64 m节段预制UHPC高速铁路简支箱梁设计及拼装架设过程受力分析

康俊涛 陈家豪 孙 浩 张 灿 周子尧 陈春鹏

(武汉理工大学土木工程与建筑学院 武汉 430070)

0 引 言

截至2021年底,我国高速铁路桥梁占线路里程的比重约53%,其中标准跨度简支梁桥占全部桥梁长度的98%以上,且以常用跨度24,32 m整孔运架梁最为广泛,建造技术也相对成熟.标准简支箱梁的设计理论、建造模式及运营性能控制是我国高速铁路建设过程中面临的重大科学问题之一[1].为了克服地质地形条件的局限性,发展更大跨度简支梁以适应高速铁路的发展显得尤为重要[2].超高性能混凝土(UHPC)是一种新型水泥基复合材料,利用其具有高强度、高耐久性、高韧性的特点应用到高速铁路简支箱梁中可以减小截面尺寸,减轻结构自重,从而增大简支梁的跨越能力.胡云耀等[3]对整孔预制架设48 mUHPC简支箱梁展开设计研究,其主要静力计算结果均能满足规范要求,设置4 m间距横隔板有效降低箱梁横向应力、扭转和畸变变形.

节段预制拼装技术是一种快速先进的桥梁建造技术.刘琛等[4-5]对48 m节段预制高速铁路UHPC简支箱梁进行设计及抗弯性能试验研究,结果表明设计方案静力、动力计算及稳定性分析均满足规范要求,对比模型试验,验证了设计方案的合理性,并依托56 m大跨度UHPC高速铁路简支箱梁工程背景进行设计分析,结果表明:自重相比传统混凝土箱梁减轻自重35%,结构稳定性和车桥耦合分析均满足规范要求,UHPC材料对发展大跨度简支箱梁具备明显优势.

文中利用UHPC对64 m大跨度节段预制高速铁路简支箱梁展开设计研究,对其截面尺寸、预制节段划分、预应力钢束、剪力键等进行构造设计,进行静、动力计算、以及稳定性分析,建立架桥机-吊杆-主梁悬挂系统受力模型,对UHPC节段梁拼装架设过程进行受力分析.

1 UHPC简支箱梁构造设计

参考湖南省规程建设地方标准《活性粉末混凝土结构技术规程》,设计用UHPC取钢纤维体积掺量为1.5%、长径比为60时RPC120的材性值,对于加载龄期大于28 d的RPC120,高温蒸养后徐变系数终值取0.3,收缩应变终值取5.0×10-4.UHPC和钢绞线材性指标见表1.

1.1 桥梁设计参数

设计速度350 km/h,线间距5 m,相关设计荷载按TB 10002—2017《铁路桥涵设计规范》以及TB 10621—2014《高速铁路设计规范》取值.UHPC重度为26 kN/m3,二期恒载200 kN/m,列车活载纵向计算采用双线ZK活载,荷载最不利工况取主力工况下恒载+双线ZK活载,暂不考虑附加力和特殊荷载作用.

1.2 截面尺寸拟定及节段划分

64 mUHPC简支箱梁采用单箱单室直腹板截面,主梁截面尺寸和节段划分见图1～2.

图1 箱梁截面尺寸构造示意图(单位:mm)

图2 节段尺寸划分构造示意图(单位:mm)

1.3 预应力设计

箱梁采用单向预应力结构体系设计,不设横向和竖向预应力,纵向预应力钢束采用体内预应力束,底板布置15束19-φs15.2 mm,腹板布置18束17-φs15.2 mm.在满足抗裂安全系数的前提下,为减小恒载作用下梁体上下缘应力差,降低徐变上拱,使梁体剪力键在箱梁截面布置比较均衡,跨中腹板部分预应力布置相比整孔预制梁更靠近中性轴附近[6].预应力钢束布置见图3.

