王沖沖

(中鐵第一勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司,西安 710043)

引言

預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁由于經(jīng)濟(jì)性好、噪聲小、剛度大、后期維護(hù)費(fèi)用低、施工技術(shù)成熟等特點(diǎn),通常作為鐵路大跨度橋梁的首選結(jié)構(gòu)形式[1-2]。然而,為了滿足高速鐵路的剛度要求,通常會采用更高的梁高,而梁高加大往往會限制其應(yīng)用[3],尤其一些立交凈空控制的橋梁。此外,笨重的外形也不符合城市的美觀要求,使其競爭力大為降低[4]。

近幾年,針對高速鐵路大跨度混凝土連續(xù)梁的研究主要集中于混凝土收縮徐變對結(jié)構(gòu)線形的影響[5-8]、車橋系統(tǒng)耦合作用[9]、鐵路橋梁剛度限制標(biāo)準(zhǔn)[10]、箱梁剪力滯效應(yīng)的影響[11]以及橋梁抗震措施等[12-13],對低高度混凝土梁的研究較少。

鐘鐵毅等[14]針對鐵路預(yù)應(yīng)力活性粉末32 m低高度T形梁,通過有限元分析及靜載試驗(yàn),分析其受力性能,得到該梁極限承載力及各項指標(biāo)滿足設(shè)計要求;周偉明等[15]結(jié)合工程實(shí)例,研究低高度密肋式T梁,表明采用低高度梁能顯著降低路線縱坡,節(jié)約占地,降低工程造價;閆曉夏[16]以朔黃鐵路24 m及32 m跨度低高度預(yù)應(yīng)力混凝土簡支T梁為研究對象,研究了重載作用下梁體的承載能力和重載改造技術(shù),通過多種加固方案的綜合比選,提出對低高度混凝土梁重載加固改造方案;張福田[17]對低高度預(yù)應(yīng)力混凝土梁采取輔助鋼梁技術(shù)進(jìn)行加固,并進(jìn)行相關(guān)動載試驗(yàn),結(jié)果表明,增設(shè)輔助鋼梁后梁體的豎向剛度明顯提高,輔助鋼梁與原混凝土梁體共同作用性能良好。

根據(jù)文獻(xiàn)檢索結(jié)果,現(xiàn)有低高度預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁研究成果較少,多集中于簡支梁研究,且側(cè)重于加固研究,對于如何降低大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁的高度,從而擴(kuò)大混凝土連續(xù)梁的應(yīng)用范圍,尚未檢索到相關(guān)研究。

鑒于此,依托高速鐵路預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu),分析主跨100 m低高度連續(xù)梁跨度配合比、主梁構(gòu)造參數(shù)等對結(jié)構(gòu)受力的影響,進(jìn)而總結(jié)出低高度大跨連續(xù)梁的技術(shù)要點(diǎn),為拓寬混凝土連續(xù)梁的應(yīng)用范圍奠定基礎(chǔ),該研究成果計劃在平?jīng)鲋翍c陽、中國至尼泊爾等鐵路干線中應(yīng)用。

1 橋跨布置及計算

以銀西高鐵(60+100+60) m連續(xù)梁為工程依托,通過增設(shè)次邊跨的方式,利用次邊跨對中跨的剛度約束來提高跨中剛度,減小梁端轉(zhuǎn)角[18-19],從而減小截面高度,降低主跨內(nèi)力,減小橋梁整體高度。

低高度連續(xù)梁和傳統(tǒng)三跨連續(xù)梁一般采用對稱懸臂施工的方法施工[20],當(dāng)主跨為100 m時,中跨懸臂施工長度達(dá)49 m,次邊跨長度不應(yīng)小于51 m,本次研究取52 m,邊跨從經(jīng)濟(jì)性考慮,不宜過小,本次取35 m,因此,100 m低高度連續(xù)梁橋跨布置初步擬定為(35+52+100+52+35) m。

梁體采用單箱單室變高度直腹板箱形截面,梁高3.0～5.5 m,梁底曲線采用二次拋物線。其余尺寸同銀西高鐵(60+100+60) m連續(xù)梁。橋梁立面布置如圖1所示,箱梁墩頂及跨中截面如圖2所示。

圖1 橋梁立面布置(單位:cm)

圖2 箱梁墩頂及跨中控制截面(單位:cm)

針對上述主梁,采用BSAS有限元軟件進(jìn)行計算分析,全橋共劃分77個單元,46個施工階段,環(huán)境相對濕度取70%。二期恒載采用 176 kN/m?；钶d、溫度力、離心力等荷載按照TB 10002—2017《鐵路橋涵設(shè)計規(guī)范》辦理。主要計算結(jié)果如下。

(1)主梁剛度計算結(jié)果如表1所示。

表1 梁部位移及梁端轉(zhuǎn)角

由表1可知,中跨跨中位移在ZK靜活載+0.5溫度最大組合位移值66.5 mm,與跨度的比值為1/1 503,小于規(guī)范限值1/1 364(1.1L/1 500),滿足規(guī)范要求[21-22]。

