基于墩顶位移确定铁路连续刚构合龙顶推力

2015-06-01郭铮

铁道建筑 2015年8期

关键词：墩顶成桥徐变

郭铮

(兰州铁道设计院有限公司，甘肃兰州 730000)

基于墩顶位移确定铁路连续刚构合龙顶推力

郭铮

(兰州铁道设计院有限公司，甘肃兰州 730000)

为改善由温度变化和混凝土收缩徐变引起的附加弯矩对连续刚构桥的影响，在刚构合龙前施加适当的顶推力，是较为理想的工程措施。本文以尕吉拉尕大桥为例，通过对不同合龙顶推力所产生的效应进行对比分析，明确了合龙顶推力大小可以通过消除墩顶的不利水平位移来确定，而合理顶推力消除的水平位移应等于整体升降温引起的不平衡位移差与成桥初期混凝土收缩徐变作用引起的位移之和。采用本方法确定合龙顶推力较为简便，可供同类桥梁的设计及施工参考。

连续刚构顶推力位移温度力收缩徐变

连续刚构桥因其整体刚度大，结构静力性能和动力性能较好等特点，在活载大、刚度要求高的铁路桥梁中应用前景广阔。但连续刚构由于墩梁固结，是多次超静定结构，连续刚构合龙后，温度效应和混凝土收缩徐变会在桥墩引起很大的附加弯矩及墩顶水平位移;尤其当桥墩刚度较大时，这种不利附加弯矩影响尤为突出。为减轻该不利影响，在连续刚构施工合龙前施加适当的顶推力是行之有效的应对措施。

顶推力主要为抵消温度力及混凝土收缩徐变作用下产生的水平位移而设。其中由温度力产生的水平位移较为明确，只需抵消整体升降温引起的位移差即可。而混凝土收缩徐变作用具有随时间增加而增大的特点，顶推力应抵消多少收缩徐变作用引起的位移，成为设计时需确定的主要参数之一。该参数的取值主要有以下两种思路:①顶推力仅抵消成桥初期混凝土收缩徐变引起的部分水平位移，使成桥初期墩顶水平位移为0;②顶推力抵消收缩徐变引起的所有水平位移，使收缩徐变基本完成时墩顶水平位移为0。本文将以实际工程为背景，通过对不同顶推力效应的比较与分析，确定合理的顶推力，较好地改善结构受力情况。

1 工程概况

兰合铁路尕吉拉尕大桥位于甘肃省甘南藏族自治州夏河县境内，该桥位于V形沟沟口，地形复杂。为跨越V形深沟，减少刷方，设计采用一联(60+2×100 +60)m预应力混凝土变截面连续刚构，全桥布置如图1所示。该桥位于R=800 m的曲线上，采用变截面预应力混凝土箱梁上部结构，单箱单室截面，箱梁顶宽7.5 m，底宽5.0 m;中支点处梁高7.5 m，跨中及边跨梁端处梁高4.6 m;梁体下缘除中跨合龙段及边跨梁端为等高直线段外，其余按二次抛物线变化。桥墩墩身均采用钢筋混凝土矩形薄壁空心墩。1#，3#主墩墩顶纵横向尺寸为6 m×7.5 m，墩身纵向直坡，墩壁纵向厚0.8 m，横向外坡35∶1，内坡45∶1，墩壁横向随坡率变厚，墩颈最薄处为0.8 m，墩高为37 m。2#主墩墩顶纵横向尺寸为7.0m×7.5m，墩身纵向直坡，墩壁纵向等厚为1.2 m，横向外坡35∶1，内坡45∶1，墩壁横向随坡率变厚，墩胫最薄处为1.2 m，墩高为58 m。

图1 尕吉拉尕大桥立面(单位:cm)

2 有限元模型的建立

2.1 单元划分

本桥计算程序采用西南交大编制的《桥梁结构分析系统ASCB》软件。梁部采用纵横竖三向预应力设计，其中纵向按全预应力理论设计。全桥按平面杆系结构计算，共计152个单元，156个节点，其中梁部110个单元，桥墩42个单元。主墩与梁体采用主从约束连接，桩基础考虑桩基土的作用效应，采用节点弹簧约束。计算模型如图2所示。

图2 尕吉拉尕大桥计算模型

2.2 施工阶段划分

全桥模型由3个T构、2个边跨现浇段、3个合龙段及2个边跨超悬灌段组成。具体的施工阶段划分为:施工桥墩及0#段→采用悬灌法对称施工1#～12#段→采用悬灌法超悬臂浇筑边跨13#段(为保持受力平衡在跨中配重)→边跨合龙、完成体系转换、取消配重→施加顶推力→中跨合龙→成桥。