图3 预应力钢束布置图(单位:mm)

1.4 剪力键构造

相邻节段采用短线法预制,即一端采用固定端模,另一端将匹配梁段作为待浇筑节段的端模.UHPC梁体结构成型后需蒸汽养护,从耐久性角度出发,节段接缝连接应采用环氧树脂胶接.通过在接缝处相邻节段端面的顶、底板以及腹板设置凹凸梯形键齿来实现承受和传递剪力的目的.顶、底板剪力键采用疏齿形式定位,腹板采用均匀布置的密齿形式保证剪力在接缝面间均衡传递,密齿剪力键厚度一般在4 cm左右.标准节段(B类)剪力键布置图及大样见图4～5.

图4 标准节段(B类)剪力键布置图(单位:mm)

图5 标准节段(B类)剪力键布置图(单位:mm)

2 UHPC节段预制简支箱梁结构计算

2.1 静力计算

2.1.1强度计算

参考美国AASHTO《节段式混凝土桥梁设计与施工指导性规范》,胶接缝梁抗弯和抗剪承载能力折减系数分别取0.95和0.9,利用Midas/Civil对结构进行静力计算,按整体梁考虑相应的安全系数指标,计算结果见表2.

表2 主要静力计算结果

由于胶接缝处预应力钢束与混凝土不连续,需独立计算接缝面的正截面抗剪强度.UHPC胶接缝处的抗剪强度由纵向预应力钢束弯起竖向分力抗剪、剪齿抗剪和接缝面摩擦抗剪三部分组成[7].不考虑顶、底板剪力键对接缝抗剪强度以及刚度的贡献,只计腹板剪力键的抗剪能力,接缝摩擦面积只计入扣除预应力孔道后腹板面积.

对于胶接缝键齿部分(含接缝面摩擦)抗剪承载力Vj和预应力钢束竖向弯起提供抗剪承载力Vsb的计算[8],即:

(1)

Vsb=0.9fpk∑Apsinθ

(2)

式中:ζ为高度折减系数,ζ=1/(1+H/1 000)0.5,H为键齿高度;fc为混凝土圆柱体抗压强度,由于UHPC钢纤维体参量为1.5%,取fc=0.94fcu,k;Ak为键齿根部面积;Asm为破坏面摩擦接触面积;σn为剪力键接触面正应力;fpk为预应力钢束抗拉强度标准值;Ap为同一平面内弯起预应力钢束的截面面积;θ为预应力钢筋与接缝截面法线方向夹角.

经计算,将各接缝截面抗剪承载力及剪力设计值整理见表3.结果表明,各接缝正截面抗剪承载力满足要求.

表3 各接缝截面抗剪承载力及剪力设计值计算结果

2.1.2运营阶段受力计算

分别建立无横隔板设置的整体梁与节段梁在运营阶段主力工况下的实体模型.忽略环氧树脂双面涂胶层厚度(一般为1～3 mm)方向的影响,假定胶接缝与UHPC之间不发生剥离,UHPC采用C3D8R单元,接缝界面采用面-面接触,接触切向属性采用罚函数定义为各向同性摩擦,静摩擦系数取值0.8,法向属性采用“硬”接触,允许接触后可再分离.竖向位移见图6.

图6 主力工况下1/4整体梁与节段梁竖向位移对比

由图6可知:主力工况下节段梁和整体梁竖向位移分别为10.38,9.59 mm.整体梁相比节段梁竖向位移减小7.61%,与中国铁道科学研究院试验得出的胶接缝对截面抗弯刚度的折减系数取0.9较接近,故计算时可按0.9进行折减来偏安全考虑胶接缝对截面抗弯刚度的不利影响.由于跨中截面承受弯矩最大,胶接缝截面下缘易发生张开分离,因此分析最靠近跨中接缝8-9截面的正应力、应变分布,见图7.

图7 主力工况下1/4接缝8-9截面

由图7可知:接缝8-9截面处于全截面受压状态,接缝截面上缘压应力为11.92 MPa,下缘压应力为8.26 MPa.截面最大压应力在靠近顶板上缘的剪力键处为17.75 MPa,最大压应变为4.01×10-4;截面最小压应力在靠近底板下缘的剪力键处为5.94 MPa,最小压应变为1.32×10-4,接缝未张开,有较大的压应力储备,处于线弹性阶段.

2.2 动力特性计算

计算节段拼装UHPC箱梁前10阶振型,见表4,一阶振动模态见图8.

