64 m節段預制UHPC高速鐵路簡支箱梁設計及拼裝架設過程受力分析

康俊濤 陳家豪 孫 浩 張 燦 周子堯 陳春鵬

(武漢理工大學土木工程與建筑學院 武漢 430070)

0 引 言

截至2021年底,我國高速鐵路橋梁占線路里程的比重約53%,其中標準跨度簡支梁橋占全部橋梁長度的98%以上,且以常用跨度24,32 m整孔運架梁最為廣泛,建造技術也相對成熟.標準簡支箱梁的設計理論、建造模式及運營性能控制是我國高速鐵路建設過程中面臨的重大科學問題之一[1].為了克服地質地形條件的局限性,發展更大跨度簡支梁以適應高速鐵路的發展顯得尤為重要[2].超高性能混凝土(UHPC)是一種新型水泥基復合材料,利用其具有高強度、高耐久性、高韌性的特點應用到高速鐵路簡支箱梁中可以減小截面尺寸,減輕結構自重,從而增大簡支梁的跨越能力.胡云耀等[3]對整孔預制架設48 mUHPC簡支箱梁展開設計研究,其主要靜力計算結果均能滿足規范要求,設置4 m間距橫隔板有效降低箱梁橫向應力、扭轉和畸變變形.

節段預制拼裝技術是一種快速先進的橋梁建造技術.劉琛等[4-5]對48 m節段預制高速鐵路UHPC簡支箱梁進行設計及抗彎性能試驗研究,結果表明設計方案靜力、動力計算及穩定性分析均滿足規范要求,對比模型試驗,驗證了設計方案的合理性,并依托56 m大跨度UHPC高速鐵路簡支箱梁工程背景進行設計分析,結果表明:自重相比傳統混凝土箱梁減輕自重35%,結構穩定性和車橋耦合分析均滿足規范要求,UHPC材料對發展大跨度簡支箱梁具備明顯優勢.

文中利用UHPC對64 m大跨度節段預制高速鐵路簡支箱梁展開設計研究,對其截面尺寸、預制節段劃分、預應力鋼束、剪力鍵等進行構造設計,進行靜、動力計算、以及穩定性分析,建立架橋機-吊桿-主梁懸掛系統受力模型,對UHPC節段梁拼裝架設過程進行受力分析.

1 UHPC簡支箱梁構造設計

參考湖南省規程建設地方標準《活性粉末混凝土結構技術規程》,設計用UHPC取鋼纖維體積摻量為1.5%、長徑比為60時RPC120的材性值,對于加載齡期大于28 d的RPC120,高溫蒸養后徐變系數終值取0.3,收縮應變終值取5.0×10-4.UHPC和鋼絞線材性指標見表1.

1.1 橋梁設計參數

設計速度350 km/h,線間距5 m,相關設計荷載按TB 10002—2017《鐵路橋涵設計規范》以及TB 10621—2014《高速鐵路設計規范》取值.UHPC重度為26 kN/m3,二期恒載200 kN/m,列車活載縱向計算采用雙線ZK活載,荷載最不利工況取主力工況下恒載+雙線ZK活載,暫不考慮附加力和特殊荷載作用.

1.2 截面尺寸擬定及節段劃分

64 mUHPC簡支箱梁采用單箱單室直腹板截面,主梁截面尺寸和節段劃分見圖1～2.

圖1 箱梁截面尺寸構造示意圖(單位:mm)

圖2 節段尺寸劃分構造示意圖(單位:mm)

1.3 預應力設計

箱梁采用單向預應力結構體系設計,不設橫向和豎向預應力,縱向預應力鋼束采用體內預應力束,底板布置15束19-φs15.2 mm,腹板布置18束17-φs15.2 mm.在滿足抗裂安全系數的前提下,為減小恒載作用下梁體上下緣應力差,降低徐變上拱,使梁體剪力鍵在箱梁截面布置比較均衡,跨中腹板部分預應力布置相比整孔預制梁更靠近中性軸附近[6].預應力鋼束布置見圖3.