2.3 主要设计荷载的取值

设计荷载均按铁路相关设计规范取值，其中对顶推力影响较大的温度荷载及混凝土收缩徐变计算参数如下:

1)温度荷载

结合桥位处气象资料，设计合龙温度接近当地年平均温度(2.2℃)按5℃计算，整体升、降温分别为20℃，－25℃。桥面板升温根据铁路规范取5℃。主墩左右日照温差采用 ±5℃，混凝土线膨胀系数为0.000 01/℃。以上温度模式按实际最不利情况组合。

2)混凝土收缩徐变设计参数

梁体采用C55混凝土，桥墩采用C40混凝土。混凝土加载龄期取7 d，按野外一般条件考虑，大气相对湿度取70%。

3 不加顶推力时成桥的受力情况

为研究分析顶推力的大小，定义整体升降温引起的位移差为δ1;成桥10 d时为成桥初期，成桥初期混凝土收缩徐变所产生的水平位移为δ2;定义成桥10年为混凝土收缩徐变最终完成时间，成桥10年时混凝土收缩徐变所产生的水平位移为 δ3。在不加顶推力工况下，本桥控制节点的水平位移及最不利荷载作用下墩底弯矩情况如表1(大里程方向为正，以下同)、表2所示。

由表1、表2可以看出，在合龙未施加顶推力时，2#墩因桥墩高刚度小且桥墩两侧结构对称，温度力及混凝土收缩徐变对其影响较小。而1#墩因桥墩低刚度大，对梁纵向约束大，墩顶温度力与收缩徐变共同作用下，使墩顶位移及墩底弯矩过大，对结构受力极为不利，因此在合龙前施加顶推力是非常必要的。

表1 控制节点的水平位移 mm

表2 最不利荷载组合下墩底弯矩 kN·m

4 顶推力的确定及分析

4.1 顶推力大小的确定

以温度力及混凝土收缩徐变作用在成桥初期产生的位移δ1+δ2=4.4+16.8=21.2 mm，以及成桥10年产生的位移 δ1+δ3=4.4+24.8=29.2 mm为控制变量，对温度应力及混凝土收缩徐变影响较大的1#墩进行试算得:当顶推力为6 300 kN时，成桥初期墩顶位移为0;当顶推力为8 800 kN时，成桥10年墩顶位移为0。

4.2 计算结果对比

为确定合理的顶推力值，结合本桥实际，设计时对刚构在两种荷载工况下各个阶段的受力情况做认真对比，得出控制顶推力。

1)运营阶段最不利荷载组合下墩底弯矩(表3)由表3可看出通过顶推力的施加，对桥墩抵消附加弯矩产生了较为突出的作用，顶推力为6 300 kN时，成桥初期桥墩的受力状态最优。顶推力为8 800 kN时，成桥10年桥墩的受力状态最优。

表3 最不利荷载组合下墩底弯矩对照 kN·m

2)运营阶段最不利荷载组合下主梁应力

运营阶段最不利荷载组合下主梁应力见图3、图4。

图3 成桥初期主梁边跨下缘正截面混凝土压应力

图4 成桥10年主梁边跨下缘正截面混凝土压应力

图3、图4可看出，在运营阶段最不利荷载组合下，成桥10年时，虽然施加6 300 kN和8 800 kN的顶推力，主梁边跨下缘正截面混凝土压应力均满足设计要求，但在成桥初期，当顶推力为8 800 kN时，主梁边跨下缘正截面混凝土压应力较小(15号单元仅0.15 MPa)，不能满足设计要求。

根据以上对运营阶段最不利荷载作用下墩底弯矩及主梁应力对比分析可知:

1)当顶推力为8 800 kN时，收缩徐变基本完成(成桥10年)后，桥墩受力更为合理;但在该顶推力作用下，因顶推力过大，顶推力参与与升温荷载组合，使成桥初期边跨跨中位置主梁下缘正截面混凝土压应力较小，不能满足设计要求。

2)当顶推力为6 300 kN时，虽然随着收缩徐变作用力产生的内力增大，桥墩墩身弯矩逐渐增大，但相对于不加顶推力时的墩底弯矩降低了32.0%，大大改善了桥墩的受力状态，通过在桥墩受力较大范围加强配筋即能满足规范要求。从梁部受力状态情况看，成桥初期受顶推力的影响，虽然主梁边跨下缘正截面混凝土压应力也在减小，但因顶推力适中，应力在设计允许范围内。