某铁路架梁会车平台稳定性分析

Stability Analysis of a Railway Beam Assembly Platform

摘要: 为保障高铁桥梁架设过程中的作业安全，本文以新建某铁路标段架梁会车平台为研究对象，针对运梁车行进过程中的受荷稳定性问题，基于设计与施工资料，建立三维有限元数值模型，对桥墩、挡墙及其与回填体之间的协同作用机制进行系统分析。通过设置四种典型不利工况，模拟运梁车及预压箱梁荷载作用，提取平台结构关键部位的位移变化和应力响应。分析结果表明：受预压箱梁和重载运梁车共同作用，320墩在最不利工况下的竖向沉降达11.00  mm，顺桥向最大水平偏移量达6.00  mm，承受的最大主压应力为14.24  MPa；挡墙与桥墩连接处为应力集中区，320墩侧挡墙最大Von Mises应力达2.30  MPa，接近材料强度极限。由于墩身、挡墙与填料之间存在显著刚度差异，连接区域的受力不均加剧，应作为设计与施工中的重点控制部位。研究成果可为类似工程中会车平台结构设计优化与施工安全控制提供理论支撑与实践依据。

Abstract: In order to ensure the safety of operations during the construction of high-speed railway bridges, this paper takes the newly built railway section’s beam assembly platform as the research object. Based on design and construction data, a three-dimensional finite element numerical model is established to systematically analyze the collaborative mechanism between bridge piers, retaining walls, and backfill materials in response to the stability of the load during the operation of the beam transport vehicle. By setting up four typical unfavorable working conditions, simulating the load effects of beam transport vehicles and preloaded box girders, the displacement changes and stress responses of key parts of the platform structure are extracted. The analysis results show that under the combined action of preloaded box girders and heavy-duty beam transport vehicles, the vertical settlement of 320 piers under the most unfavorable conditions reaches 11.00 mm, the maximum horizontal displacement along the bridge direction reaches 6.00 mm, and the maximum principal compressive stress borne is 14.24 MPa. The connection between the retaining wall and the bridge pier is a stress concentration zone, and the maximum Von Mises stress of the retaining wall on the 320 pier side reaches 2.30 MPa, approaching the material strength limit. Due to significant stiffness differences between the pier body, retaining wall, and filling material, the uneven stress in the connection area is exacerbated, and it should be a key control area in design and construction. The research results can provide theoretical support and practical basis for the optimization of assembly platform structure design and construction safety control in similar projects.

1. 引言

随着我国高速铁路建设的不断推进，运梁车作为桥梁预制阶段运输的重要设备，其作业安全性逐渐成为施工过程中的关键控制环节。会车平台作为临时结构，承担着运梁车通行、交汇及荷载传递的功能，其稳定性直接影响架梁作业的安全与效率[1] [2]。尤其在回填土体构筑的平台结构中，由于运梁车辆荷载大、变化频繁，加之桥墩、挡墙与填料间刚度差异显著，极易引发平台不均匀沉降、局部滑移及应力集中等问题[3]-[5]。

当前，国内学者围绕临时施工平台、回填结构及重载道路的稳定性问题，已展开了多层次研究。如彭光辉等[6]指出，填料性能与压实工艺对平台整体刚度与承载性能具有显著影响；朱江江[7]通过室内模型试验揭示了高填平台挡墙与桥墩连接区域的受力集中规律。近年来，区域工程实践也推动了相关结构设计优化与分析技术的发展，尤其是在不同工况下临时结构的响应规律与控制对策方面取得了诸多进展[8]-[10]。

与此同时，数值模拟技术在临时结构稳定性分析中的应用日益广泛，借助Midas/GTS NX、ABAQUS等有限元平台，研究人员可对桥墩–挡墙–回填–地基系统进行多工况建模与精细分析，识别关键部位的受力薄弱环节[11]-[13]。研究表明，平台结构的整体稳定性不仅受单一构件性能影响，更取决于其与周边构件及地基土体间的协同响应机制[14]。此外，非线性接触模型对填土–结构界面滑移与变形协调的刻画也在平台变形控制分析中发挥着越来越重要的作用[15]。

基于此，本文依托新建某铁路工程典型架梁会车平台，结合实测工程参数与施工工况，构建三维有限元模型，系统分析运梁车多工况加载下平台关键结构的位移响应与应力演化特征，识别受力不利部位与变形集中区，为类似工程中平台设计优化与施工控制提供理论依据与工程参考。

