謝肖禮, 龐木林, 邱 辰, 覃石生

(廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院,廣西 南寧 530004)

上承式拱橋剛度較大,在跨越山區(qū)河流、深谷時(shí)有巨大優(yōu)勢(shì),因而成為我國西南地區(qū)高速鐵路線上的常用橋型[1-5],如目前在建的大瑞鐵路怒江四線特大橋[6](位于云南,主跨達(dá)490 m)、滬昆高鐵北盤江特大橋[7](位于貴州,主跨為445 m)等。

高速鐵路對(duì)軌道的平順性和穩(wěn)定性有著嚴(yán)格要求,文獻(xiàn)[8]對(duì)梁端轉(zhuǎn)角的大小亦有嚴(yán)格限制[9-10]。無砟軌道自重比有砟軌道輕,且具有良好的穩(wěn)定性、平順性和耐久性,在高速鐵路上的應(yīng)用越來越廣泛[11]。但是隨著跨徑及荷載的不斷增加,拱橋的L/4跨處在列車靜活載作用下所產(chǎn)生的上撓度會(huì)愈來愈大,對(duì)列車安全行進(jìn)不利。列車提速后,高鐵橋梁所承受的作用力亦不斷增大,而無砟軌道的軌道系統(tǒng)與橋梁處于較大的剛性連接狀態(tài),梁端的微小轉(zhuǎn)角都將對(duì)軌道系統(tǒng)產(chǎn)生很大影響[12-13]:一方面,梁端轉(zhuǎn)角的存在增大了列車對(duì)軌道的沖擊作用,這對(duì)軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和耐久性非常不利[14];另一方面,過大的梁端轉(zhuǎn)角會(huì)使列車響應(yīng)增大,從而降低行車安全性和舒適性。

國內(nèi)研究者對(duì)無砟軌道的梁端轉(zhuǎn)角開展了大量研究。文獻(xiàn)[12]對(duì)大跨度鋼橋梁端無砟軌道結(jié)構(gòu)受力進(jìn)行了計(jì)算分析;文獻(xiàn)[15-16]討論了大跨公鐵兩用懸索橋梁端轉(zhuǎn)角對(duì)列車走行性的影響,還研究了大跨度鐵路橋梁梁端伸縮裝置對(duì)列車走行性的影響;文獻(xiàn)[17]分析了高墩大跨橋梁變形對(duì)無砟軌道的影響;文獻(xiàn)[18]研究了橋梁豎向變形對(duì)軌道平順性的影響;文獻(xiàn)[19]探討了梁端轉(zhuǎn)角對(duì)軌道結(jié)構(gòu)受力的影響規(guī)律;文獻(xiàn)[20]對(duì)銅陵公鐵兩用長(zhǎng)江大橋梁端豎向轉(zhuǎn)角控制進(jìn)行設(shè)計(jì)研究。

此外,關(guān)于梁端轉(zhuǎn)角對(duì)扣件系統(tǒng)影響的研究也是熱點(diǎn)之一。文獻(xiàn)[14]研究了梁端位移對(duì)無砟軌道扣件系統(tǒng)的影響;文獻(xiàn)[21]對(duì)客運(yùn)專線無砟軌道梁端扣件上拔力進(jìn)行了研究;文獻(xiàn)[22]探討了梁端轉(zhuǎn)角對(duì)梁端扣件的影響;文獻(xiàn)[23]對(duì)梁端無砟軌道扣件系統(tǒng)受力進(jìn)行了研究。

然而,上述研究成果僅揭示了梁端轉(zhuǎn)角產(chǎn)生的機(jī)理與危害,涉及減小梁端轉(zhuǎn)角的相關(guān)研究很少。因此,有必要在上述研究成果的基礎(chǔ)上,尋求有效方法減小梁端轉(zhuǎn)角,以保持橋上軌道的平順性,保證列車安全快速通行。