(2)主梁正應(yīng)力計算結(jié)果如表2所示。

表2 主梁混凝土正應(yīng)力 MPa

(3)主梁其他計算結(jié)果如表3所示。

表3 主梁其他安全指標(biāo) MPa

由表2、表3可知,在主力工況下,主梁所有截面最小正應(yīng)力為1.2 MPa(主墩墩頂截面),最大正應(yīng)力為15.1 MPa;在主+附工況下,主梁最小正應(yīng)力為0.9 MPa(主墩墩頂截面),最大正應(yīng)力為16.0 MPa,均滿足規(guī)范要求[21-22]。

在主力工況下,最小抗裂安全系數(shù)為1.3,最大主拉應(yīng)力為2.2 MPa,強(qiáng)度安全系數(shù)最小值為2.1;在主+附工況下,最小抗裂安全系數(shù)為1.3,最大主拉應(yīng)力為2.4 MPa,強(qiáng)度安全系數(shù)最小值為2.1,均滿足規(guī)范要求[21-22]。

2 與傳統(tǒng)連續(xù)梁比較

(35+52+100+52+35) m低高度預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁與傳統(tǒng)(60+100+60) m預(yù)應(yīng)力混凝連續(xù)梁構(gòu)造、工程量及主梁受力對比如表4所示。

表4 低高度預(yù)應(yīng)力混凝連續(xù)梁與傳統(tǒng)連續(xù)梁對比

從表4可以得出以下結(jié)論。

(1)低高度連續(xù)梁與傳統(tǒng)連續(xù)梁相比,墩頂處梁高由7.4 m降低至5.5 m,跨中梁高由4.4 m減小為3.0 m,大大減小了混凝土工程量,每延米混凝土工程量由17.9 m3減小至14.2 m3,減少約20%。

(2)兩種連續(xù)梁的梁端轉(zhuǎn)角基本相當(dāng),低高度連續(xù)梁由于梁高降低,跨中豎向剛度在滿足規(guī)范要求的前提下略有降低,但低高度連續(xù)梁徐變上拱值減小明顯,降幅達(dá)60%。

(3)由于橋面布置滿足高鐵行車的要求,低高度連續(xù)梁梁寬與傳統(tǒng)連續(xù)梁保持一致,橫向剛度較傳統(tǒng)連續(xù)梁略有降低。

3 跨度配合比研究

為得出低高度連續(xù)梁最優(yōu)跨度配合比,除研究上述1-(60+100+60) m和2-(35+52+100+52+35) m連續(xù)梁外,還計算了3-(32+48+100+48+32) m、4-(24+48+100+48+24) m、5-(24+36+100+36+24) m共4種跨度的低高度連續(xù)梁,配跨(邊跨及次邊跨合計長度)分別為87,80,70,60 m,為方便比較,將跨度類型代號依次編碼為1～5。

不同跨度低高度梁,由于截面構(gòu)造尺寸不變,僅邊跨變化,主跨內(nèi)力相差較小,故僅提取橋梁剛度及支座反力結(jié)果比較分析,具體結(jié)果分別見圖3、圖4及表5。

表5 連續(xù)梁支反力 kN

圖3 不同跨度配合比梁端轉(zhuǎn)角

圖4 不同跨度配合比跨中活載位移

從計算結(jié)果可以得出以下結(jié)論。

(1)不同配跨的低高度連續(xù)梁,隨著配跨長度逐漸減小,活載跨中撓度及梁端轉(zhuǎn)角均逐漸減小,說明減小配跨長度,梁體豎向剛度逐漸增大。

(2)隨著配跨長度減小,次邊墩支反力也逐漸減小,當(dāng)配跨長度減小至60 m時,(24+36+100+36+24) m連續(xù)梁次邊墩恒載作用下已出現(xiàn)1 556 kN的負(fù)反力,因此該跨度布置不合理,設(shè)計中不建議配跨小于60 m。

(3)對于主跨100 m低高度連續(xù)梁,配跨長度在70～80 m之間時,連續(xù)梁受力合理,主力作用下若出現(xiàn)少量負(fù)反力,可通過增加次邊墩墩頂實(shí)體段長度予以抵消。

4 構(gòu)造參數(shù)研究

梁高與頂板、底板及腹板厚度相互影響,增大梁高,或增加頂?shù)装寮案拱搴穸?截面慣性矩增大,截面應(yīng)力減小[23-25]。由于增加梁高,截面慣性矩增幅明顯,以主梁高度為主要構(gòu)造參數(shù)進(jìn)行研究,不再對頂板、底板及腹板厚度變化對結(jié)構(gòu)的影響進(jìn)行單獨(dú)研究。

以(32+48+100+48+32) m連續(xù)梁為研究對象,對墩頂及跨中不同的梁高進(jìn)行比較分析,具體5種梁高類型:1-(3～5.5 m)、2-(2.5～5.5 m)、3-(3～6.3 m)、4-(3～6 m)、5-(3.5～6 m)。其中數(shù)字含義:梁高類型-(“跨中梁高”～“墩頂梁高”m)。

