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软土地区现浇支架不同形式适用性研究

2022-05-19严赪强

中国铁路 2022年4期
关键词:贝雷梁满堂单层

严赪强

(中国铁路上海局集团有限公司 上海铁路枢纽工程建设指挥部,上海 200071)

0 引言

在铁路桥梁建设中,中小跨度铁路箱梁的主要施工方法有预制架设法、移动模架法、节段拼装法和支架现浇法[1]。对于32 m 连续梁及道岔梁施工,主要采用支架现浇法施工[2]。相对于其他施工方法,支架现浇法具有操作灵活、适应性强、无需大型设备和几乎不另占土地等优势。常用的支架形式有满堂支架和梁式支架,在实际施工中主要根据墩高、地质和地形等条件进行选择;若仍无法确定,则从结构跨度、工程量和施工难易程度等方面进行比选。

在既有文献中,赵成贵[3]以津秦高铁为例进行研究,结果表明满堂支架地基压缩变形不确定因素较多;4支点贝雷梁方案结构受力较好,但基础处理工程量大于2支点双层贝雷梁方案。其他文献多从支架结构受力进行分析,结合现场预压结果进行综合论述的研究较少[4−8]。

以沪苏湖高铁现浇连续梁支架形式为例,考虑其结构受力、施工便利性,结合现场预压后的变形监测数据,分析不同支架形式的实际受力状态以及地基、桩基变形,得出软土地区不同支架形式的适用性。

1 施工方案

沪苏湖高铁起自上海市虹桥站,终至浙江省湖州市湖州站。沪苏湖高铁苏湖特大桥南浔高架桥段项目(简称南浔高架桥段项目)位于湖积平原区,为6×32 m现浇连续梁,其断面示意见图1。桥梁采用钻孔灌注桩基础+柱式墩,桥址区地表为厚度3~15 m 淤泥质粉质黏土层,该层土体抗剪强度低、承载力差,为支架形式设计主要控制因素。部分地表为厚度0.7~3.1 m粉质黏土层,具有一定承载力。桥梁桩基根据地质条件均按照摩擦桩设计。

图1 6×32 m现浇连续梁断面示意图

在选择支架设计方案时,应考虑地质条件,并通过结构安全性、经济性比选,确定支架形式。根据6×32 m 连续梁相同断面形式,在软土地区不同工点设置不同支架形式,工点A为满堂支架、工点B为单层贝雷梁支架、工点C为双层贝雷梁支架,对不同支架形式的适用性进行对比分析。

1.1 满堂支架

工点A地层情况:地表为厚度约2 m粉质黏土层,承载力120 kPa;下部为淤泥质粉质黏土层,承载力50 kPa。地基基础采用天然地基,上覆厚度约0.8 m 建筑填料和0.2 m 素混凝土垫层。盘扣横向间距为:腹板下0.6 m,顶底板及翼缘下0.9 m,纵向间距0.9 m。其他支撑体系:横梁工字钢(12.6@900)、纵向方木(10 cm×10 cm,间距20 cm,腹板下加密间距15 cm)和竹胶板(厚度1.5 cm)。满堂支架横、纵断面支架布置形式见图2。

图2 满堂支架横、纵断面支架布置形式

1.2 单层贝雷梁支架

工点B地层情况:地表为淤泥质粉质黏土层,承载力50 kPa。贝雷梁跨度组合为(10.5+9.0+9.0)m,共设置4 排钢管立柱,每排5 根φ630×8 钢管立柱,近桥墩侧钢管立柱支撑于承台,跨中采用φ630×8钢管桩基础(桩长17 m)。其他支撑体系:分配梁工字钢2 根45b、贝雷梁、横梁工字钢(12.6@900)、纵向方木(10 cm×10 cm,间距20 cm,腹板下加密间距15 cm)和竹胶板(厚度1.5 cm)。单层贝雷梁支架横、纵断面支架布置形式见图3。