梁端轉(zhuǎn)角的產(chǎn)生分2個(gè)方面:① 總體加載時(shí)梁端產(chǎn)生的總體轉(zhuǎn)角;② 列車輪對(duì)作用時(shí)橋面局部變形產(chǎn)生的局部轉(zhuǎn)角。橋梁是軌道的承托者,其自身剛度必須足夠大才能保證軌道具備高平順性和高穩(wěn)定性[10]。橋梁存在梁端轉(zhuǎn)角時(shí),鋼軌在無砟軌道層間作用下將出現(xiàn)“上凸”和“下凹”現(xiàn)象,并且這種現(xiàn)象隨轉(zhuǎn)角值的增大而越發(fā)明顯。為使列車維持高速、舒適、安全運(yùn)行,橋梁在巨大動(dòng)力作用下不能出現(xiàn)較大撓度和振幅,因此,設(shè)法提高橋梁剛度是減小梁端轉(zhuǎn)角最直接、最根本的途徑。

基于此,本文提出一種有效方法,即在橋面系與拱肋間增設(shè)V形腹桿以形成帶多點(diǎn)彈性約束的變高桁架,通過適時(shí)的體系轉(zhuǎn)換使拱和桁架分階段承擔(dān)荷載,利用桁架結(jié)構(gòu)承擔(dān)活載的優(yōu)勢(shì),提高拱橋的整體剛度,進(jìn)而減小梁端轉(zhuǎn)角。為方便敘述,將新結(jié)構(gòu)統(tǒng)稱為“本文拱橋”。本文介紹了其結(jié)構(gòu)形式和力學(xué)原理,并對(duì)跨徑為10 m的實(shí)驗(yàn)橋進(jìn)行靜載實(shí)驗(yàn),同時(shí)利用有限元軟件進(jìn)行計(jì)算,以驗(yàn)證方法的有效性。

1 本文拱橋結(jié)構(gòu)形式與力學(xué)原理

1.1 結(jié)構(gòu)形式

本文拱橋的結(jié)構(gòu)形式如圖1所示。

圖1 本文拱橋結(jié)構(gòu)布置

在設(shè)計(jì)荷載確定的條件下,梁端轉(zhuǎn)角與橋梁自身剛度有關(guān),因此,減小梁端轉(zhuǎn)角的關(guān)鍵在于提高結(jié)構(gòu)的剛度,本文力求在增加用鋼量很少的條件下通過大幅提高結(jié)構(gòu)的剛度,最終實(shí)現(xiàn)減小梁端轉(zhuǎn)角的目標(biāo)。

本文利用傳統(tǒng)上承式拱橋橋面系與拱肋存在一定空間距離的特點(diǎn),通過在兩者間增設(shè)V形腹桿,使其與橋面系及拱肋一起形成一個(gè)帶多點(diǎn)彈性約束的桁架結(jié)構(gòu),發(fā)揮桁式結(jié)構(gòu)承擔(dān)活載的優(yōu)越性,通過提高拱橋剛度進(jìn)而減小梁端轉(zhuǎn)角。

1.2 力學(xué)原理

1.2.1 體系轉(zhuǎn)換

鐵路橋梁活載大、沖擊力強(qiáng),一般地說,利用剛度大的桁式結(jié)構(gòu)承擔(dān)活載有更大的優(yōu)越性。桁式結(jié)構(gòu)的基本結(jié)構(gòu)為三角形,本文拱橋?qū)F(xiàn)有的橋面系及拱肋分別視為上弦桿和下弦桿,V形腹桿加入后,可形成多個(gè)連續(xù)的三角形結(jié)構(gòu),利用三角形穩(wěn)定性有效約束橋面系及拱肋,可增加兩者的線剛度,最終使結(jié)構(gòu)剛度大幅提高。三角形只在受節(jié)點(diǎn)力作用的情況下才具備良好的穩(wěn)定性,由于活載處于移動(dòng)狀態(tài),其在橋梁上的作用點(diǎn)不唯一,因而以上形成的三角形將受非節(jié)點(diǎn)力作用,穩(wěn)定性會(huì)降低,但是立柱對(duì)橋面系提供的彈性約束可提高其線剛度并減小剪切及彎曲變形,故三角形的穩(wěn)定性仍可得到保證。

目前,關(guān)于上承式拱橋的設(shè)計(jì)理念和規(guī)范中,恒載和活載均由拱肋承擔(dān),但是,2種荷載使拱肋產(chǎn)生的響應(yīng)卻各有不同。在恒載作用下拱肋為小偏心受壓構(gòu)件,而活載作用下拱肋同時(shí)存在壓、彎、剪變形,可見,只用一種構(gòu)件承擔(dān)所有荷載,其設(shè)計(jì)方法存在一定的不合理性。為使恒載和活載能由不同結(jié)構(gòu)承擔(dān),本文拱橋在依照傳統(tǒng)上承式拱橋體系成橋后,再安裝V形腹桿完成體系轉(zhuǎn)換,如圖2所示,然后上二期恒載,最終成橋。

