長沙磁浮線瀏陽河大橋施工階段受力特性分析

項文彥,張波,楊珊

(1.中鐵十六局集團路橋工程有限公司,北京 101500;2.長沙理工大學土木與建筑學院,湖南長沙 410004)

?

長沙磁浮線瀏陽河大橋施工階段受力特性分析

項文彥1,張波2,楊珊2

(1.中鐵十六局集團路橋工程有限公司,北京 101500;2.長沙理工大學土木與建筑學院,湖南長沙 410004)

摘要:長沙南站至黃花機場線是國內(nèi)首條自主研發(fā)的中低速磁浮線,瀏陽河大橋是其上主跨(110 m)最大的橋梁工程,研究其施工階段的受力特性具有重要的工程意義。文中對瀏陽河大橋施工過程進行仿真分析,得到了各階段主梁內(nèi)力和變形結(jié)果;重點對大橋掛籃預壓和合龍過程進行分析計算,并與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)進行對比,為大橋施工安全提供技術(shù)依據(jù);因磁浮路線對軌道平整度要求極高,還特別對瀏陽河大橋活載作用下主梁的撓度進行了計算分析,結(jié)果表明活載引起的撓度較小,滿足設計要求。

關(guān)鍵詞:橋梁;中低速磁浮;三跨連續(xù)梁;受力特性;剛度

1 工程概況

瀏陽河大橋為長沙中低速磁浮交通工程長沙南站—黃花機場預應力砼雙線連續(xù)梁橋,主橋橋跨布置為(85+110+85)m。連續(xù)箱梁采用單箱單室截面,C50砼,三向預應力,箱寬5.7 m,翼板懸臂1.2 m,全寬8.1 m。箱梁根部高8.0 m,端部及跨中高5.0 m。主橋立面布置見圖1。采用懸臂澆筑施工方法。相較于等跨徑的公路三跨變截面連續(xù)梁,該橋的豎向剛度大很多。

2 有限元模型

2.1 模型的建立

利用MIDAS/Civil 2012建立全橋有限元模型,其中主梁采用梁單元模擬,支座采用彈性連接模擬。按施工的先后順序把大橋劃分為19個施工階段。結(jié)構(gòu)有限元計算模型見圖2。

圖1 瀏陽河大橋主橋立面布置(單位:m)

2.2 材料特性

模型中采用C50砼,彈性模量E=3.5×104MPa,泊松比=0.1667;預應力鋼絞線公稱直徑為15.2 mm,標準強度為1 860 MPa,彈性模量E= 1.95×105MPa。

2.3 荷載和約束

計算荷載包括結(jié)構(gòu)自重、二期恒載、預應力、砼收縮徐變、基礎(chǔ)不均勻沉降、活載及附加力(列車制動力、溫度力)。其中活載計算圖式見圖3。

圖2 瀏陽河大橋有限元計算模型

圖3 活載計算圖式(單位:cm)

主橋典型施工步驟為0#塊墩梁固結(jié)→澆筑至最大懸臂階段→邊跨合龍→體系轉(zhuǎn)換(墩梁由固結(jié)轉(zhuǎn)為鉸接)→中跨合龍→二期恒載及安裝附屬設施→通車運營。

橋墩墩底采用固結(jié)約束,支座采用彈性連接約束,墩梁固結(jié)處采用剛性連接模擬。

3 計算結(jié)果與分析

3.1 主橋的內(nèi)力

考慮5種典型工況(工況一為最大懸臂狀態(tài);工況二為邊跨合龍;工況三為體系轉(zhuǎn)換;工況四為中跨合龍;工況五為二期恒載),對其內(nèi)力(彎矩、剪力)及支座反力進行比較分析。各工況下的彎矩、剪力和支座反力見圖4～6。

圖4 典型工況下的彎矩(單位:k N·m)

圖5 典型工況下的剪力(單位:k N)

圖6 典型工況下的支座反力(單位:k N)

根據(jù)圖4可以得出:在二期恒載時,其墩頂負彎矩為-549 978.94 k N·m,需在頂板配置較多的預應力束。與中跨合龍工況相比,二期恒載工況下墩頂負彎矩值增加較多。由于彎矩值的增加只是由二期恒載引起,可通過適當優(yōu)化承軌梁的結(jié)構(gòu)形式來減少二期恒載的重量,進而降低墩頂負彎矩增量值。

根據(jù)圖5,在二期恒載工況下最大剪力達到-25 145.95 k N,與中跨合龍工況相比,剪力增幅達16%,增幅較大。剪力的大幅增加引起墩頂負彎矩值大幅增加。

