CN114045739B - 简支转连续体系加固重载铁路桥梁设计方法 - Google Patents

简支转连续体系加固重载铁路桥梁设计方法 Download PDF

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Abstract

本发明涉及简支转连续体系加固重载铁路桥梁验证组件、系统及方法，其包括在墩帽(1)与桥梁件(3)之间设置有主支座(2)；组件包括加固支撑组件(4)，加固支撑组件(4)设置在既有的墩帽(1)与桥梁件(3)之间且位于主支座(2)一侧；加固支撑组件(4)包括设置在墩帽(1)上的固定底座(6)、钢立柱(8)、支撑横梁(10)及具有弹性的缓冲支座(11)，在缓冲支座(11)上设置有减磨垫层(12)；本发明设计合理、结构紧凑且使用方便。

Description

简支转连续体系加固重载铁路桥梁设计方法
技术领域
本发明涉及简支转连续体系加固重载铁路桥梁验证组件、系统及方法。
背景技术
重载铁路作为煤炭和矿石等大宗货物运输的主要通道，在国家经济建设中占有举足轻重的地位，已经成为世界铁路发展的重要方向之一。提高轴重、增加列车编组和提高行车密度是提升线路运能的方式，其中采用大轴重运行列车是降低成本、提高效率最有效的措施。然而，随着列车轴重的提高，对轴重最敏感的既有小跨度桥梁挠度大幅度增加、梁体裂缝迅速扩展等病害相继出现，刚度及承载力储备降低，严重威胁着重载列车的运行安全。然而，既有桥梁寿命还远未达到设计值，直接进行桥梁更换不仅花费巨大，也严重影响既有线路的正常运行。因此，桥梁加固就成为保障既有重载铁路扩能改造实现的重要途径。
关于大中小跨度桥梁定义，一、多孔跨径总长不同：1、大桥的多孔跨径为(100m≤L≤1000m)；2、中桥的多孔跨径为(30m<L<100m)；3、小桥的多孔跨径为(8m≤L≤30m)；二、单孔跨径不同：1、大桥的单孔跨径为(40m<Lk≤150m)；2、中桥的单孔跨径为(20m≤Lk≤40m)；3、小桥的单孔跨径为(5m≤Lk<20m)。
国内外学者已经对既有桥梁加固理论、方法及技术等进行广泛的研究，提出了各种桥梁加固方法。按照加固原理可分为增大截面法、外贴材料法、体外预应力法等。许多学者也从结构体系转化角度提出了桥梁加固方法。利用湿接缝将多跨简支梁的首尾相连，形成多跨连续梁，以中支座承担负弯矩，从而降低跨中弯矩，实现结构承载能力的提高，这是简支体系转连续体系的加固方法。Xu等利用混凝土将3跨16.0m简支梁连接形成连续梁桥，并开展现场静、动态性能测试，验证了简支体系转连续体系加固方法可提高桥梁的服役性能。胡铁明等采用模型试验对简支变连续法加固的混凝土梁桥进行了疲劳试验，确定了加固前简支梁损伤程度对加固后连续体系的疲劳性能影响不显著。周长东等基于有限元方法和多体动力学理论，研究了简支变连续法加固后双T形桥梁的静、动态力学特征，验证了该加固方法可以显著提高桥梁的刚度和承载力。Chen等研究了一种新型横隔板加固T形梁的方式，并基于有限元模型，对横隔板的间距、位置、高度及支架厚度等参数进行了优化，确定了30m跨度T形梁对应的参数取值。蒋丽忠等提出一种辅助钢梁加固法，并采用列车-轨道-桥梁系统动力学方法，分析了加固前后桥梁的动力响应，并于现场实测数据进行了对比，确定了辅助钢梁加固可以显著提高双T梁的刚度。张文学等提出了一种附加自锚式悬索桥法加固方法，通过改变桥梁的受力状态达到加固效果，研究表明该加固方法可以有效控制主梁的内力与挠度，并抑制主梁裂缝的发展。陈建兵和勾红叶等提出了新增吊杆法加固钢管混凝土拱桥的方法，并采用数值仿真的方法验证了加固方法可有效改善桥梁的受力状态，并通过具体工程验证了该方法的可靠性。现有结构体系转化加固方法虽然均可以增加桥梁的承载能力，但应用于中小跨度桥梁时，会因桥跨的特殊性减小加固方法的效果，并且存在施工控制难、造价高等问题。
发明内容
本发明所要解决的技术问题总的来说是提供一种简支转连续体系加固重载铁路桥梁验证组件、系统及方法。本发明提出一种利用既有桥墩增设竖向支撑支座的重载小跨度桥梁的加固方法，采用理论推导和有限元方法验证了该加固方法的有效性，结合响应面和多目标优化方法，确定了加固支撑支座的位置和支撑刚度，并基于车辆-轨道-桥梁垂向耦合动力学，从系统动力学的角度验证了加固方法的可行性。
为解决上述问题，本发明所采取的技术方案是：
一种简支转连续体系加固重载铁路桥梁组件，在墩帽与桥梁件之间设置有主支座；组件包括加固支撑组件，加固支撑组件设置在既有的墩帽与桥梁件之间且位于主支座一侧。
一种简支转连续体系加固重载铁路桥梁验证组件，组件包括设置在桥梁件上的分配梁体，在分配梁体上设置有带有反力千斤顶的反力组件。
一种简支转连续体系加固重载铁路桥梁设计方法，包括以下步骤；