圖3 預應力鋼束布置圖(單位:mm)

1.4 剪力鍵構造

相鄰節段采用短線法預制,即一端采用固定端模,另一端將匹配梁段作為待澆筑節段的端模.UHPC梁體結構成型后需蒸汽養護,從耐久性角度出發,節段接縫連接應采用環氧樹脂膠接.通過在接縫處相鄰節段端面的頂、底板以及腹板設置凹凸梯形鍵齒來實現承受和傳遞剪力的目的.頂、底板剪力鍵采用疏齒形式定位,腹板采用均勻布置的密齒形式保證剪力在接縫面間均衡傳遞,密齒剪力鍵厚度一般在4 cm左右.標準節段(B類)剪力鍵布置圖及大樣見圖4～5.

圖4 標準節段(B類)剪力鍵布置圖(單位:mm)

圖5 標準節段(B類)剪力鍵布置圖(單位:mm)

2 UHPC節段預制簡支箱梁結構計算

2.1 靜力計算

2.1.1強度計算

參考美國AASHTO《節段式混凝土橋梁設計與施工指導性規范》,膠接縫梁抗彎和抗剪承載能力折減系數分別取0.95和0.9,利用Midas/Civil對結構進行靜力計算,按整體梁考慮相應的安全系數指標,計算結果見表2.

表2 主要靜力計算結果

由于膠接縫處預應力鋼束與混凝土不連續,需獨立計算接縫面的正截面抗剪強度.UHPC膠接縫處的抗剪強度由縱向預應力鋼束彎起豎向分力抗剪、剪齒抗剪和接縫面摩擦抗剪三部分組成[7].不考慮頂、底板剪力鍵對接縫抗剪強度以及剛度的貢獻,只計腹板剪力鍵的抗剪能力,接縫摩擦面積只計入扣除預應力孔道后腹板面積.

對于膠接縫鍵齒部分(含接縫面摩擦)抗剪承載力Vj和預應力鋼束豎向彎起提供抗剪承載力Vsb的計算[8],即:

(1)

Vsb=0.9fpk∑Apsinθ

(2)

式中:ζ為高度折減系數,ζ=1/(1+H/1 000)0.5,H為鍵齒高度;fc為混凝土圓柱體抗壓強度,由于UHPC鋼纖維體參量為1.5%,取fc=0.94fcu,k;Ak為鍵齒根部面積;Asm為破壞面摩擦接觸面積;σn為剪力鍵接觸面正應力;fpk為預應力鋼束抗拉強度標準值;Ap為同一平面內彎起預應力鋼束的截面面積;θ為預應力鋼筋與接縫截面法線方向夾角.

經計算,將各接縫截面抗剪承載力及剪力設計值整理見表3.結果表明,各接縫正截面抗剪承載力滿足要求.

表3 各接縫截面抗剪承載力及剪力設計值計算結果

2.1.2運營階段受力計算

分別建立無橫隔板設置的整體梁與節段梁在運營階段主力工況下的實體模型.忽略環氧樹脂雙面涂膠層厚度(一般為1～3 mm)方向的影響,假定膠接縫與UHPC之間不發生剝離,UHPC采用C3D8R單元,接縫界面采用面-面接觸,接觸切向屬性采用罰函數定義為各向同性摩擦,靜摩擦系數取值0.8,法向屬性采用“硬”接觸,允許接觸后可再分離.豎向位移見圖6.

圖6 主力工況下1/4整體梁與節段梁豎向位移對比

由圖6可知:主力工況下節段梁和整體梁豎向位移分別為10.38,9.59 mm.整體梁相比節段梁豎向位移減小7.61%,與中國鐵道科學研究院試驗得出的膠接縫對截面抗彎剛度的折減系數取0.9較接近,故計算時可按0.9進行折減來偏安全考慮膠接縫對截面抗彎剛度的不利影響.由于跨中截面承受彎矩最大,膠接縫截面下緣易發生張開分離,因此分析最靠近跨中接縫8-9截面的正應力、應變分布,見圖7.

圖7 主力工況下1/4接縫8-9截面

由圖7可知:接縫8-9截面處于全截面受壓狀態,接縫截面上緣壓應力為11.92 MPa,下緣壓應力為8.26 MPa.截面最大壓應力在靠近頂板上緣的剪力鍵處為17.75 MPa,最大壓應變為4.01×10-4;截面最小壓應力在靠近底板下緣的剪力鍵處為5.94 MPa,最小壓應變為1.32×10-4,接縫未張開,有較大的壓應力儲備,處于線彈性階段.