該橋在施工過程中2#和3#墩上的0#塊都利用臨時鋼管樁進行支撐,在未拆除之前其與橋墩共同承受主梁施加的壓力。因此,2#和3#墩反力在最大懸臂工況與邊跨合龍工況時都較小,最大值為12 688.2 k N。拆除臨時鋼管樁后,豎向荷載全依靠鋼筋砼墩來承擔,故其反力增長非常大,最大值達55 756.69 k N。為此,在拆除臨時鋼管樁時需采取措施防止墩頂附近的底板砼被壓裂。臨時支墩的使用可有效減輕永久墩上臨時支撐的支反力,為后期拆除臨時支座帶來方便。

3.2 考慮活載作用下受力分析

磁浮路線對軌道平整度要求極高,且磁浮列車行進時需與軌道保持一定的間隙。因此,在磁浮列車運行過程中需對主梁的豎向撓度進行嚴格控制。圖7為主梁在磁浮列車通過時其各個截面的最大豎向撓度值。

圖7 活載作用下?lián)隙?單位:mm)

從圖7可看出:各跨的最大撓度均產(chǎn)生于跨中,最大撓度為14.3 mm。這是由于該橋主梁設計采用較大的梁體高度和腹板厚度,相應的其抗彎慣性矩及抗彎剛度也較大。

按照《長沙磁浮工程施工圖設計》要求:在列車靜活載作用下梁體的豎向撓度不應大于L/4 600,與公路橋梁L/600要求相比,其剛度是相應公路橋的7.6倍。根據(jù)瀏陽河大橋計算結(jié)果,該橋梁體豎向撓度為14.3 mm＜23.9 mm,滿足設計要求。

3.3 掛籃計算

瀏陽河大橋施工采用菱形桁架掛籃,主要由掛籃、模板、走行系統(tǒng)三部分組成。其中:掛籃系統(tǒng)主要由主桁、前后橫梁、錨固裝置、滑梁、吊桿組成;模板系統(tǒng)主要由底籃(底模)、外模、內(nèi)模、端模組成;走行系統(tǒng)主要由滑軌和牽引系統(tǒng)組成。

掛籃的主要技術(shù)參數(shù):砼自重Gc=25 k N/m3; Q235的彈性模量Es=2.06×105MPa;澆筑節(jié)段最大重量161.35 t;澆筑節(jié)段最大長度3 m;主梁斷面(長×寬)為3.5 m×8.1 m;掛籃行走方式為滑動;錨固方式為全錨式。

根據(jù)《公路橋涵設計通用規(guī)范》和《公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范》,結(jié)合掛籃實際,取以下荷載:砼重量;掛籃自重;施工機具和人群重量。掛籃正常使用時采用的安全系數(shù)為1.2。

掛籃預壓荷載計算:箱梁荷載161.35 t,掛籃自重(包括模板)120 t,則翼板砼重量為:

P1=0.5×(0.15+0.4)×1.2×2×3.5×25= 57.75 k N

頂板砼重量為:

P2=(4.1×0.4+0.3×0.8×0.5×2)×3.5× 25=164.5 k N

腹板砼重量為:

P3=0.5×(7.002+7.346)×2×0.8×3.5× 25=1 004.36 k N

底板砼重量為:

P4=(5.7×0.78+0.3×0.3×0.5×2)× 3.5×25=386.925 k N

荷載施加:由于箱梁腹板作用的位置不同,其正下方的主縱梁所承受的均布荷載集度也不同。設腹板正下方的主縱梁所承受的均布荷載集度為q1,其余主縱梁所承受的均布荷載集度為q2,則q1=57.8 k N/m,q2=23.5 k N/m。

建立圖8所示掛籃模型。

圖8 掛籃有限元計算模型

掛籃預壓:在預壓試驗中,通過堆積重物實現(xiàn)均布荷載。重物可為砂袋或預制砼塊,稱重后直接布置在模板上。該方法中均布荷載可模擬實際截面上砼重量的分布來對掛籃進行加載,基本與施工現(xiàn)場情況相一致,可以體現(xiàn)掛籃的整體受力情況,消除懸澆前掛籃的非彈性變形,施工方法簡單。該橋掛籃預壓試驗采用稱重后的砂袋直接布置在模板上的方法實現(xiàn)均布荷載。掛籃預壓計算值與實測值的比較見表1。

表1 掛籃預壓計算值與實測值比較　mm

掛籃的變形由彈性變形與非彈性變形兩部分組成,彈性變形主要包括主桁架、吊桿及縱梁的變形,非彈性變形主要是桿件間的空隙。表1中掛籃預壓實測值與計算值相差3 mm,這是由于掛籃的非彈性變形造成的。因此,施工監(jiān)控過程中非彈性變形是必須考慮的因素。