S1，搭建加固支撑结构及力学模型；S1.1，构建加固支撑组件在墩帽与桥梁件之间；S1.2，分析简化力学模型；S1.3，建立有限元模型；S1.4，进行模型验证；S2，进行加固前后对比，S3验证加固支撑刚度及位置影响；S3.1验证加固支撑刚度；S3.2，确定加固支撑位置；S3.3，优化加固支撑刚度及位置；在S1中，搭建加固支撑结构步骤；在S3中，执行反力支撑步骤。
本发明设计合理、成本低廉、结实耐用、安全可靠、操作简单、省时省力、节约资金、结构紧凑且使用方便。
附图说明
图1是加固完成使用示意图。图2是加固支持组件示意图。图3是加固支撑结构的承力与传力路径简化力学模型示意图。图4是验证模型的试验原理示意图。图5是整体模型使用示意图。图6是钢筋骨架示意图。图7是混凝土本构关系示意图。图8是模型参数取值表图。图9是试验与仿真结果对比示意图。图10是列车荷载参数示意图。图11是加固前后对比示意图。图12是梁体塑性应变的示意图。图13是加固支撑刚度影响示意图。图14是原支座与加固支座中心距离影响示意图。图15是多目标优化结果示意图。图16是活载作用下梁体弯矩包络图。图17是垂向耦合动力学模型图。图18是加固前后桥梁动力响应对比图。图19是加固支持组件变形示意图。图20是反力组件的示意图。图21是母抱合臂示意图。图22是母抱合臂另一视角示意图。图23是公抱合臂另一视角示意图。
其中：1、墩帽；2、主支座；3、桥梁件；4、加固支撑组件；5、锚固螺栓；6、固定底座；7、下部背母；8、钢立柱；9、调节上托螺母；10、支撑横梁；11、缓冲支座；12、减磨垫层；13、更换支座；14、C型卡座；15、上部压力传感器；16、下部压力传感器；17、调节顶丝；18、横向连接螺杆；19、底部调节千斤顶；20、液压支座；21、减震弹簧；22、平衡顶杆；23、侧固定座；24、前导向立板；25、倾斜垫板；26、上活动斜面架；27、反力组件；28、反力千斤顶；29、分配梁体；30、反力后挂车体；31、连通管；32、卡槽母抱合臂；33、弯杆公抱合臂；34、行走轮；35、液压支腿；36、根部铰接板；37、第一弯臂；38、第二弯臂；39、第三抱合臂；40、旋转手指部；41、U型母卡头；42、工艺豁口；43、第一摆动臂；44、第二辅助臂；45、导向驱动辊部；46、弯道根部铰接座；47、导向弯道部；48、弯道头部铰接臂；49、弯道头部滑块；50、弯道导向滑轨；51、挂耳；52、横向公卡头；53、支撑调节液压缸；54、支撑铰接座；55、第一防卡死弹簧；56、第二防卡死弹簧。
具体实施方式
本发明实施例的加固支撑组件，在充分利用重载铁路小跨度桥梁桥墩与梁体之间空间的基础上，提出了如图1-3所示的加固支撑组件。
在墩帽(1)与桥梁件(3)之间设置有主支座(2)；加固支撑组件(4)设置在既有的墩帽(1)与桥梁件(3)之间且位于主支座(2)一侧；
加固支撑组件(4)包括设置在墩帽(1)上的固定底座(6)、钢立柱(8)、支撑横梁(10)及具有弹性的缓冲支座(11)，在缓冲支座(11)上设置有减磨垫层(12)，
钢立柱(8)设置在固定底座(6)与支撑横梁(10)之间；在钢立柱(8)上设置有调节上托螺母(9)，用于调整支撑横梁(10)的高度与倾斜度；支撑横梁(10)作为安装平台，其上设置有缓冲支座(11)，在缓冲支座(11)上设置有减磨垫层(12)；
作为方案一，固定底座(6)通过锚固螺栓(5)与墩帽(1)连接；
通过在缓冲支座(11)上设置有减磨垫层(12)，避免纵向及横向对桥梁形成约束。整个加固支撑组件仅提供竖向支撑，并且由于原支座已经承担梁体自重荷载，故加固支撑组件仅为活载提供支撑反力。而加固支撑的位置及支撑刚度是决定支撑结构加固性能的两个重要指标。
基于上述加固支撑组件的承力与传力路径，可简化为图3所示的力学模型。
本发明加固及设计方法；
S1.1，构建加固支撑组件(4)；
S1.2，简化力学模型分析；前提是，对于桥梁件(3)是小跨度桥梁(宽度一般为12米)的情况时，由于梁长较短，其对应的不利荷载位置为前车后转向架与后车前转向架对应轮对均位于桥梁上，并且按跨中对称布置；
首先，在考虑加固支撑影响后，活载引起跨中最大弯矩M及挠度w分别为：
式中，EI为桥梁垂向抗弯刚度，L为左右梁端支座中心之间距离，l1梁端原支座与相邻竖向支撑中心之间距离，lt、F分别车辆固定轴距、轴重对应垂向荷载，lj为前车后转向架后轮与后车前转向架前轮之间的距离，k1、k2分别为支座、加固支撑对应的垂向刚度；参数A、B、C、D这四个参数并没有具体的含义，只是为了方便经公式简化而引入。
然后，当加固支撑刚度大于设定值，活载作用下原支座支撑力与加固支座支撑力反向时，会增加加固支座的受力，故应通过加固支撑的刚度保证原支座支撑力与加固支座支撑力而同向，即：
其次，未进行加固前，桥梁跨中最大弯矩My为：
My＝(L-lt-lj)F 式(3)；
再次，因加固使得跨中最大弯矩减小量dM为：