2. 工程依托

2.1. 工程概述

新建某铁路ZQ-Ⅰ标正线土建里程范围：DK0 + 000~DK48 + 788.63，正线长度47.701 km (含先期开工段：DK17 + 220.455~DK18 + 782.055，长度1.5616 km)、铺轨里程DK0 + 000~DK182 + 564，铺轨长度362.19正线公里。含2个车站、1个动车存车场和2条联络线、2条动走线。其中320#~318#墩钻孔桩、承台、墩身施工完成后，该2孔箱梁暂不架设，将2孔箱梁位置采用填料填筑至箱梁顶面平，填筑横向宽度18 m，纵向填筑长65.2 m (图1)。运梁车在会车平台上行进过程中，320#~318#墩及墩上挡墙的受荷模式、位移分布和应力分布需要进行针对性地分析研究。

Figure 1. Schematic diagram of the beam transport vehicle passing scheme

图1. 架梁会车方案示意图

2.2. 施工方案

(1) 施工准备

施工前，挖机对已完成的318#~320#墩原地面进行清表，对泥浆池等松软地基全部开挖换填，采用20 t压路机弱振1遍、强振4遍后确保碾压密实对原地面进行检测，压实度不得低于0.9，技术人员通过RTK对29.1 m宽范围的填筑宽度进行放线，方可填筑。

(2) 分层填筑

填筑采用履带挖机配合渣土车从320#墩开始先填筑线路右侧，依次再填筑319#墩、318#墩全部填筑包裹，为防止填土对墩身造成偏压，墩身四周需对称分层填筑，填料分层填筑、分层压实，每层填筑厚度不大于30 cm，距离墩身2 m范围外采用20 t压路机碾压，压实顺序应由线路右侧开始向线路左侧碾压，先静压行驶1遍后强振3遍、再弱振1遍，确保碾压密实，墩身附近采用人工夯机夯实。墩身沉降观测标移至承台顶面采用沉降观测板接长螺杆的方法进行沉降观测。

填筑至墩顶标高后，为防止填土对箱梁有侧压力影响，在318#墩和320#墩距箱梁端头15 cm采用C30砼施工一道挡墙，挡墙横向长12.5 m，顺桥向宽3 m，高3.22 m。挡墙完成达到强度后，填筑剩余1.2 m厚B料，最后填筑40 cm厚级配碎石并养护。

2.3. 架梁设备

架梁设备主要为DCY900运梁车和DF900架桥机，其主要技术参数分别见表1、2。

Table 1. Main technical parameters of the DCY900 beam transport vehicle

表1. DCY900运梁车主要技术参数

序号	项目	参数
1	额定装载质量	900 t
2	车辆自身质量(含驮梁小车)	≤270 t
4	轮系	2纵列17轴线
5	悬挂数量	34套

Table 2. Main technical parameters of the DF900 girder erection machine

表2. DF900架桥机主要技术参数

序号	项目	参数
1	额定起重能力	900 T
2	架设梁跨	32 m、24 m、20 m等跨及变跨整孔箱梁
3	梁体起落速度	0~0.5 m/min (重载) 0~1.0 m/min (空载)
4	吊梁小车纵移速度	0~3 m/min (重载) 0~6 m/min (空载)
5	梁体起落高度	7.8 m

3. 计算模型

3.1. 数值模型

根据工程资料及计算特性，本次建模采用Midas/GTS NX大型通用有限元软件[13]，计算用到的单元有3D实体单元和桩单元两类，其中3D实体单元主要用于桥墩、承台、挡墙、填料及地层的建模，桩单元主要用于桩基的建模。网格划分根据模型尺寸及关注的重点区域，采取的原则是“重点区域精细化建模，非重点区域一般建模”，本次建模共产生单元117,512个，节点469,568个，数值模型见图2。

(a) 整体模型 (b) 桥梁结构模型

Figure 2. Three-dimensional finite element model

图2. 三维模型图

3.2. 计算参数

(1)地层及填料参数

根据设计资料，地层主要分为3~4黏土(灰黄色~黄褐色，硬塑状，σs = 160 kPa)、4~2粉土(灰黄色~黄褐色，稍密状，σs = 110 kPa)和1~2片麻岩(强风化，σs = 400 kPa)。填料主要分为三层，顶部填筑宽度18,000 mm，底部填筑宽度29,100 mm，边坡坡比分别为1:1和1:0.75。根据填筑次序，依次为素填土(填料高度5500 mm)、B组分填料(填料高度1200 mm)和水泥稳定级配碎石(填料高度400 mm)，地层及填料具体参数见表3。

