的程度为高跨比>斜交角>腋角尺寸>宽跨比;在工况2作用下,影响程度为高跨比>宽跨比>腋角尺寸>斜交角。进一步分析可知,高跨比在各工况中对顶板主拉应力的影响最大,要想改善框架桥的顶板受力,需优先考虑对高跨比的修改;高跨比和腋角尺寸对主拉应力的影响受工况变化的影响较小,因此腋角尺寸可作为改善顶板主拉应力受力的次要考虑因素。

3郾3摇优化方案的确定

以表2和表3中的参数取值为基础,经过正交试验的分析计算,可得优化方案。在仅考虑B/L,渍,h/L和腋角尺寸4个主要设计参数的情况下,以顶板主拉应力最小化为优化目标1郾167(即B=14m),(即渍,建议优化方案的取值为腋=角47毅,宽1h725/L=B/L=mm,0郾086腋3角(即高575

h=mm)。

1035mm),腋角5建立优化方案有限元模型,计算顶板在两个工况

摇

摇

第9期李摇森,于摇洋,黄祖慰,等—下穿铁路斜交框架地道桥主要设计参数分析

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下的主拉应力,与原结构进行对比。原结构尺寸:B(500即/L=mm)。h1郾=800213(对比计算结果如表mm),即B腋角=14郾565(即腋角宽m),渍=78毅,12所示1500h/。优化效果较

mm,L=0郾腋角高0667为明显(工况1),顶板主拉应力最大值比原结构降低和45郾7%(工况2)。

35郾4%表12摇优化方案与原结构对比

工况最优方案顶板最大原结构顶板最大主拉应力/MPa

主拉应力/MPa

工况11郾021郾58工况2

1郾00

1郾85

所提出方案是在理想状态下的优化结果,在实际工程中主要设计参数能够变化的范围有限,因此在实际工程的设计中应结合具体情况来优化。4摇结论

经过研究力特性的变化规律是相似的(1)设计参数的变化时,在所给的参数范围内,,得出以下结论。。在不同工况中框架桥受

但是设计参数对框架桥的影响程度大小需要区分不同的工况来讨论。其中,1郾宽跨比对结构竖向位移影响的幅度在不同工况下相差

1郾17%~1郾60%,对主拉应桥受力特性的影响程度不同39%~1郾96%。因此,不同工况下力影响的幅度相差但刚度增加产生的效应更明显(2)宽跨比的增加使框架桥刚度和自重都增大。

,设计参数对框架,表现为宽跨比增大时,顶板下挠幅度减小,且主拉应力减小;斜交角的增加使框架桥刚度减小,表现为斜交角增大时竖向位移水平增大,且主拉应力水平增大;高跨比的增加使竖向位移增大,而主拉应力减小,表明高跨比的增加使刚度增大;腋角尺寸的增大使顶板和墙相交处的竖向位移减小,使跨中主拉应力减小参数对顶板主拉应力的影响程度为高跨比(3)经过正交试验分析。

,在工况1作用下>斜交角,各设计

>

腋角尺寸>宽跨比;在工况2作用下,影响程度为高跨比>宽跨比>腋角尺寸>斜交角。以顶板主拉应力最小化为优化目标(mm),即B=14m),,建议优化方案的取值为渍=47毅,h/LB/L=1郾167经过与原结构对比验证腋角5(即腋角宽,1优化效果较为明显725=mm,0郾086腋角高3(即575h=1035,顶板主拉mm)。应力最大值比原结构降低35郾4%(工况1)和45郾7%

(参考文献工况2)。

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