图3 单层贝雷梁横、纵断面支架布置形式

1.3 双层贝雷梁支架

工点C地层情况:地表为淤泥质粉质黏土层,承载力为50 kPa。双层贝雷梁结构刚度大,经过计算可实现一跨式支撑。贝雷梁跨度28.5 m,共设置2排钢管立柱支撑,每排5根φ630×10钢管立柱,立于承台,贝雷梁两端支撑点竖杆采用槽14a进行加强。其他支撑结构与单层贝雷梁方案一致。考虑双层贝雷梁计算挠度较大,在贝雷梁顶设置1层2 m高盘扣架,用于调整预拱度。双层贝雷梁支架横、纵断面支架布置形式见图4。

图4 双层贝雷梁横、纵断面支架布置形式

2 适用性研究

2.1 结构受力分析

2.1.1 满堂支架

(1)地基承载力计算。计算应考虑箱梁自重、盘扣架自重、工字钢自重、施工荷载等支架计算荷载(见图5)。建筑填料在铺设后进行反复碾压,考虑此时土体完成固结,荷载在混凝土基础扩散角度为45°;另外,由于箱梁各区域荷载相互叠加,箱梁各区域地基承载力要求为:翼缘区域14.8 kPa/m2、腹板区域74.7 kPa/m2、顶底板区域29.3 kPa/m2。按照GB 5007—2011《建筑地基基础设计规范》,采用应力扩散方式(粉质黏土层扩散角度为23°),计算至淤泥质粉质黏土层顶层应力为49.8 kPa。经深度修正后,软弱下卧层地基承载力为87 kPa,承载力满足规范要求。

图5 支架计算荷载示意图

(2)地基变形计算。盘扣架荷载作用面积较大,进行变形计算时不考虑荷载长宽影响。根据地质勘查报告,粉质黏土层压缩模量Es(0.1−0.2)=5.41 MPa,淤泥质 粉 质 黏 土 层Es(0.1−0.2)=2.23 MPa。按 照GB 5007—2011《建筑地基基础设计规范》,当计算深度为4 m时,附加应力较小,计算深度满足规范要求。变形经验值系数取为1.0:

在GB 5007—2011《建筑地基基础设计规范》、TB 10110—2011《铁路混凝土梁支架法现浇施工技术规程》中,均未对地基变形限值提出相关要求[9−10]。现场实际顶底托调整最大值为70 mm,变形值可接受。

(3)盘扣支架计算。满堂脚手架单根立杆最大荷载约为39.5 kN,根据JGJ 231—2010《建筑施工承插型盘扣式钢管支架安全技术规程》进行盘扣支架计算,得立杆最大应力为116.3 N/mm2,小于钢管立杆抗压强度设计值270 N/mm2,支架强度满足规范要求。

2.1.2 单层贝雷梁支架

(1)桩基计算。单层贝雷梁中间跨单根钢管桩最大荷载约为1 400 kN,根据TB 10093—2017《铁路桥涵地基和基础设计规范》进行设计[11]。现场实际地质参数:淤泥质粉质黏土fi=24.9 kPa;粉质黏土fi1=74.36 kPa;粉土fi=77.16 kPa;粉质黏土fi2=47.88 kPa,根据侧摩阻和端摩阻得桩长为17 m。

按照JGJ 94—2008《建筑桩基技术规范》,淤泥质粉质 黏 土Es(0.1−0.2)=2.75 MPa、粉 质 黏 土Es1(0.1−0.2)=7.36 MPa;粉土Es(0.1−0.2)=8.09 MPa;粉质黏土Es2(0.1−0.2)=5.86 MPa。计算桩基最大沉降为4 cm。

(2)贝雷梁计算。采用有限元计算软件,考虑桩基沉降因素,得到单层贝雷梁应力及挠度图(见图6—图7)。

图6 单层贝雷梁应力图

图7 单层贝雷梁挠度图

经计算,考虑桩基变形,单层贝雷梁最大应力为167.6 MPa,不考虑桩基变形贝雷梁最大应力为105.6 MPa,贝雷梁最大挠度为45.2 mm(包括桩沉降变形),单跨跨中挠度为4.86 mm(扣除支座变形)。