S1.3，建立有限元模型
由于根据S1.2的简化力学模型理论推导简单，未能考虑轨道结构传力、材料及支撑刚度非线性、梁体配筋等因素的影响，此外，当荷载非对称时，各位置的内力推导过程复杂，不能准确分析加固支撑对梁体包络图的影响。为此，
首先，基于离散分离式钢筋混凝土有限元建模方法，构建加固梁的精细化分析模型，考虑结构的对称性，建立1/2结构模型，如图5-6所示。其中，
钢轨采用铁木辛柯梁单元模拟；轨枕简化为壳单元模拟，以考虑轨枕传力的分散效应；钢筋采用杆单元模拟；桥梁混凝土采用实体单元模拟；钢筋与桥梁混凝土直接采用节点耦合的方式进行连接；因扣件纵向阻力与垂向刚度均有非线性特征，采用非线性弹簧单元模拟；道床纵向及横向阻力也采用非线性弹簧单元模拟；扣件横向刚度及道床垂向刚度采用线性弹簧模拟；支座也采用线弹簧模拟；由于加固支撑位置仅能受压，不能受拉，故采用非线性弹簧模拟。
组成桥梁的混凝土及钢筋，计算中考虑材料的弹性特征，其中混凝土在拉、压状态下的应力-应变关系如图7所示。计算中结合Drucker-Prager准则以考虑混凝土的开裂、压碎等力学行为。
S1.4，进行模型验证
为验证有限元模型的正确性，开展试验对比验证。试验梁为既有重载铁路更换的低高度钢筋混凝土梁，全长12.5m，梁高0.85m。基于四点弯矩试验原理，采用单片梁进行承载能力测试，如图4所示
试验中采用四个同步千斤顶进行加载，并采用SDP系列位移传感器进行桥梁各断面的挠度测试。确定跨中挠度与荷载之间的关系曲线如图9中试验曲线。
结合桥梁设计参数及材料性能试验，计算参数如表图8所示。为了保持与试验状态一致，有限元模型中忽略轨道结构的影响。
利用仿真模型确定的跨中挠度与荷载之间的关系曲线如图9中仿真曲线。
从图9结果看出，试验曲线与仿真曲线整体变化规律吻合，仅在发生屈服位置存在一定的差异。虽然有限元模型中考虑了材料的非线性特征，但以局部材料试验参数代替整个试验梁参数存在一定误差；同时，所采用的非线性本构关系是对组成试验梁材料性能的高度近似，这是造成两曲线存在差异的原因。试验与仿真结果对比也验证了模型的正确性。
S2，加固前后对比，以两节C96编组车辆缓慢通过桥梁，对应的列车荷载参数如图10所示，列车荷载参数(单位:cm)。加固支座距原支座中心距离为0.8m，刚度取为原支座刚度的0.5倍。计算汇总考虑材料的弹塑性变形累积效应。
图11为加固前后桥梁受力状态，其中(a)、(b)及(c)分别为跨中挠度、跨中弯矩及原支座和加固支座的支撑反力。图中横坐标表示列车荷载第一个轮对的位置，其中桥梁跨中截面的横坐标为零。
从图11结果看出，桥梁加固前后跨中挠度与弯矩均有大幅度的降低，其中跨中挠度从6.2mm降低至2.9mm，降幅达53.2％；跨中弯矩也从1210.8kN·m降低至804.8kN·m，降幅为33.5％。桥梁未加固前会因为轴重较大而发生塑性变形(如图9所示)，列车荷载离开桥梁后，跨中依然存在无法恢复的挠度变形，达到1.5mm。而加固后，桥梁的塑性变形基本为零，即加固后桥梁处于弹性变形阶段。这也是既有桥梁运行大轴重列车时需要加固的重要原因之一。
桥梁加固后，原支座支撑反力方向发生了变化，这是由于加固支撑位置对应的刚度过大所致，若按照简化力学模型中式2确定原支座支撑力不变向的条件为k2/k1应小于0.15。因原支座支撑力的反向，会造成加固支座支撑力幅值相对未加固之前原支座支撑力幅值增加了116.6kN，增幅达28.0％。这不仅增加了加固支撑组件的设计难度和桥墩混凝土压溃的可能性，也造成原支座功能部分的丧失。因此，有必要在对加固支撑的刚度进行优化，确保减小结构受力、变形的同时，又不至于加固支座受力的大幅度增加。见图12梁体塑性应变。
S3加固支撑刚度及位置影响；
S3.1加固支撑刚度；
保持原支座与加固支座中心间距0.8m不变，分别更改加固支座刚度为原支座刚度的0.1、0.2、0.3、0.4倍，计算结果如图13所示。其中图13(a)为加固后原支座、加固支座支撑反力幅值与加固支撑刚度之间的关系，图13(b)为跨中弯矩及挠度幅值与加固支座刚度之间的关系曲线。
从图13(a)看出，随着加固支撑刚度的增加，加固支座支撑力幅值及原支座方向支撑力幅值均随之增加，原支座正向支撑力随之降低。这是由于加固支撑刚度的增加，原支座支撑功能逐渐向加固支撑支座转移所致。当加固支撑刚度为原支座刚度的0.1倍时，加固支撑与原支座正向支撑力幅值分别为229.5kN、212.1kN，两者近似相等，共同承担列车的垂向荷载。此时，原支座反向支撑力幅值为30.1kN，接近于零。从支座受力角度看，此工况下的支座受力状态较好。