圖2 本文拱橋體系轉(zhuǎn)換示意圖

從設(shè)計(jì)理念上看,拱和桁架分階段參與承擔(dān)荷載,可充分發(fā)揮拱和桁架的優(yōu)越性。從受力上看,本文拱橋的一期恒載由拱肋承擔(dān),可充分發(fā)揮拱結(jié)構(gòu)的優(yōu)越性;二期恒載及活載則由一個(gè)帶多點(diǎn)彈性約束的變高桁架結(jié)構(gòu)來承擔(dān),以桁式結(jié)構(gòu)承擔(dān)活載,可增大結(jié)構(gòu)的整體剛度,進(jìn)而有效減小梁端轉(zhuǎn)角。

1.2.2 V形腹桿位置與數(shù)量的確定

V形腹桿設(shè)置的位置對(duì)提高結(jié)構(gòu)剛度的有效性具有重要影響,而腹桿的數(shù)量直接影響著經(jīng)濟(jì)性及結(jié)構(gòu)對(duì)溫度變化的敏感程度,因此必須科學(xué)確定V形腹桿的位置及數(shù)量。上承式拱橋在恒載作用下的撓度曲線如圖3所示,在活載作用下的下?lián)衔灰瓢j(luò)圖如圖4所示。由圖3、圖4可知,結(jié)構(gòu)在恒載作用下的最大變形位置發(fā)生在跨中,活載作用下的最大位移發(fā)生在L/4和3L/4附近。

圖3 恒載作用下上承式拱橋撓度示意圖

圖4 活載作用下上承式拱橋下?lián)衔灰瓢j(luò)圖

為加強(qiáng)橋面系和拱肋的薄弱位置,V形腹桿在設(shè)置時(shí)首先需保證有角點(diǎn)落在L/4、跨中、3L/4處,其次是盡最大可能利用其余角點(diǎn)對(duì)兩者均勻約束,以提高線剛度。

另外,V形腹桿增設(shè)后結(jié)構(gòu)的超靜定次數(shù)會(huì)有所增加,若腹桿數(shù)量過多,則溫度應(yīng)力會(huì)迅速增加,對(duì)結(jié)構(gòu)受力帶來不利影響,且用鋼量增大后結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟(jì)性會(huì)有所下降;若腹桿數(shù)量過少,則無法有效約束橋面系及拱肋,對(duì)結(jié)構(gòu)剛度提高貢獻(xiàn)不大,也不能有效減小梁端轉(zhuǎn)角。因此,V形腹桿的數(shù)量需根據(jù)實(shí)際跨徑及實(shí)際需要科學(xué)確定,以達(dá)到既使溫度應(yīng)力維持在較低水平又能有效減小梁端轉(zhuǎn)角的最優(yōu)目標(biāo)。

2 本文拱橋梁端轉(zhuǎn)角實(shí)驗(yàn)研究

2.1 實(shí)驗(yàn)橋結(jié)構(gòu)布置及轉(zhuǎn)換方法

實(shí)驗(yàn)橋跨徑為10 m,橋面全寬1.08 m,矢跨比為1/5,拱軸線為懸鏈線,拱軸系數(shù)m=2.8,全橋均為鋼結(jié)構(gòu),其中,除橋面板使用Q235鋼外,其余構(gòu)件均為Q345,實(shí)驗(yàn)橋結(jié)構(gòu)布置如圖5所示(單位為mm),實(shí)橋如圖6所示。為方便本文拱橋與傳統(tǒng)上承式拱橋之間進(jìn)行結(jié)構(gòu)形式轉(zhuǎn)換,V形腹桿上特別設(shè)置了法蘭盤,如圖7所示,當(dāng)螺栓擰緊時(shí),腹桿參與受力形成本文拱橋;當(dāng)螺栓松開,腹桿失效,此時(shí)為傳統(tǒng)上承式拱橋。