不同梁高對應(yīng)的梁端轉(zhuǎn)角及跨中位移分別如圖5、圖6所示。

圖5 不同梁高梁端轉(zhuǎn)角

圖6 不同梁高跨中活載位移

從圖5、圖6計算結(jié)果可得出如下結(jié)論。

(1)端部梁高對梁端轉(zhuǎn)角影響較大,墩頂梁高對梁端轉(zhuǎn)角影響很小,可忽略不計?？缰辛焊弑３植蛔?墩頂梁高從5.5 m增加至6.3 m時,梁端轉(zhuǎn)角從0.51‰rad降低至0.49‰rad,變化很小;墩頂梁高保持不變,跨中梁高增加時,梁端轉(zhuǎn)角逐漸減小。

(2)跨中及墩頂梁高對跨中豎向靜活載位移影響均較大,當(dāng)墩頂梁高5.5 m,跨中梁高從2.5 m增加至3.0 m時,跨中位移從76.4 mm降低至60 mm,降幅21.5%;墩頂梁高6 m,跨中梁高從3 m增加至3.5 m時,跨中位移從54.6 mm降低至44.7 mm,降幅18%;當(dāng)跨中梁高不變,支點(diǎn)梁高從5.5 m增加至6.3 m時,跨中位移從60 mm降低至50 mm,降幅16.7%,可見,增加跨中梁高,剛度增加較為明顯。

改變梁高,主梁內(nèi)力也隨之改變,本次研究主要關(guān)注各跨跨中及支點(diǎn)處應(yīng)力,控制截面如圖7所示。

圖7 控制截面示意(單位:m)

各控制截面應(yīng)力分別如圖8～圖11所示。

圖8 不同梁高截面上緣最大應(yīng)力

圖9 不同梁高截面上緣最小應(yīng)力

圖10 不同梁高截面下緣最大應(yīng)力

圖11 不同梁高截面下緣最小應(yīng)力

從圖8～圖11計算結(jié)果可看出,截面應(yīng)力均能滿足規(guī)范要求,梁高采用3.5～6.0 m時,混凝土應(yīng)力最小,應(yīng)力較均勻,梁高采用2.5～5.5 m時,混凝土應(yīng)力最大,采用其他梁高時,應(yīng)力介于兩者之間。

為方便比較工程量,將不同梁高的混凝土及縱向預(yù)應(yīng)力鋼絞線數(shù)量列入表6。

表6 主要工程數(shù)量對比

通過對幾種梁高的低高度連續(xù)梁進(jìn)行計算分析,得出以下結(jié)論。

(1)端部梁高對梁端轉(zhuǎn)角影響較大,墩頂梁高對梁端轉(zhuǎn)角影響很小,可忽略不計。

(2)跨中及墩頂梁高對跨中豎向靜活載位移影響均較大。

(3)增加梁高,混凝土工程量較大,鋼束用量較小,反之,減小梁高,混凝土工程量較小,鋼束用量較大。

(4)支點(diǎn)梁高小于5.5 m,跨中梁高小于2.5 m時,主梁截面應(yīng)力較大,受力較不均勻,因?yàn)檫^小的梁高,需要配置較高的預(yù)應(yīng)力鋼束,預(yù)應(yīng)力難以布置。因此,主跨100 m低高度連續(xù)梁墩頂梁高不宜小于6 m,建議取值范圍6.0～6.5 m,梁高與跨度的比值為117～115;跨中梁高不宜小于3.0 m,建議取值范圍3.0～3.5 m,梁高與跨度的比值為133～129。

5 結(jié)論

依托高速鐵路混凝土連續(xù)梁橋,以主跨100 m低高度連續(xù)梁為研究對象,與常用高速鐵路主跨100 m連續(xù)梁進(jìn)行比較分析,并系統(tǒng)對比了跨度配合比及構(gòu)造參數(shù)等影響,主要結(jié)論如下。

(1)提出一種新型大跨度低高度連續(xù)梁,各項指標(biāo)滿足規(guī)范要求,較傳統(tǒng)連續(xù)梁更經(jīng)濟(jì),每延米混凝土用量降低約20%。

(2)低高度連續(xù)梁由于梁高降低,主梁剛度略有降低,但工后徐變上拱值較傳統(tǒng)連續(xù)梁減小明顯,降幅達(dá)60%。

(3)對于主跨100 m低高度連續(xù)梁,建議配跨長度在70～80 m之間,可根據(jù)計算情況適當(dāng)調(diào)整,但不得小于60 m。

(4)對于主跨100 m低高度連續(xù)梁,墩頂梁高不宜小于6 m,建議取值范圍6.0～6.5 m,跨中梁高不宜小于3.0 m,建議取值范圍3.0～3.5 m。

本研究成果可為同類鐵路大跨度低高度混凝土連續(xù)梁設(shè)計研究提供參考,下一步將通過試驗(yàn)進(jìn)行進(jìn)一步驗(yàn)證,并在實(shí)際鐵路項目中應(yīng)用。