Table 3. Material parameters of soil layers and backfill

表3. 地层及填料参数

填料名称	弹性模量 E (MPa)	天然重度 γ (kN/m^3)	泊松比 μ	粘聚力 c (MPa)	摩擦角 φ (˚)
素填土	13.2	16.0	0.35	10	10
B组分填料	1.32e4	19.0	0.25	/	40
水泥稳定 级配碎石	2.2e4	22.0	0.23	/	/
3~4黏土	4.5	18.7	0.3	19.0	12.0
4~2粉土	5.1	18.5	0.3	6.0	20.0
1~2片麻岩	50	21.0	0.25	/	/

(2) 结构参数

根据设计及施工方案，拟在320#、318#墩布设混凝土挡墙，该结构用于抵消桥墩两侧不平衡土压力及用于支撑架桥机。其中318#~321#桥墩墩高4.85 m，墩身截面尺寸6.0 m × 2.0 m。承台尺寸10.2 m × 5.1 m × 2.0 m。桩基单桩直径1.0 m，承台下布设2排4根，共计8根桩，其中318#墩桩长35.0 m，319#墩桩长33.0 m，320#墩桩长32.0 m。根据设计资料，该挡墙及桥墩的材料参数见表4。

Table 4. Material parameters of the concrete retaining wall

表4. 混凝土挡墙材料参数

结构名称	混凝土等级	重度γ (kN/m^3)	弹性模量E (GPa)	泊松比μ
挡墙	C30	25.0	30.0	0.2
墩身	C35 + C40	25.0	31.5 + 32.5	0.2
承台	C40	25.0	32.5	0.2
桩基	C40	25.0	32.5	0.2

(3) 工况设置

根据工程背景及软件计算效率，运梁车、箱梁和架桥机并非本次计算研究重点，仅作为荷载考虑，因此考虑以下4种不利工况：

1) 工况1：运梁车(重载)一半车身进入土坡

通过分析，可以得知此工况下，320#墩上主要承受的荷载为箱梁一端作用(经计算，荷载面压力P1 = 1.442 MPa)、运梁车(重载)作用(荷载面压力P2 = 1.266 MPa)，以及作用在填料层顶部作用(荷载面压力P3 = 75.679 kPa)，荷载作用示意如图3所示。

Figure 3. Loading diagram for Load Case 1

图3. 工况1荷载作用示意图

Figure 4. Loading diagram for Load Case 2

图4. 工况2荷载作用示意图

Figure 5. Loading diagram for Load Case 3

图5. 工况3荷载作用示意图

Figure 6. Loading diagram for Load Case 4

图6. 工况4荷载作用示意图

2) 工况2：运梁车(重载)全部车身刚进入土坡

通过分析，可以得知此工况下，320#墩上主要承受的荷载为箱梁一端作用(经计算，荷载面压力P1 = 1.442 MPa)、运梁车(重载)作用(荷载面压力P2 = 1.266 MPa)，以及作用在填料层顶部作用(荷载面压力P3 = 75.679 kPa)，荷载作用示意图如图4所示。

3) 工况3：运梁车(重载)车身位于土坡中心

通过分析，可以得知此工况下，320#墩上主要承受的荷载为箱梁一端作用(经计算，荷载面压力P1 = 1.442 MPa)、运梁车(重载)不产生作用(荷载面压力P2 = 0)，以及作用在填料层顶部作用(荷载面压力P3 = 75.679 kPa)，荷载作用示意如图5所示。

4) 工况4：两辆运梁车(重载、空载)在土坡中心处会车

通过分析，可以得知此工况下，320#墩上主要承受的荷载为箱梁一端作用(经计算，荷载面压力P1 = 1.442 MPa)、运梁车(重载)不产生作用(荷载面压力P2 = 0)，以及作用在填料层顶部作用(荷载面压力P3 = 75.679 kPa)，及运梁车(空载)作用(荷载面压力P4 = 17.464 kPa)，荷载作用示意如图6所示。

(4) 接触设置

1) 桩土接触

考虑到桩土接触关系[11]及计算效率，本次计算将桩简化为Midas/GTS特有的嵌入式单元，直接将承台下方的2排4根桩嵌入地层中，桩土之间协同变形[15]，见图7。