圖5 實(shí)驗(yàn)橋結(jié)構(gòu)布置

圖6 實(shí)驗(yàn)橋?qū)嵨飯D片

圖7 法蘭盤圖片

2.2 實(shí)驗(yàn)?zāi)康呐c內(nèi)容

實(shí)驗(yàn)僅研究橋臺(tái)與橋梁主跨接駁處的最大梁端轉(zhuǎn)角,目的是通過實(shí)驗(yàn)?zāi)M上承式拱橋的活載工況,測(cè)試梁端轉(zhuǎn)角,分析活載大小對(duì)梁端轉(zhuǎn)角的影響。梁端轉(zhuǎn)角實(shí)測(cè)值與有限元計(jì)算值互相佐證,確認(rèn)數(shù)值分析的準(zhǔn)確性和可靠性,以驗(yàn)證所提方法對(duì)減小梁端轉(zhuǎn)角的有效性。

實(shí)驗(yàn)內(nèi)容:通過在橋面布置水箱的方式進(jìn)行加載,利用數(shù)顯雙軸傾角儀測(cè)量梁端轉(zhuǎn)角,實(shí)驗(yàn)加載布置圖如圖8所示。加載分4級(jí)進(jìn)行,每級(jí)加載時(shí)記錄現(xiàn)場(chǎng)溫度,以考慮溫度變化對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的影響。

圖8 實(shí)驗(yàn)加載布置圖

2.3 有限元模型仿真分析

以實(shí)驗(yàn)橋?yàn)樵?利用通用有限元計(jì)算軟件Midas Civil建立三維模型,傳統(tǒng)上承式拱橋和本文拱橋的有限元模型如圖9所示,模擬各級(jí)加載情況,計(jì)算梁端轉(zhuǎn)角,具體結(jié)果見表1所列。表1中,θ11為傳統(tǒng)上承式拱橋梁端轉(zhuǎn)角;θ21為本文拱橋梁端轉(zhuǎn)角;η0為變化率,η0=[(θ21-θ11)/θ11]×100%。有限元計(jì)算結(jié)果表明,增設(shè)V形腹桿后上承式拱橋的剛度大幅提高,故本文拱橋的梁端轉(zhuǎn)角大幅減小。在同一級(jí)加載情況下,本文拱橋梁端轉(zhuǎn)角的降幅均超過25%,可見,本文方法可有效減小梁端轉(zhuǎn)角。

圖9 有限元模型

表1 梁端轉(zhuǎn)角有限元計(jì)算結(jié)果

2.4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

實(shí)驗(yàn)所用的數(shù)顯雙軸傾角儀型號(hào)為TLL90S(精度可達(dá)0.001°),為減小實(shí)驗(yàn)誤差,在梁端處橫橋向共布置2個(gè)儀器,實(shí)驗(yàn)所測(cè)傾角取2個(gè)儀器讀數(shù)的平均值,4級(jí)加載下實(shí)驗(yàn)橋梁端最大轉(zhuǎn)角的實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表2所列。表2中,θ12為傳統(tǒng)上承式拱橋梁端轉(zhuǎn)角;θ22為本文拱橋梁端轉(zhuǎn)角;e1、e2為實(shí)驗(yàn)誤差,e1=[(θ12-θ11)/θ11]×100%,e2=[(θ22-θ21)/θ21]×100%。

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)如圖10所示。

表2 梁端轉(zhuǎn)角實(shí)驗(yàn)結(jié)果

由實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知,實(shí)驗(yàn)值與有限元計(jì)算值相比,總體上有所偏大,但是誤差較小,最大誤差不超過7.5%,考慮到施工缺陷及模擬計(jì)算時(shí)對(duì)邊界條件的理想化處理,實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)具有較高的可信度。與傳統(tǒng)上承式拱橋的實(shí)驗(yàn)值相比,本文拱橋每級(jí)加載下的梁端轉(zhuǎn)角分別減小26.96%、26.32%、26.69%、26.54%。靜載實(shí)驗(yàn)的結(jié)果充分驗(yàn)證了本文方法的有效性。

圖10 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)

3 本文拱橋有限元分析

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文拱橋減小梁端轉(zhuǎn)角的有效性,再以雙線高速鐵路拱橋?yàn)槔?利用有限元軟件建立三維模型,研究在傳統(tǒng)上承式拱橋基礎(chǔ)上增設(shè)V形腹桿后結(jié)構(gòu)梁端最大轉(zhuǎn)角和剛度變化,并將增設(shè)前、后所得結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,最后研究V形腹桿數(shù)量變化時(shí)溫度作用下本文拱橋的最大應(yīng)力及列車活載作用下的梁端轉(zhuǎn)角。