从图13(b)看出，随着加固支撑刚度的增加，桥梁跨中挠度和弯矩幅值均随之降低。这是由于加固支撑刚度的增加，一方面增加了梁体的垂向支撑刚度，减小了荷载作用下梁体的垂向刚体位移，另一方面支座的功能由原支座向加固支座转移，原支座甚至会产生反向支撑力，使得梁体各截面的弯矩降低(如图11活载作用下梁体弯矩包络图)，挠度也随之减小。跨中挠度及弯矩幅值随加固支撑刚度增加而降低的速率逐渐减小。当加固支撑刚度从原支座刚度的0.1倍增大至0.3倍，挠度及弯矩幅值分别降低了1.2mm和154.2kN·m，降幅分别为26.0％、14.9％；而加固支撑刚度从0.3倍增加至0.5倍，挠度及弯矩仅减小了0.5mm和73.5kN·m，降幅也仅为15.2％、8.4％。当k1/k2为0.1时，静载作用下的挠度为4.7mm，未超过设计荷载作用下的挠度通常值4.9mm。图16活载作用下梁体弯矩包络图。
S3.2，加固支撑位置确定；
加固支座与原支座之间中心距离也会影响活载作用下梁体的力学行为。受原桥墩和支座尺寸的约束以及方便安装，两支座中心距离考虑从0.4m增加至0.8m，间隔为0.1m。计算中保持k1/k2为0.1不变，各工况的计算结果如图14所示。
从图14(a)支座支撑反力结果看出，无论是原支座还是加固支座对应的支撑反力均随两支座中心距离的增加近似呈线性变化，其中原支座支撑力随中心距离的增加而降低，加固支座支撑力变化规律刚好相反，当两支座中心距离约为0.73m时，两支座对应的支撑力近似相等。其中加固支座支撑力增加速率(187.3kN/m)稍大于原支座支撑力减小速率(-151.6kN/m)。
从图14(b)跨中挠度及弯矩结果看出，跨中挠度及弯矩幅值均随着两支座中心距离的增加近似呈线性规律减小，其降低速率分别为2.4mm/m、291.8kN·m/m；当两支座中心距离从0.4m增加至0.8m跨中挠度及弯矩幅值分别降低了1.0mm、116.6kN·m，降幅分别为17.1％、10.1％。可见，增加两支座中心距离可以显著降低跨中挠度。此外，因加固支座刚度较小，两支座中心距离小于0.7m时，跨中挠度均大于设计荷载作用下的挠度通常值4.9mm。S3.3加固支撑刚度及位置优化；
从上述分析结果看出，加固支撑刚度及两支座中心距离的增加对降低跨中挠度也有利的，但支撑刚度的增加会加剧加固支座的支撑受力，减缓原支座支撑受力，这对加固支撑组件设计不利。因此，原支座正向支撑力与加固支座支撑力幅值尽可能相等，同时确保跨中挠度尽可能小，以确定最优的加固支撑刚度及位置。为简化有限元模型的非线性计算，基于响应面方法确定跨中挠度幅值及支座反力幅值与加固支撑刚度及位置之间的显示函数关系：
式中x表示k2/k1，y表示加固支座与原支座中心距离，w为跨中挠度幅值，Fd为原支座正向支撑力与加固支座支撑力差值的绝对值；基于响应面法得到的两个拟合结果对应的复相关系数、修正复相关系数、R2(预测)均超过0.95。
基于跨中挠度幅值最小及原支座正向支撑力与加固支座支撑力幅值尽可能相等两个目标，建立多目标优化模型：
基于多目标进化算法NSGA-II确定多目标优化模型的Pareto最优边界如在图15(a)中，Pareto最优解边界所示，(b)优化变量取值为优化变量x、y取值。
从图15看出，Pareto最优解边界为一条空间曲线，对应的y值恒定为0.8m，这是由于y值越大其跨中挠度越小所致，因此在桥墩几何尺寸限制下，应尽可能增加加固支座与原支座之间的距离。针对图15(a)中的最优边界，改进层次分析法的模糊综合评价模型(AHP-FEC)确定工程应用中的加固支座刚度取值。因w、Fd均为反向指标，因此采用式(7)所示的标准化处理方法，以挠度为例：
式中wi、ri分别为第i个标准化处理前后的值，i用以区别参数。当i＝1时表示w,i＝2表示Fb,i＝3表示Fy
基于AHP-FEC确定的w、Fd、Fy指标的权重系数分别为0.15、0.48及0.37，并且不随Pareto最优解边界点个数的变化而变化，此时最优方案对应的x与y值分别为0.1018与0.8，即加固支撑单个支座刚度为1.25×108N/m，且原支座与加固支座中心间距为0.8m；
S4，动力性能验证；
由于支撑加固主要对桥梁垂向性能产生影响，因此为验证优化方案的可行性，基于ANSYS/LS-DYAN软件建立如图17所示的车辆-轨道-桥梁垂向耦合动力学模型。
由于桥梁经加固后，其工作状态为弹性状态，因此将非线性材料简化为线弹性材料，简化动力学计算；列车采用三辆编组，其动力学参数取值，高低不平顺采用美国五级谱。图18为加固前后，列车以60km/h通过桥梁时桥梁与车体的动力响应曲线，其中(a)为桥梁跨中动挠度、(b)为桥梁跨中垂向振动加速度，(c)为第二节车体的垂向振动加速度，(d)为减载率。
从图18结果看出，加固支撑对桥梁的变形及振动规律影响较小，但可以有效控制跨中挠度及振动加速度，两者幅值分别降低了1.16mm、0.41m/s2，降幅为23.4％、25.2％。由于加固支撑增加了桥梁的垂向刚度，造成车体振动加速度和减载率在列车过桥时有一定的增加，增加值分别为1.31m/s2、0.01。