图8 箱梁一阶振动模态

表4 节段UHPC箱梁前10阶振型

由表4可知:箱梁结构一阶振型为竖向弯曲,对应的频率即基频为3.219 Hz,满足规范中不小于23.58L-0.592=2.01 Hz的限值要求.

2.3 稳定性计算

为避免薄壁箱梁结构失稳破坏先于材料强度破坏,基于Abaqus特征值屈曲Buckle分析模块,选取模态方式为Lanczos,对节段UHPC箱梁在施工和运营阶段的稳定性进行分析,保证箱梁不发生稳定破坏的条件为屈曲特征值大于1,计算结果见表5,运营阶段一阶屈曲模态见图9.

图9 运营阶段一阶屈曲模态

表5 施工及运营阶段箱梁屈曲计算结果

由表5可知:施工及运营阶段箱梁一阶屈曲特征值均大于1,均不会发生失稳破坏,安全系数分别为10.723、3.731,屈曲破坏特征分别为右支座处顶板和腹板屈曲、跨中节段悬臂板屈曲.

3 拼装架设过程受力分析

3.1 悬挂系统受力机理

节段拼装施工时,架桥机-吊杆-节段梁组成的悬挂系统共同受力,基于线弹性理论,将外荷载(主要是预应力钢束荷载)作为等效节点荷载施加在各吊杆作用位置处的节段梁上[9-10],悬挂系统拼装过程受力与变形计算图式见图10.

图10 悬挂系统拼装过程受力与变形计算图式

由图10可知:

1) 预应力张拉前,各吊杆力等于节段自重,变形量为节段自重在吊杆中产生的变形,即Ni=Nig,Li=Lig,Li为预应力张拉前各吊杆变形,Nig和Lig分别为各节段自重引起的吊杆力和变形.

2) 预应力张拉后主梁发生上拱变形,部分吊杆卸载,节段梁自重荷载一部分通过吊杆传递至架桥机承担,另一部分则通过主梁自身传递至支座.

3.2 有限元分析

建立架桥机-吊杆-节段梁共同受力模型,主梁共17个节段,每个节段设置双吊杆吊装模拟,从左到右编号依次为1～17号.假定主梁和架桥机直接取其约束边界,忽略桥墩刚度,二者之间荷载转移不影响桥墩受力,保守考虑主梁临时支座在预应力钢束张拉后激活.主梁、架桥机均采用梁单元模拟,吊杆采用只受拉桁架单元模拟,吊杆与主梁、吊杆与架桥机共节点连接,各节段间设置接缝单元通过钝化和激活功能实现吊装和拼装阶段模拟[11-12].架桥机等效抗弯刚度用设计吊重荷载作用下架桥机竖向变形量表征,且不应大于L/400,L为支承跨度.简化模型及相关参数分别见图11和表6.

图11 简化计算模型

表6 简化模型相关参数

梁体胶拼完成后,架桥机竖向最大挠度为73.87 mm(不计架桥机及吊杆自重),等效抗弯刚度为L/866,满足要求.吊杆采用直径35 mm精轧螺纹钢材料,长度取4 m,单根吊杆抗拉极限承载力为1 609.8 kN,节段最大吊重为1 073.2 kN,吊杆抗拉承载力满足要求.

3.2.1预应力张拉前后结构变形与吊杆力

预应力张拉前后以及张拉顺序对结构变形与吊杆力影响见图12～图13.

图12 预应力张拉前后对结构变形与吊杆力影响

图13 张拉顺序对结构变形与吊杆力影响

由图12～13可知:

1) 预应力张拉前UHPC节段梁自重荷载完全由架桥机承担,架桥机位移最大值出现在跨中节段处为-73.87 mm,主梁产生向上最大位移值35.59 mm,主梁上拱使得吊杆力重分布,架桥机承受的荷载效应减小,预应力张拉后架桥机位移最大值为-44.36 mm,前后变形量为29.51 mm,小于主梁最大上拱值,预应力张拉前后架桥机变形量与主梁上拱值的差值即吊杆弹性变形的增量为-6.08 mm,吊杆力卸载.而端头节段主梁出现向下的竖向变形,吊杆弹性变形增大,相应吊杆力增大.