2.2 動力特性計算

計算節段拼裝UHPC箱梁前10階振型,見表4,一階振動模態見圖8.

圖8 箱梁一階振動模態

表4 節段UHPC箱梁前10階振型

由表4可知:箱梁結構一階振型為豎向彎曲,對應的頻率即基頻為3.219 Hz,滿足規范中不小于23.58L-0.592=2.01 Hz的限值要求.

2.3 穩定性計算

為避免薄壁箱梁結構失穩破壞先于材料強度破壞,基于Abaqus特征值屈曲Buckle分析模塊,選取模態方式為Lanczos,對節段UHPC箱梁在施工和運營階段的穩定性進行分析,保證箱梁不發生穩定破壞的條件為屈曲特征值大于1,計算結果見表5,運營階段一階屈曲模態見圖9.

圖9 運營階段一階屈曲模態

表5 施工及運營階段箱梁屈曲計算結果

由表5可知:施工及運營階段箱梁一階屈曲特征值均大于1,均不會發生失穩破壞,安全系數分別為10.723、3.731,屈曲破壞特征分別為右支座處頂板和腹板屈曲、跨中節段懸臂板屈曲.

3 拼裝架設過程受力分析

3.1 懸掛系統受力機理

節段拼裝施工時,架橋機-吊桿-節段梁組成的懸掛系統共同受力,基于線彈性理論,將外荷載(主要是預應力鋼束荷載)作為等效節點荷載施加在各吊桿作用位置處的節段梁上[9-10],懸掛系統拼裝過程受力與變形計算圖式見圖10.

圖10 懸掛系統拼裝過程受力與變形計算圖式

由圖10可知:

1) 預應力張拉前,各吊桿力等于節段自重,變形量為節段自重在吊桿中產生的變形,即Ni=Nig,Li=Lig,Li為預應力張拉前各吊桿變形,Nig和Lig分別為各節段自重引起的吊桿力和變形.

2) 預應力張拉后主梁發生上拱變形,部分吊桿卸載,節段梁自重荷載一部分通過吊桿傳遞至架橋機承擔,另一部分則通過主梁自身傳遞至支座.

3.2 有限元分析

建立架橋機-吊桿-節段梁共同受力模型,主梁共17個節段,每個節段設置雙吊桿吊裝模擬,從左到右編號依次為1～17號.假定主梁和架橋機直接取其約束邊界,忽略橋墩剛度,二者之間荷載轉移不影響橋墩受力,保守考慮主梁臨時支座在預應力鋼束張拉后激活.主梁、架橋機均采用梁單元模擬,吊桿采用只受拉桁架單元模擬,吊桿與主梁、吊桿與架橋機共節點連接,各節段間設置接縫單元通過鈍化和激活功能實現吊裝和拼裝階段模擬[11-12].架橋機等效抗彎剛度用設計吊重荷載作用下架橋機豎向變形量表征,且不應大于L/400,L為支承跨度.簡化模型及相關參數分別見圖11和表6.

圖11 簡化計算模型

表6 簡化模型相關參數

梁體膠拼完成后,架橋機豎向最大撓度為73.87 mm(不計架橋機及吊桿自重),等效抗彎剛度為L/866,滿足要求.吊桿采用直徑35 mm精軋螺紋鋼材料,長度取4 m,單根吊桿抗拉極限承載力為1 609.8 kN,節段最大吊重為1 073.2 kN,吊桿抗拉承載力滿足要求.

3.2.1預應力張拉前后結構變形與吊桿力

預應力張拉前后以及張拉順序對結構變形與吊桿力影響見圖12～圖13.

圖12 預應力張拉前后對結構變形與吊桿力影響

圖13 張拉順序對結構變形與吊桿力影響

由圖12～13可知:

1) 預應力張拉前UHPC節段梁自重荷載完全由架橋機承擔,架橋機位移最大值出現在跨中節段處為-73.87 mm,主梁產生向上最大位移值35.59 mm,主梁上拱使得吊桿力重分布,架橋機承受的荷載效應減小,預應力張拉后架橋機位移最大值為-44.36 mm,前后變形量為29.51 mm,小于主梁最大上拱值,預應力張拉前后架橋機變形量與主梁上拱值的差值即吊桿彈性變形的增量為-6.08 mm,吊桿力卸載.而端頭節段主梁出現向下的豎向變形,吊桿彈性變形增大,相應吊桿力增大.