如图1-23所示，本实施例的简支转连续体系加固重载铁路桥梁组件，在墩帽1与桥梁件3之间设置有主支座2；组件包括加固支撑组件4，加固支撑组件4设置在既有的墩帽1与桥梁件3之间且位于主支座2一侧；
加固支撑组件4包括设置在墩帽1上的固定底座6、钢立柱8、支撑横梁10及具有弹性的缓冲支座11，在缓冲支座11上设置有减磨垫层12，
钢立柱8设置在固定底座6与支撑横梁10之间；在钢立柱8上设置有调节上托螺母9，用于调整支撑横梁10的高度与倾斜度；支撑横梁10作为安装平台，其上设置有缓冲支座11，在缓冲支座11上设置有减磨垫层12。
固定底座6通过锚固螺栓5与墩帽1固定连接或抱合连接；
当采用抱合连接时，在固定底座6下部两端分别设置有对应的C型卡座14的上端，C型卡座14抱合在墩帽1上的端部上，两个C型卡座14通过横向连接螺杆18连接；在两个C型卡座14的下端部设置有调节顶丝17，用于抵接墩帽1的下底表面；
在支撑横梁10下底设置有套装在钢立柱8上的平衡顶杆22及减震弹簧21，在支撑横梁10与平衡顶杆22之间设置有上部压力传感器15；在调节顶丝17与墩帽1的下底表面之间设置有下部压力传感器16；
减震弹簧21在平衡顶杆22与固定底座6之间，在平衡顶杆22下端设置有安装在固定底座6上的底部调节千斤顶19；
固定底座6设置在墩帽1上；
组件包括设置在桥梁件3上的分配梁体29，在分配梁体29上设置有带有反力千斤顶28的反力组件27。
在主支座2为更换支座13或既有支座；
缓冲支座11采用液压支座20；
当更换支座13或既有支座为液压控制时；在更换支座13上设置有具有上斜面的侧固定座23，在侧固定座23下斜面端竖直设置有前导向立板24，在侧固定座23斜面上设置有倾斜垫板25，在倾斜垫板25上设置有上活动斜面架26；上活动斜面架26为直角梯形，梯形下斜面与前导向立板24的上斜面平行，梯形长直角侧面与前导向立板24贴合，梯形上表面为水平面，用于承载桥梁件3；
更换支座13或既有支座的液压缸与液压支座20的液压缸通过连通管31连通。
本实施例的简支转连续体系加固重载铁路桥梁验证组件，组件包括设置在桥梁件3上的分配梁体29，在分配梁体29上设置有带有反力千斤顶28的反力组件27；
反力组件27包括车体上具有对向开合抱合桥梁件3的卡槽母抱合臂32及弯杆公抱合臂33的反力后挂车体30；反力后挂车体30底部具有行走轮34及作为反力千斤顶28的液压支腿35；
液压支腿35下降用于与桥梁件3上表面压力接触；在液压支腿35上设置有压力传感器。
卡槽母抱合臂32及弯杆公抱合臂33分别具有铰接在反力后挂车体30上的第一摆动臂43、第二辅助臂44及根部铰接板36的根部，在根部铰接板36端部通过依次铰接设置的第一弯臂37及第二弯臂38铰接有第三抱合臂39；
在卡槽母抱合臂32的第三抱合臂39的端部设置有具有横向公卡头52的旋转手指部40；在弯杆公抱合臂33的第三抱合臂39的端部设置有一侧部具有工艺豁口42的U型母卡头41；横向公卡头52用于卡在U型母卡头41中，以抱合连接；
第二辅助臂44端部铰接在第一摆动臂43上的中部；
在第一摆动臂43端部横向设置有导向驱动辊部45；
在第一弯臂37背面通过弯道根部铰接座46铰接有导向弯道部47的根部，导向驱动辊部45在导向弯道部47的导向内腔中滚动滑动，在导向弯道部47端部上设置有具有挂耳51的弯道头部铰接臂48；在弯道头部铰接臂48下端铰接有弯道头部滑块49，在第二弯臂38背面上设置有弯道导向滑轨50，
在根部铰接板36或第一弯臂37上设置有支撑调节液压缸53，在第二弯臂38内壁上设置有支撑铰接座54，以与支撑调节液压缸53端部铰接；
在导向弯道部47与第一弯臂37之间设置有第二防卡死弹簧56，在导向弯道部47与第二弯臂38之间设置有第一防卡死弹簧55；
在根部铰接板36端部通过依次铰接设置的铰接有第三抱合臂39。
本实施例的简支转连续体系加固重载铁路桥梁设计方法，包括以下步骤；
在S1中，搭建加固支撑结构步骤；
在S3中，执行反力支撑步骤；
在搭建加固支撑结构步骤中，
首先，清理主支座2顶部，在墩帽1上安装固定底座6；然后，将C型卡座14抱合在墩帽1上的端部上，两个C型卡座14通过横向连接螺杆18连接；其次，两个C型卡座14上部连接固定底座6，在两个C型卡座14的下端部设置调节顶丝17，抵接墩帽1的下底表面，根据下部压力传感器16检测压力值；再次，在固定底座6上套装减震弹簧21的钢立柱8并配套调节上托螺母9，安装平衡顶杆22及上部压力传感器15；之后，在调整支撑横梁10上安装缓冲支座11及减磨垫层12；
其中，当更换支座13采用液压，液压支座20采用液压时，首先，配合起重机、千斤顶，通过更换支座13更换既有支座；然后，更换支座13与液压支座20的液压缸通过连通管31连通；其次，在更换支座13上放置侧固定座23，倾斜垫板25及上活动斜面架26，通过调整前导向立板24位置，从而调整上活动斜面架26高度；