2) 预应力张拉前吊杆力值等于节段自重,其中端头节段自重最大,吊杆力也最大.预应力张拉后,吊杆力变化呈现明显的规律,跨中吊杆力减小,端头节段和渐变节段吊杆力显著增大,与主梁及架桥机在预应力张拉前后位移变化规律相符,其中1号吊杆力最大为2 638.4 kN,相比张拉前增加135.32%,9号吊杆力最小为136.8 kN,相比张拉前减小81.05%.

3) 保持先张拉腹板束再张拉底板束的顺序,端头节段和渐变节段随着预应力钢束的张拉主梁位移向下,吊杆弹性变形增大,吊杆力随之不断增大,而标准节段随着预应力钢束的依次张拉,主梁上拱值不断增大,吊杆弹性变形减小,吊杆力也不断减小,因此,主梁累计位移与吊杆力变化规律相吻合.

3.2.2主梁应力

在不考虑箱梁顶、底板临时预应力张拉作用下,节段胶拼完成后,主梁胶接缝截面应处于无附加应力状态.但预应力张拉后,受架桥机、吊杆和主梁刚度的共同影响,主梁的应力状态会发生变化.对比不考虑架桥机影响受力模型,在自重与预应力共同作用下的主梁上下缘应力值范围见表7.

表7 两种模型下主梁上下缘应力值范围

由表7可知:考虑架桥机影响受力模型中主梁上下缘应力相比不考虑的情况均出现一定程度的减小,标准节段上缘应力出现0.94 MPa拉应力,跨中截面下缘压应力减小3.26%,但截面下缘仍处于较大的压应力水平.另一方面,虽然预应力张拉后跨中节段主梁上拱使得吊杆力减小,但吊杆仍存在较大拉力,未处于脱空状态,不可忽略架桥机对主梁受力的影响.

3.2.3架桥机抗弯刚度、吊杆抗拉刚度对吊杆力的影响

对于确定的结构体系,架桥机、吊杆和主梁的刚度矩阵是固定的,主梁承受的外荷载与吊杆力之间存在对应的关系,因此,选取不同架桥机等效刚度和吊杆抗拉刚度进行参数分析,其对预应力张拉后吊杆力的影响见图14.

图14 预应力张拉后吊杆力的影响

由图14可知:

1) 随着架桥机抗弯刚度的增加,预应力张拉后跨中吊杆力越小,端头吊杆力越大,荷载重分配效应越明显,且当架桥机等效抗弯刚度大于L/1 500后,跨中部分节段张拉后吊杆力为0,此部分吊杆退出工作,部分自重荷载由主梁承担,架桥机承受荷载效应减小,因此适当增加架桥机的抗弯刚度对降低架桥机对主梁受力性能影响是有利的.

2) 随着吊杆直径的增大,预应力张拉后跨中吊杆力减小,但减小幅度不大,相对架桥机抗弯刚度来说,吊杆抗拉刚度对吊杆力的影响并不明显.吊杆直径从30变化至40 mm时,相对35 mm而言,各吊杆力变化幅度为-15.4%～29.8%.

4 结 论

1) 通过对64 m节段预制UHPC大跨度简支箱梁进行结构设计和计算,其主要技术指标均能满足规范要求,且施工及运营节段均不会发生失稳破坏.

2) 预应力张拉后,跨中节段处吊杆力减小,端头节段处吊杆力急剧增大,荷载重分配效应较明显.随着预应力钢束的依次张拉,主梁累计位移与吊杆力的变化规律相吻合,且架桥机未恢复至空载位置,悬挂系统共同受力效应不可忽略,受架桥机协作效应影响,预应力张拉后截面下缘应力减小,但减小幅度不大,仍有较大压应力水平.

3) 主梁受力状态受架桥机-吊杆-主梁三者刚度耦合影响,从对吊杆力重分配的角度出发,增加架桥机抗弯刚度能有效削弱架桥机对主梁的影响,能显著改善主梁的受力状态,但吊杆抗拉刚度对削弱共同受力效应不明显.