根據(jù)表1計算結(jié)果,瀏陽河大橋施工監(jiān)控掛籃變形考慮3 mm的非彈性變形,其掛籃預抬值=掛籃變形計算值+3 mm(掛籃非彈性變形)。瀏陽河大橋的成橋線形滿足設計要求,證明掛籃預抬值提取方法符合實際要求。

3.4 合龍計算

瀏陽河大橋采用臨時墩與主梁固結(jié)的施工方法,先邊跨后中跨合龍,施工步驟為懸臂施工T構(gòu)→滿堂支架施工邊跨現(xiàn)澆段→邊跨合龍→邊跨體系轉(zhuǎn)換(解除臨時墩)為簡支單懸臂結(jié)構(gòu)→拆除施工支架→中跨合龍→橋面鋪裝。

如圖9所示,鋼管樁為臨時墩,采用C30砼滿灌鋼管,鋼管內(nèi)埋設HRB400直徑25 mm鋼筋,深入鋼管內(nèi)2 m,深入梁腹板位置1 m,2根鋼筋并在一起,間距200 mm。

圖9 臨時墩示意圖(單位:cm)

合龍是一個體系轉(zhuǎn)換的過程,合龍后結(jié)構(gòu)的約束增加,超靜定次數(shù)增大。不同的合龍方式,結(jié)構(gòu)的幾何特性、所受荷載及支撐條件不斷變化,故結(jié)構(gòu)的彈性內(nèi)力及由砼收縮徐變引起的結(jié)構(gòu)次內(nèi)力需要分階段計算,而且成橋后的內(nèi)力和線形與合龍方式有著直接的關(guān)系。

該橋采用臨時墩與主梁固結(jié)的施工方法,其主墩在拆除臨時墩時支座反力變化較大,主梁線形也會有變化。表2為跨中合龍段在中跨合龍時的理論應力與實測應力比較。

表2 中跨合龍時跨中合龍段實測應力與理論應力比較　MPa

從表2來看,瀏陽河大橋采用臨時墩施工方法其應力控制較好,取得了良好效果,該施工方法具有工程實踐價值。

4 結(jié)論

(1)根據(jù)施工圖設計,中低速磁浮線列車靜活載作用下梁體的豎向撓度不應大于L/4 600,是公路橋梁L/600要求的7.6倍。該橋梁體豎向撓度為14.3 mm＜23.9 mm,滿足設計要求。

(2)掛籃計算值與預壓實測值吻合較好,為大橋的安全建設提供了技術(shù)保障。

(3)鋼管臨時支墩的使用減少了永久支座上臨時墩的受力,提高了工效。

參考文獻:

[1]顏志華.中低速磁浮線連續(xù)彎梁設計研究[J].城市軌道交通研究,2010(4).

[2]施曉紅,龍志強.磁懸浮車軌耦合控制系統(tǒng)的非線性振動特性分析[J].鐵道學報,2009,31(4).

[3]張麗儀.大跨度預應力混凝土連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)設計[J].廣州建筑,2010(2).

[4]應凌云.三跨變截面預應力混凝土連續(xù)梁橋靜力性能仿真分析與試驗研究[D].西安:長安大學,2013.

[5]陶興.中低速磁懸浮軌道梁關(guān)鍵設計參數(shù)研究[D].上海:同濟大學,2008.

[6]熊文.磁懸浮軌道梁的動力響應分析[J].四川建筑,2005(4).

[7]王志建,張慧.三跨變化連續(xù)梁受均布力時內(nèi)力分析[J].科技信息,2013(17).

[8]馬玉芳.變截面預應力混凝土連續(xù)梁橋合龍段施工時間確定研究[J].公路,2008(10).

[9]李文治,田仲初.涪陵烏江特大橋施工階段動力特性分析[J].公路與汽運,2012(6).

[10]楊陽,曹興龍,崔建龍,等.不同合龍方式對連續(xù)梁橋成橋狀態(tài)的影響[J].鐵道建筑,2014(5).

[11]羅力軍,付軍,余昆.大跨度橋梁懸臂施工掛籃預壓試驗加載方法研究[J].交通科技,2014(2).

[12]陳中月,鞏建勇.菱形掛籃設計與計算[J].安徽建筑,2013(6).

[13]中鐵第四勘察設計院集團有限公司.長沙磁浮工程施工圖設計[Z].長沙:中鐵第四勘察設計院集團有限公司,2014.

[14]俞振發(fā).大跨度連續(xù)梁橋施工階段受力特性分析[J].安徽建筑,2013(3).

[15]JTG/T F50-2011,公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范[S].

[16]JTG D60-2004,公路橋涵設計通用規(guī)范[S].

收稿日期:2015-03-25

中圖分類號:U448.21

文獻標志碼:A

文章編號:1671-2668(2016)02-0164-04