在执行反力支撑步骤中，
首先，在桥梁件3上放置分配梁体29，反力组件27通过反力千斤顶28下压分配梁体29施加反力并通过传感器上传数据；
其中，在施加反力时，
步骤I，首先，反力后挂车体30行走到桥梁件3上；然后，液压支腿35下压桥梁件3；其次，第二辅助臂44与第一摆动臂43联动驱动导向驱动辊部45在导向弯道部47滚动，使得卡槽母抱合臂32及弯杆公抱合臂33向下摆动抱合桥梁件3下部，并通过U型母卡头41与横向公卡头52卡合，并通过工艺豁口42卡接防止松开；
步骤II，当U型母卡头41与横向公卡头52存在间隙时，通过支撑调节液压缸53调节第一弯臂37及第二弯臂38夹角，使得弯道头部滑块49在弯道导向滑轨50上滑动，从而消除U型母卡头41与横向公卡头52的卡合过程中的死点；
步骤III，旋转旋转手指部40实现卡合U型母卡头41与横向公卡头52；
步骤IV，反力千斤顶28下压分配梁体29进行施加反力并通过传感器上传数据。
本发明利用通过加固支撑组件4改善受力性能，锚固螺栓5实现固定连接，但是会损坏桥墩基体，固定底座6实现固定支撑载体，下部背母7实现调节高度与锁紧，钢立柱8实现支撑，调节上托螺母9实现高度调节，支撑横梁10实现高度支撑，缓冲支座11实现弹性支撑，减磨垫层12实现调整，更换支座13作为优选，C型卡座14从而实现抱合，避免损伤桥墩，同时拆装方便，上部压力传感器15，下部压力传感器16实现数据采集，调节顶丝17实现紧固，横向连接螺杆18连接固定，底部调节千斤顶19实现支撑，液压支座20实现柔性支撑，减震弹簧21实现减振，平衡顶杆22实现屈伸调节底部调节千斤顶19，本发明通过液压实现辅助配合螺栓限位支撑，侧固定座23从而实现侧固定，前导向立板24实现升降调节，通过减摩擦件的倾斜垫板25，调整上活动斜面架26的高度，实现了保证支座同时高度调节，连通管31实现液压连通，利用帕斯卡原理保持力传递与平衡。
反力组件27，反力千斤顶28，分配梁体29实现支撑，本发明仅仅画了反力后挂车体30主要部件，卡槽母抱合臂32，弯杆公抱合臂33实现保护，相比于传统施力装置，减少负载运输，通过液压缸方便反力调节，简化结构，其可以拆装，实现了拖车多功能使用，行走轮34，液压支腿35为常规工程机械底盘，根部铰接板36，第一弯臂37，第二弯臂38，第三抱合臂39实现了弧线向下弯曲，旋转手指部40，U型母卡头41模拟手指抱合，工艺豁口42防止脱开，第一摆动臂43，第二辅助臂44，驱动导向驱动辊部45，导向弯道部47摆动实现摆动幅度调节，弯道根部铰接座46铰接连接，弯道头部铰接臂48，弯道头部滑块49，支撑调节液压缸53，支撑铰接座54，弯道导向滑轨50实现微调节，从而满足抱合使得行程误差，挂耳51实现牵拉绳索，横向公卡头52旋转90度实现抱合，旋转180°实现与母头分离，第一防卡死弹簧55，第二防卡死弹簧56避免行程过大而卡死。

Claims (4)

1.一种简支转连续体系加固重载铁路桥梁设计方法，其特征在于：包括以下步骤；
S1，搭建加固支撑结构及力学模型；
S1.1，构建加固支撑组件（4）在墩帽（1）与桥梁件（3）之间；
加固支撑组件（4）包括设置在墩帽（1）上的固定底座（6）、钢立柱（8）、支撑横梁（10）及具有弹性的缓冲支座（11），在缓冲支座（11）上设置有减磨垫层（12），
钢立柱（8）设置在固定底座（6）与支撑横梁（10）之间；在钢立柱（8）上设置有调节上托螺母（9），用于调整支撑横梁（10）的高度与倾斜度；支撑横梁（10）作为安装平台，其上设置有缓冲支座（11），在缓冲支座（11）上设置有减磨垫层（12）；
S1.2，分析简化力学模型； 对于桥梁件（3）是小跨度桥梁的情况时，不利荷载位置为均位于桥梁上的前车后转向架与后车前转向架对应轮对，且按跨中对称布置；
首先，在考虑加固支撑影响后，活载引起跨中最大弯矩M及挠度w分别为：
式 （1）；
式中，EI为桥梁垂向抗弯刚度，L为左右梁端支座中心之间距离，l 1梁端原支座与相邻竖向支撑中心之间距离，l t、F分别车辆固定轴距、轴重对应垂向荷载，l j为前车后转向架后轮与后车前转向架前轮之间的距离，k 1、k 2分别为支座、加固支撑对应的垂向刚度；
然后，当加固支撑刚度大于设定值，活载作用下原支座支撑力与加固支座支撑力反向时，会增加加固支座的受力，故应通过加固支撑的刚度保证原支座支撑力与加固支座支撑力而同向，即：
式 （2）；
其次，未进行加固前，桥梁跨中最大弯矩M y为：
式 （3）；
再次，因加固使得跨中最大弯矩减小量dM为：
式 （4）；
S1.3，建立有限元模型
首先，基于离散分离式钢筋混凝土有限元建模方法，构建加固梁的精细化分析模型，考虑结构的对称性，建立1/2结构模型；其中，