2.1.3 双层贝雷梁支架

采用有限元计算软件,得到双层贝雷梁应力及挠度图(见图8)。

图8 双层贝雷梁应力及挠度图

按照TB 10110—2011《铁路混凝土梁支架法现浇施工技术规程》,变形控制L/400=71.25 mm。经计算,双层贝雷梁最大应力为122.5 MPa,最大挠度为57.2 mm,满足规范要求。

2.1.4 计算结果分析

(1)当软土地区硬土覆盖层大于2 m时,满堂支架满足地基承载力要求。

(2)当无地表硬土覆盖层,可采用单层/双层贝雷梁方式,若布置贝雷梁片数布置合理,2种方案均可在结构受力及刚度变形2个方面满足规范要求。单层贝雷梁方式考虑桩基变形,应力增加约58.7%,结构设计中应予以重视;若在设计中不考虑桩基变形,应留有足够富余度。单层贝雷梁中间2排钢管立柱承担了一孔梁2/3 的荷载,对钢管桩承载力要求较高,桩基最大承载力要求为1 400 kN,如南浔高架桥段项目打入深度达17 m;承台上2 排钢管立柱仅承担一孔梁1/3 的荷载,对承台可靠支点利用率较低。

(3)双层贝雷梁方案在贝雷梁顶增加1 层盘扣架,根据预压变形调整预拱度,施工便利。

2.2 现场预压结果

支架预压主要为确保道岔连续梁浇注施工安全,以检验支架的承载能力和消除支架体系的非弹性变形,并观测弹性变形量,为确定底模标高提供参考资料。预压荷载取施工总荷载的1.1 倍,并按照箱梁荷载分布形式,分区、分段堆载,南浔高架桥段项目加载采用了混凝土形式,加载方式为0→60%→100%→110%的三级加载。每级加载完成1 h 后,进行支架变形观测,每隔6 h 记录各测点位移量,当相邻2 次监测位移平均值≤2 mm时,方可进行后续加载。

监测点布设:每孔梁纵向布置5排,位置在距离梁端2.5 m、L/4 和L/2 处,每排布置5 个测点,分别位于箱梁两侧翼板边缘、腹板及底板中央。监测点布置示意见图9。

图9 监测点布置示意图

2.2.1 满堂支架

经过现场110%荷载预压,满堂支架实际变形示意见图10。

图10 满堂支架实际变形示意图

变形计算值65.50 mm,实测值19.00 mm,实测值小于计算值,约为计算值的0.3 倍。按照实测弹性变形进行预拱度设置,可满足施工需要。

变形计算值与实测值相差较大,主要原因为现场建筑填料摊铺过程中施工机械反复碾压,地层已产生较大压缩变形,地基承载力有所提高;另外,由于场地平整度较差,实际施工中建筑填料平均厚度约为1.5 m,可有效分摊上部荷载。

2.2.2 单层贝雷梁

经过现场110%荷载预压,单层贝雷梁实际变形示意见图11。

图11 单层贝雷梁实际变形示意图

变形计算值45.23 mm,实测值114.00 mm,主要原因为跨中2排桩基沉降。计算考虑桩基变形,贝雷梁应力接近控制值,在施工时通过垫高贝雷梁可满足施工需要。

桩基变形计算值与实测值差距较大,主要原因为贝雷梁下沙桶变形约20 mm,且现场实际施工机械为振动下沉机械,淤泥质土层在桩基施工完成后,握裹力虽有增加,但小于原状土侧摩阻力。另外,根据现场调查,桩头处有浸泡现象,进一步降低了侧摩阻力,多方面因素导致桩基变形大于计算变形。