3.1 結(jié)構(gòu)布置

結(jié)構(gòu)為連跨上承式拱橋,全長(zhǎng)668 m,其中,每孔拱橋跨徑為300 m,矢跨比為1/5,拱軸線為懸鏈線，拱軸系數(shù)m=2.5,橋面總寬20 m,立柱間距為30 m,拱肋和主梁均采用鋼箱結(jié)構(gòu),橋面鋪裝以壓力荷載的形式均布于橋面,全橋結(jié)構(gòu)布置如圖11所示(單位為m)。V形腹桿共28個(gè),用鋼1 756.7 t,約占總用鋼量的11.5%,其余構(gòu)件的參數(shù)及材料用量見表3所列。

圖11 雙線高速鐵路拱橋全橋結(jié)構(gòu)布置示意圖

表3 雙線高速鐵路拱橋部分構(gòu)件參數(shù)及材料用量

邊界條件處理為:拱腳和墩臺(tái)底部固結(jié),立柱與橋面系間設(shè)彈性支撐。

3.2 梁端轉(zhuǎn)角計(jì)算

有限元計(jì)算結(jié)果表明,所建模型各處的梁端轉(zhuǎn)角均符合規(guī)范要求。在梁端處(入橋或出橋)以及兩孔橋梁之間,本文拱橋的梁端最大轉(zhuǎn)角分別比傳統(tǒng)上承式拱橋減小了79.50%、26.61%、41.59%。

分析可知,僅需增加少量材料,傳統(tǒng)上承式拱橋的梁端最大轉(zhuǎn)角即可大幅減小,最大減幅可達(dá)0.46×10-3rad。由此可見,本文方法亦可用于改造梁端轉(zhuǎn)角過大的現(xiàn)役鐵路拱橋。

表4 雙線高速鐵路拱橋梁端最大轉(zhuǎn)角有限元計(jì)算結(jié)果

3.3 結(jié)構(gòu)剛度計(jì)算

本文拱橋梁端轉(zhuǎn)角的減小得益于結(jié)構(gòu)整體剛度的大幅提高,為驗(yàn)證理論的正確性,根據(jù)文獻(xiàn)[8]要求,對(duì)結(jié)構(gòu)在3個(gè)荷載組合下進(jìn)行剛度研究:

組合Ⅰ:列車荷載。

組合Ⅱ:列車荷載+0.5×溫度荷載。

組合Ⅲ:0.63×列車荷載+溫度荷載。

其中,列車荷載為ZK活載,初始溫度為15 ℃,升溫最終溫度為40 ℃,降溫最終溫度為-2 ℃。

在上述荷載組合下,本文拱橋與傳統(tǒng)上承式拱橋主梁的最大撓度計(jì)算結(jié)果見表5所列。表5中,W1為傳統(tǒng)上承式拱橋主梁位移;W2為本文拱橋主梁位移;η2為變化率,η2=[(W2-W1)/W1]×100%。

表5 雙線高速鐵路拱橋主梁位移有限元計(jì)算結(jié)果

本文拱橋單孔主梁上撓位移包絡(luò)圖及主梁L/4處位移影響線分別如圖12、圖13所示。

圖12 本文拱橋主梁上撓位移包絡(luò)圖

圖13 本文拱橋主梁L/4處位移影響線

有限元計(jì)算結(jié)果表明,與傳統(tǒng)上承式拱橋主梁最大撓度相比,在荷載組合Ⅰ作用下,本文拱橋變形減少62.24%;在荷載組合Ⅱ作用下,本文拱橋變形減少48.22%;在荷載組合Ⅲ作用下,本文拱橋變形減少35.70%。此外,在荷載組合Ⅰ作用下,傳統(tǒng)上承式拱橋單孔L/4跨處主梁上、下?lián)隙?絕對(duì)值)之和為151.9 mm,而本文拱橋主梁上撓位移包絡(luò)圖中上撓值幾乎為0,主梁L/4處位移影響線正面積值幾乎為0,證明本文拱橋克服了現(xiàn)有拱橋結(jié)構(gòu)體系的固有弊端。

分析可知,增加V形腹桿后,傳統(tǒng)上承式拱橋的剛度得到大幅提高,且列車靜活載在L/4跨處所產(chǎn)生的上撓度幾乎為0。由此可見,本文方法對(duì)提高結(jié)構(gòu)剛度有重要作用,因而可有效減小梁端轉(zhuǎn)角。