Figure 7. Schematic diagram of the pile–soil contact model

图7. 桩土接触模型示意图

Figure 8. Schematic model of the interaction between pier, pile cap and piles

图8. 桥墩–承台–桩相互关系模型

2) 墩身–填料接触

根据实际工程情况，桥墩与填料层并非刚性连接，其变形模式也并非协同变形，二者之间由于刚度差异会产生变形差，因此考虑将墩身与填料之间的接触设置为库伦摩擦接触[12]，接触面切向力与位移关系采用Coulomb摩擦模型，接触面等效摩擦应力为：

${\tau }_{\text{eq}}=\sqrt{{\tau }_1{}^2+{\tau }_2{}^2}$ (1)

式中：${\tau }_1$ 、${\tau }_2$ 为摩擦面内两垂直向剪切应力。

临界剪切应力为：

${\tau }_{crit}=\mu p$ (2)

式中：$\mu$ 为摩擦系数。

对于摩擦系数$\mu$ ，经验数据表明，静摩擦系数与动摩擦系数不同，两者近似满足以下指数关系：

$\mu ={\mu }_k+\left({\mu }_s-{\mu }_k\right)e^{-d_c{\dot{\gamma }}_{eq}}$ (3)

式中：${\mu }_k$ 为动摩擦系数；${\mu }_s$ 为静摩擦系数；$d_c$ 为折减系数；${\dot{\gamma }}_{eq}$ 为滑动应变率。

相对滑移发生条件：

当${\tau }_{eq}\ge {\tau }_{crit}$ 时则发生相对滑移；当${\tau }_{eq}<{\tau }_{crit}$ 时则不发生相对滑移。

各向的滑移速度由下式确定：

$\frac{{\tau }_i}{{\tau }_{eq}}=\frac{{\gamma }_i}{{\gamma }_{eq}}$ (4)

式中：${\tau }_i$ 为i向的剪切应力；${\gamma }_i$ 为i向剪切滑移速度；${\gamma }_{eq}$ 为总的剪切滑移速度。

3) 桥墩–承台–桩相互关系

由于桥梁结构的墩身、承台和桩基刚度相比填料和地层刚度较大，常规的设计计算中，将桥墩、承台和桩基之间设置为刚性连接，两两之间协同变形，共同承载，桥墩–承台–桩相互关系示意如图8所示。

4. 结果分析

4.1. 位移分析

(1) 桥墩位移

(a) X向位移 (b) Y向位移 (c) Z向位移

Figure 9. Displacements of the bridge piers

图9. 桥墩位移量

提取各工况下320#~318#墩的三向(X：横桥向，Y：顺桥向，Z：竖直向)最大位移量如图9所示。分析发现，在横桥向，四种工况的偏移量均较小，在前三种工况下，320#墩受力位移量均大于319#、318#墩，且在工况2 (运梁车身全部刚进入土坡)时，320#墩的偏移量最大，达到1.6 mm；工况4 (两辆运梁车在土坡中心处会车)时，中间319#墩处于受荷最大模式，偏移量大于另外两墩，量值约为1.2 mm。在顺桥向，320#墩由于多作用一孔箱梁，偏移量总体上处于偏向已有箱梁侧，工况1 (重载运梁车一半进入土坡)条件下，320#墩受荷最为均匀，故顺桥向偏移量最小，约为1 mm；由于填料与桥墩、承台间的刚度差异较大，319#墩在四种工况下的顺桥向位移量均较小，随着荷载向318#墩靠近，其正向偏移量逐渐增大，最大约为6 mm；总体上，三桥墩在各工况下均发生了不同程度的沉降，320#墩在工况3 (重载运梁车车身位于土坡中心)条件下发生的沉降最小，在工况1 (重载运梁车一半车身进入土坡)条件下发生的沉降量最大。319#和318#墩随着重载运梁车的前进，沉降量逐渐增大。