2.2.3 双层贝雷梁

经过现场110%荷载预压后,双层贝雷梁实际变形示意见图12。

图12 双层贝雷梁实际变形示意图

变形计算值57.20 mm,实测值64.00 mm,两者数值接近。按照实际弹性变形进行预拱度设置,可满足施工需要。

2.2.4 预压变形对比分析

(1)满堂支架。预压后变形实测值19 mm,变形值较小,且实测值与计算值较接近。

(2)单层贝雷梁。单层贝雷梁中间桩基变形达114 mm,按照114 mm桩基沉降给贝雷梁强制位移,贝雷梁预压后实测最大应力达254.6 N/mm2(见图13),桩基沉降引起内力占比为132.5%,大于由于预压荷载引起内力。

图13 单层贝雷梁预压后实测应力

(3)双层贝雷梁。双层贝雷梁方案预压后最大变形为64.00 mm,其中弹性变形为46.50 mm,说明实际变形以弹性变形为主,变形实测值与计算值较接近。

2.3 经济性及施工工序分析

2.3.1 钢结构工程量对比

项目不同支架形式主要钢结构工程量对比见表1。

表1 不同支架形式主要钢结构工程量对比 t

根据钢结构工程量对比,得出以下结论:

(1)满堂支架:盘扣支架78.60 t。

(2) 单层贝雷梁:贝雷梁39.10 t,质量占比41.1%;钢管56.00 t,质量占比58.90%。

(3)双层贝雷梁:贝雷梁144.74 t,质量占比高达81.1%;钢管11.26 t,质量占比6.30%;盘扣支架22.45 t,质量占比12.25%。

对于双层贝雷梁,盘扣支架的使用是为施工时方便调节预拱度,非必要时可取消。双层贝雷梁钢结构工程量是单层贝雷梁的3.7 倍,其中钢管仅为单层贝雷梁的1/5。总体来看,满堂支架工程量最小,双层贝雷梁工程量是单层贝雷梁的2倍。

2.3.2 施工工序对比

相对于贝雷梁,满堂支架省去了钢管及桩基施工工序,仅需进行简单地基处理即可架设盘扣支架,工序简单、施工快,且可通过调节顶底托调整预压变形,整体工序最快捷。

双层贝雷梁省去了桩基施工工序,施工较快,虽然贝雷梁变形较大,但可通过盘扣调整。单层贝雷梁在施工中桩基沉降较大,为保证贝雷梁受力稳定,需要在预压后调高贝雷梁底标高,相对费时费力。另外,预压阶段桩基沉降较大,需要密切关注变形速率,当变形速率不能稳定时,需要及时卸载。TB 10110—2011《铁路混凝土梁支架法现浇施工技术规程》未对何时卸载进行规范,过大的桩基沉降可能引起贝雷梁附加应力,设计、施工单位应密切关注。

2.4 优缺点对比

根据不同现浇支架形式的适用性分析(见表2),对其优缺点进行对比。

表2 现浇支架形式适用性分析

3 结论

通过南浔高架桥段项目的不同支架形式分析可以得出:

(1)当软弱土层顶部覆盖一定厚度硬壳土层时,推荐采用满堂支架形式。满堂支架的重点在于地基处理,可采用80 cm建筑填料进行场地找平,再覆盖厚度20 cm 素混凝土垫层进行处理;难点在于变形估算,通过现场实测预压变形与理论计算,所得项目地层变形经验修正系数约为0.3。

(2)多支点单层贝雷梁用钢量较小,在设计阶段具有优越性,但桩基变形理论计算不准确,导致施工过程中不可控因素较多。虽然在直观感受上多支点方式更安全,但在预压过程中桩基变形过大,导致结构趋于不安全,预压时要特别关注支架安全状态。另外,在施工完成后,打入桩拔出困难,造成经济浪费。

(3)2支点双层贝雷梁用钢量较大,但不可控因素较少,支架结构整体状态与理论计算最接近,施工质量控制方便、风险较低。当地质条件不满足满堂支架时,推荐双层贝雷梁为首选方案。

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