3.4 結(jié)構(gòu)溫度響應(yīng)分析

增設(shè)V形腹桿后整座橋?qū)崬橐粋€(gè)大桁架結(jié)構(gòu),而腹桿的角度對(duì)桁架受力有著重要影響,且V形腹桿的個(gè)數(shù)直接關(guān)系到結(jié)構(gòu)的超靜定次數(shù),因此也會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力產(chǎn)生影響。為分析結(jié)構(gòu)在V形腹桿個(gè)數(shù)變化時(shí)的溫度響應(yīng),在3.3節(jié)所建模型及其溫度設(shè)置的基礎(chǔ)上,設(shè)置V形腹桿個(gè)數(shù)分別為12、20、28、36,計(jì)算結(jié)構(gòu)在溫度作用下的最大應(yīng)力以及列車活載作用下的梁端轉(zhuǎn)角,具體結(jié)果見表6所列。

有限元計(jì)算結(jié)果表明,本文拱橋在溫度作用下的最大應(yīng)力隨V形腹桿個(gè)數(shù)的增加而增大,且增幅明顯;梁端轉(zhuǎn)角隨V形腹桿個(gè)數(shù)的增加而略有波動(dòng)。

當(dāng)V形腹桿個(gè)數(shù)由12增加到36時(shí),升溫作用下結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力增幅高達(dá)38.0%;降溫作用下結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力增幅達(dá)38.1%。V形腹桿個(gè)數(shù)分別為20、28時(shí),結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力因溫度作用發(fā)生的變化較小;個(gè)數(shù)為28時(shí),本文拱橋的梁端轉(zhuǎn)角相比于其余情形幾乎為最小值。

分析可知,當(dāng)V形腹桿個(gè)數(shù)為28時(shí),本文拱橋的梁端轉(zhuǎn)角幾乎可達(dá)最小值,而結(jié)構(gòu)的最大溫度應(yīng)力不大。經(jīng)計(jì)算發(fā)現(xiàn),此時(shí)V形腹桿與橋面系或拱肋所形成的三角形內(nèi)角在45°～60°之間,因此,控制好V形腹桿的角度不僅可使結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力較小,也可有效減小梁端轉(zhuǎn)角。

表6 V形腹桿數(shù)量變化時(shí)溫度作用下本文拱橋的最大應(yīng)力及列車活載作用下的梁端轉(zhuǎn)角

4 結(jié) 論

本文提出了一種可有效減小大跨上承式鐵路拱橋梁端轉(zhuǎn)角的方法,通過實(shí)驗(yàn)及有限元分析得出以下結(jié)論:

(1) 梁端轉(zhuǎn)角大幅減小。靜載實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,傳統(tǒng)上承式拱橋和本文拱橋在4級(jí)加載下的梁端轉(zhuǎn)角實(shí)驗(yàn)值比計(jì)算值略大,但是誤差在7.50%以內(nèi)。本文拱橋與傳統(tǒng)上承式拱橋的實(shí)驗(yàn)值相比,每級(jí)加載下的梁端轉(zhuǎn)角分別減小26.96%、26.32%、26.69%、26.54%。

(2) 結(jié)構(gòu)剛度大幅提高。增設(shè)V形腹桿后,引入桁式結(jié)構(gòu)承擔(dān)活載,可充分發(fā)揮其剛度大的優(yōu)勢(shì),故結(jié)構(gòu)的整體剛度得到有效提高,在列車活載作用下,主梁下?lián)衔灰浦禐?3.8 mm,比傳統(tǒng)上承式拱橋大幅減小。

(3) 拱橋的固有弊端被消除。由于整個(gè)結(jié)構(gòu)形成了桁架,V形腹桿的存在使橋面系與拱肋得以連動(dòng),兩者能更好地協(xié)同工作,因此在受半跨荷載作用時(shí),另一側(cè)不會(huì)出現(xiàn)上翹現(xiàn)象。

本文拱橋同時(shí)兼具拱結(jié)構(gòu)和桁式結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn),其良好的剛度特性可有效減小梁端轉(zhuǎn)角,對(duì)保證列車行駛安全性與舒適性有很大幫助,因而特別適用于大跨高速鐵路橋梁。