(2) 挡墙位移

提取4种工况下320#墩侧和318#墩侧挡墙的三向最大位移量如图10所示。处于受荷较大的320#墩侧的挡墙受力总体上大于318#墩侧挡墙，且由于填土两侧坡度并非一致，且存在空车、重车并排的情形，导致挡墙存在X向(横桥向)偏压受荷现象，因此2#挡墙均存在X向(横桥向)的位移，其中320#墩侧挡墙在工况2条件下达到最大偏移量，约为2.4 mm，318#侧挡墙在工况3条件下达到最大偏移量，约为1.8 mm；分析Y向(顺桥向)挡墙位移可以发现，由于填土受到荷载作用，发生向两侧挡墙的变形，但由于偏压作用，2#挡墙的Y向位移量方向并不相同，且320#墩侧挡墙最大Y向位移量大于318#墩侧挡墙，320#墩侧挡墙为−2.72 mm，318#墩侧挡墙为2.18 mm。对于Z向，由于主要荷载作用于两挡墙中间，二者受力大致相同，但是320#墩额外作用一孔箱梁，导致320#墩侧挡墙沉降均大于318#墩侧挡墙，320#墩侧挡墙最大沉降发生在工况2条件下，量值约为11.00 mm，318#墩侧挡墙最大沉降发生在工况4条件下，量值约为5.44 mm。

(a) X向位移 (b) Y向位移 (c) Z向位移

Figure 10. Maximum displacements of the retaining walls under each load case

图10. 各工况下挡墙最大位移

4.2. 应力分析

4.2.1. 桥墩主应力

(1) 桥墩主应力

考虑桥墩主要承受压力，限于篇幅，仅展示工况2的320#~318#墩的第三主应力如图11所示。可以发现，320#墩承受压力最大，约为14.24 MPa，远离荷载端的319#、318#墩第三主应力较小，其中由于荷载主要集中在320#墩附近，使得320#墩受力分布较319#、318#墩不均匀。

Figure 11. Third principal stress of the bridge piers under Load Case 2

图11. 工况2桥墩第三主应力

Figure 12. Maximum third principal stress of the bridge piers under each load case

图12. 各工况桥墩最大第三主应力

汇总各工况下3桥墩的最大第三主应力，如图12所示，总体而言，3桥墩均随着运梁车的行进，最大第三主应力均增大，即受到的压应力逐渐增大，且320#墩的最大第三主应力大于319#墩大于318#墩。

4.2.2. 挡墙Von Mises应力

(2) 挡墙Von Mises应力

提取工况1的挡墙应力，如图13所示。由于挡墙受力较为复杂，可能同时承受压力和拉力，因此提取两挡墙的Von Mises应力，分析发现，近载端的320#墩侧挡墙最大Von Mises应力出现在桥墩相接处，量值为1.88 MPa，未达到混凝土的破坏强度；远载端的318#墩侧挡墙受力较为均匀，Von Mise应力较小，最大约为0.24 MPa。

Figure 13. Von Mises stress distribution of the retaining walls under Load Case 1

图13. 工况1挡墙Von Mises应力

Figure 14. Maximum Von Mises stress of the retaining walls under each load case

图14. 各工况下挡墙最大Von Mises应力

汇总各工况下2挡墙的Von Mises应力，如图14所示，总体而言，320#墩侧挡墙的最大Von Mises应力随着运梁车的前进逐渐增大，最大值发生在工况4条件(两辆运梁车在土坡中心处会车)，约为2.30 MPa，318#侧挡墙反之，随着运梁车的前进，最大Von Mises应力逐渐减小，但由于离荷载较远，各工况受力较为均匀，量值也较小。

5. 结语与讨论

本文对架梁会车平台受力进行分析，针对其特殊的移动荷载进行了详细的数值计算分析，得出以下结论：

(1) 预先作用于320#墩上的一孔箱梁使320#墩在4种工况下受荷均较大，应在设计施工过程中关注320#墩的偏移量、沉降量和应力分布，由于填料与桥墩、承台间的刚度差异较大，319#墩出现顺桥向偏压，远载端318#墩受荷较小。

(2) 墩上挡墙两侧刚度约束差异较大，运梁车在行进过程中，近载端320#墩侧挡墙受荷较远载端318#墩侧挡墙复杂，会同时承受拉压应力，最大Von Mises应力出现在桥墩相接处。

(3) 需要指出的是，本文数值分析采用多工况静力分析方法，将运梁车在会车平台上的不同停留位置视为一系列静态工况进行等效模拟，并未考虑车辆行进过程中的动力放大效应。由于DCY900运梁车在重载及空载工况下的运行速度分别不超过3 m/min和6 m/min，属于典型低速受压状态，按现行工程设计通常可采用静力荷载组合进行控制，故本文的分析结果对平台结构整体稳定性具有一定代表性。尽管如此，车辆加减速、制动及突发工况下的惯性效应可能对局部应力和变形产生一定影响。后续研究将基于三维有限元模型，引入车–路–结构耦合动力分析方法，进一步评估不同行车速度和制动工况下平台结构的安全储备及动力响应特征。