钢轨采用铁木辛柯梁单元模拟；轨枕简化为壳单元模拟，以考虑轨枕传力的分散效应；钢筋采用杆单元模拟；桥梁混凝土采用实体单元模拟；钢筋与桥梁混凝土直接采用节点耦合的方式进行连接；扣件纵向阻力与垂向刚度均有非线性特征，采用非线性弹簧单元模拟；道床纵向及横向阻力采用非线性弹簧单元模拟；扣件横向刚度及道床垂向刚度采用线性弹簧模拟；支座采用线弹簧模拟；由于加固支撑位置仅能受压，不能受拉，故采用非线性弹簧模拟；组成桥梁的混凝土及钢筋，计算中考虑材料的弹塑性特征，计算中结合Drucker-Prager准则以考虑混凝土的开裂、压碎的力学行为。
2. 根据权利要求1所述的简支转连续体系加固重载铁路桥梁设计方法 ，其特征在于：S1.4，进行模型验证；
首先，试验梁为既有重载铁路更换的低高度钢筋混凝土梁，全长12.5 m，梁高0.85 m；基于四点弯矩试验原理，采用单片梁进行承载能力测试；
然后，试验中采用四个同步千斤顶进行加载，并采用SDP系列位移传感器进行桥梁各断面的挠度测试，确定跨中挠度与荷载之间的关系曲线；
其次，结合桥梁设计参数及材料性能试验，计算参数，为了保持与试验状态一致，有限元模型中忽略轨道结构的影响；
再次，利用仿真模型确定的跨中挠度与荷载之间的关系曲线；
之后， 基于试验曲线与仿真曲线整体变化规律吻合，仅在发生屈服位置存在差异 ，因此，试验与仿真结果对比也验证了模型的正确性；
S2，进行加固前后对比，
首先，以两节C96编组车辆通过桥梁为条件，确定对应的列车荷载参数，加固支座距原支座中心距离为0.8m，刚度取为原支座刚度的0.5倍，计算汇总考虑材料的弹塑性变形累积效应；
然后，建立加固前后桥梁受力状态图，图中横坐标表示列车荷载第一个轮对的位置，其中桥梁跨中截面的横坐标为零，对应跨中挠度、跨中弯矩及原支座和加固支座的支撑反力；
其次，在加固前后桥梁受力状态图中分析，桥梁加固前后跨中挠度与弯矩均有降低；桥梁未加固前，桥梁因为轴重较大而发生塑性变形，列车荷载离开桥梁后，跨中依然存在无法恢复的挠度变形，而加固后，桥梁的塑性变形接近为零，即加固后桥梁处于弹性变形阶段；
再次，在桥梁加固后，对加固支撑的刚度进行优化；
S3 验证加固支撑刚度及位置影响；
S3.1 验证加固支撑刚度；
首先，保持原支座与加固支座中心间距0.8 m不变，分别更改加固支座刚度为原支座刚度的0.1、0.2、0.3、0.4倍，进行计算；
然后，确定加固后原支座、加固支座支撑反力幅值与加固支撑刚度之间的关系，确定跨中弯矩及挠度幅值与加固支座刚度之间的关系曲线；
其次，随着加固支撑刚度的增加，加固支座支撑力幅值及原支座方向支撑力幅值均随之增加，原支座正向支撑力随之降低，当加固支撑刚度为原支座刚度的0.1倍时，加固支撑与原支座正向支撑力幅值分别为229.5 kN、212.1 kN，两者近似相等，共同承担列车的垂向荷载，原支座反向支撑力幅值为30.1 kN，接近于零，从支座受力角度看，此工况下的支座受力状态较好；
再次，随着加固支撑刚度的增加，桥梁跨中挠度和弯矩幅值均随之降低，
由于加固支撑刚度的增加，一方面增加了梁体的垂向支撑刚度，减小了荷载作用下梁体的垂向刚体位移，另一方面支座的功能由原支座向加固支座转移，原支座甚至会产生反向支撑力，使得梁体各截面的弯矩降低，挠度随之减小，跨中挠度及弯矩幅值随加固支撑刚度增加而降低的速率逐渐减小，当加固支撑刚度相对于原支座刚度增大，挠度及弯矩幅值分别降低；而加固支撑刚度增加，挠度及弯矩减小，当k 1/k 2为0.1时，静载作用下的挠度为4.7 mm，未超过设计荷载作用下的挠度通常值4.9 mm；
S3.2 ，确定加固支撑位置；
首先，由于加固支座与原支座之间中心距离活载作用下梁体的力学行为，受原桥墩和支座尺寸的约束以及方便安装，两支座中心距离考虑从0.4 m增加至0.8 m，间隔为0.1 m，计算中保持k 1/k 2为0.1不变，计算各工况结果；
然后，从支座支撑反力结果看出，无论是原支座还是加固支座对应的支撑反力均随两支座中心距离的增加近似呈线性变化，其中原支座支撑力随中心距离的增加而降低，加固支座支撑力变化规律刚好相反，当两支座中心距离约为0.73 m时，两支座对应的支撑力近似相等，其中加固支座支撑力增加速率大于原支座支撑力减小速率；
其次，从跨中挠度及弯矩计算结果看出，跨中挠度及弯矩幅值均随着两支座中心距离的增加近似呈线性规律减小，其降低速率分别为2.4 mm/m、291.8 kN·m/m；当两支座中心距离从0.4 m增加至0.8 m跨中挠度及弯矩幅值分别降低了1.0 mm、116.6 kN·m，降幅分别为17.1%、10.1%，可见，增加两支座中心距离显著降低跨中挠度；此外，因加固支座刚度较小，两支座中心距离小于0.7m时，跨中挠度均大于设计荷载作用下的挠度通常值；
S3.3 ，优化加固支撑刚度及位置
首先，原支座正向支撑力与加固支座支撑力幅值尽可能趋近相等，同时确保跨中挠度尽可能小，以确定最优的加固支撑刚度及位置；