2) 預應力張拉前吊桿力值等于節段自重,其中端頭節段自重最大,吊桿力也最大.預應力張拉后,吊桿力變化呈現明顯的規律,跨中吊桿力減小,端頭節段和漸變節段吊桿力顯著增大,與主梁及架橋機在預應力張拉前后位移變化規律相符,其中1號吊桿力最大為2 638.4 kN,相比張拉前增加135.32%,9號吊桿力最小為136.8 kN,相比張拉前減小81.05%.

3) 保持先張拉腹板束再張拉底板束的順序,端頭節段和漸變節段隨著預應力鋼束的張拉主梁位移向下,吊桿彈性變形增大,吊桿力隨之不斷增大,而標準節段隨著預應力鋼束的依次張拉,主梁上拱值不斷增大,吊桿彈性變形減小,吊桿力也不斷減小,因此,主梁累計位移與吊桿力變化規律相吻合.

3.2.2主梁應力

在不考慮箱梁頂、底板臨時預應力張拉作用下,節段膠拼完成后,主梁膠接縫截面應處于無附加應力狀態.但預應力張拉后,受架橋機、吊桿和主梁剛度的共同影響,主梁的應力狀態會發生變化.對比不考慮架橋機影響受力模型,在自重與預應力共同作用下的主梁上下緣應力值范圍見表7.

表7 兩種模型下主梁上下緣應力值范圍

由表7可知:考慮架橋機影響受力模型中主梁上下緣應力相比不考慮的情況均出現一定程度的減小,標準節段上緣應力出現0.94 MPa拉應力,跨中截面下緣壓應力減小3.26%,但截面下緣仍處于較大的壓應力水平.另一方面,雖然預應力張拉后跨中節段主梁上拱使得吊桿力減小,但吊桿仍存在較大拉力,未處于脫空狀態,不可忽略架橋機對主梁受力的影響.

3.2.3架橋機抗彎剛度、吊桿抗拉剛度對吊桿力的影響

對于確定的結構體系,架橋機、吊桿和主梁的剛度矩陣是固定的,主梁承受的外荷載與吊桿力之間存在對應的關系,因此,選取不同架橋機等效剛度和吊桿抗拉剛度進行參數分析,其對預應力張拉后吊桿力的影響見圖14.

圖14 預應力張拉后吊桿力的影響

由圖14可知:

1) 隨著架橋機抗彎剛度的增加,預應力張拉后跨中吊桿力越小,端頭吊桿力越大,荷載重分配效應越明顯,且當架橋機等效抗彎剛度大于L/1 500后,跨中部分節段張拉后吊桿力為0,此部分吊桿退出工作,部分自重荷載由主梁承擔,架橋機承受荷載效應減小,因此適當增加架橋機的抗彎剛度對降低架橋機對主梁受力性能影響是有利的.

2) 隨著吊桿直徑的增大,預應力張拉后跨中吊桿力減小,但減小幅度不大,相對架橋機抗彎剛度來說,吊桿抗拉剛度對吊桿力的影響并不明顯.吊桿直徑從30變化至40 mm時,相對35 mm而言,各吊桿力變化幅度為-15.4%～29.8%.

4 結 論

1) 通過對64 m節段預制UHPC大跨度簡支箱梁進行結構設計和計算,其主要技術指標均能滿足規范要求,且施工及運營節段均不會發生失穩破壞.

2) 預應力張拉后,跨中節段處吊桿力減小,端頭節段處吊桿力急劇增大,荷載重分配效應較明顯.隨著預應力鋼束的依次張拉,主梁累計位移與吊桿力的變化規律相吻合,且架橋機未恢復至空載位置,懸掛系統共同受力效應不可忽略,受架橋機協作效應影響,預應力張拉后截面下緣應力減小,但減小幅度不大,仍有較大壓應力水平.

3) 主梁受力狀態受架橋機-吊桿-主梁三者剛度耦合影響,從對吊桿力重分配的角度出發,增加架橋機抗彎剛度能有效削弱架橋機對主梁的影響,能顯著改善主梁的受力狀態,但吊桿抗拉剛度對削弱共同受力效應不明顯.