然后，为简化有限元模型的非线性计算，基于响应面方法确定跨中挠度幅值及支座反力幅值与加固支撑刚度及位置之间的显示函数关系：
式(5)；
式中x表示k 2/k 1，y表示加固支座与原支座中心距离，w为跨中挠度幅值，F d为原支座正向支撑力与加固支座支撑力差值的绝对值；基于响应面法得到的两个拟合结果对应的复相关系数、修正复相关系数、R 2（预测）均超过0.95；
其次，基于跨中挠度幅值最小及原支座正向支撑力与加固支座支撑力幅值尽可能相等两个目标，建立多目标优化模型：
式(6)；
再次，基于多目标进化算法NSGA-II确定多目标优化模型的Pareto最优边界及对应的优化变量x、y取值，其中，Pareto最优解边界为一条空间曲线，对应的y值恒定为0.8m，这是由于y值越大其跨中挠度越小所致，因此在桥墩几何尺寸限制下，应尽可能增加加固支座与原支座之间的距离，针对最优边界，改进层次分析法的模糊综合评价模型AHP-FEC确定工程应用中的加固支座刚度取值，因w、F d均为反向指标，因此采用式(7)所示的标准化处理方法，其中挠度，
(7)
式中w i、r i分别为第i个标准化处理前后的值；
基于AHP-FEC确定的w、F d、F y指标的权重系数分别为0.15、0.48及0.37，并且不随Pareto最优解边界点个数的变化而变化，此时最优方案对应的x与y值分别为0.1018与0.8，即加固支撑单个支座刚度为1.25×108 N/m，且原支座与加固支座中心间距为0.8m；
S4， 验证动力性能；
首先，基于ANSYS/LS-DYAN软件建立车辆-轨道-桥梁垂向耦合动力学模型；
然后，由于桥梁经加固后，其工作状态为弹性状态，因此将非线性材料简化为线弹性材料，简化动力学计算，列车采用三辆编组，高低不平顺采用美国五级谱，确定加固前后，列车以60km/h通过桥梁时桥梁与车体的动力响应曲线，确定桥梁跨中动挠度、桥梁跨中垂向振动加速度、第二节车体的垂向振动加速度及减载率；
其次， 加固支撑对桥梁的变形及振动规律影响小，控制跨中挠度及振动加速度，由于加固支撑增加了桥梁的垂向刚度，造成车体振动加速度和减载率在列车过桥时增加 。
3.根据权利要求1所述的简支转连续体系加固重载铁路桥梁设计方法，其特征在于：
在S1中，搭建加固支撑结构步骤；
在S3中，执行反力支撑步骤。
4. 根据权利要求3所述的简支转连续体系加固重载铁路桥梁设计方法，其特征在于：包括搭建加固支撑结构步骤与执行反力支撑步骤；
在搭建加固支撑结构步骤中，
首先，清理主支座（2）顶部，在墩帽（1）上安装固定底座（6）；然后，将C型卡座（14）抱合在墩帽（1）上的端部上，两个C型卡座（14）通过横向连接螺杆（18）连接；其次，两个C型卡座（14）上部连接固定底座（6），在两个C型卡座（14）的下端部设置调节顶丝（17），抵接墩帽（1）的下底表面，根据下部压力传感器（16）检测压力值；再次，在固定底座（6）上套装减震弹簧（21）的钢立柱（8）并配套调节上托螺母（9），安装平衡顶杆（22）及上部压力传感器（15）；之后，在调整支撑横梁（10）上安装缓冲支座（11）及减磨垫层（12）；
其中，当更换支座（13）采用液压，液压支座（20）采用液压时，首先，配合起重机、千斤顶，通过更换支座（13）更换既有支座；然后，更换支座（13）与液压支座（20）的液压缸通过连通管（31）连通；其次，在更换支座（13）上放置侧固定座（23），倾斜垫板（25）及上活动斜面架（26），通过调整前导向立板（24）位置，从而调整上活动斜面架（26）高度；
在执行反力支撑步骤中，
首先，在桥梁件（3）上放置分配梁体（29），反力组件（27）通过反力千斤顶（28）下压分配梁体（29）施加反力并通过传感器上传数据；
其中，在施加反力时，
步骤I，首先，反力后挂车体（30）行走到桥梁件（3）上；然后，液压支腿（35）下压桥梁件（3）；其次，第二辅助臂（44）与第一摆动臂（43）联动驱动导向驱动辊部（45）在导向弯道部（47）滚动，使得卡槽母抱合臂（32）及弯杆公抱合臂（33）向下摆动抱合桥梁件（3）下部，并通过U型母卡头（41）与横向公卡头（52）卡合，并通过工艺豁口（42）卡接防止松开；
步骤II，当U型母卡头（41）与横向公卡头（52）存在间隙时，通过支撑调节液压缸（53）调节第一弯臂（37）及第二弯臂（38）夹角，使得弯道头部滑块（49）在弯道导向滑轨（50）上滑动，从而消除U型母卡头（41）与横向公卡头（52）的卡合过程中的死点；
步骤III，旋转旋转手指部（40）实现卡合U型母卡头（41）与横向公卡头（52）；
步骤IV，反力千斤顶（28）下压分配梁体（29）进行施加反力并通过传感器上传数据 。
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