承受特殊活載的簡支槽形箱梁結(jié)構(gòu)設(shè)計

肖祥南,戴公連

(中南大學(xué)土木建筑學(xué)院,長沙 410075)

1 工程概況

漣源鋼鐵廠鐵水運輸專線改擴建工程位于婁底市西南,東起婁底市區(qū)湖南省煤化新能源有限公司,西止?jié)i鋼高溪加油站,全長約1.0 km。由于全線經(jīng)過地區(qū)周圍各種生產(chǎn)設(shè)備密布,廠房林立,道路眾多,用地受限,因此新建鐵水運輸線全線采用高架橋形式通過。

鐵水運輸線全橋孔跨布置為1-36 m+1-64 m+1-24 m+1-36 m簡支箱梁+7.5 m中間臺+10-3×12 m框架+6.5 m中間臺+3-24 m+1-64 m簡支箱梁,橋梁全長為716.45 m。其中主跨橋孔方案為,在鐵水線跨既有冷水坑站西咽喉區(qū)處采用64 m簡支梁一孔跨過,梁下凈空按5.5 m考慮,線路立交情況見圖1。

圖1 主橋線路立交情況示意(單位：cm)

由于鐵水線跨越即有四股道鐵路線,彼此之間線間距為5 m左右,且與新建線夾角約為27°,因此受既有線行車凈寬的要求,必須采用64 m橋跨的方案。在跨高溪河處,為不對既有河道水流造成影響,亦采用64 m簡支梁一孔跨過。

2 結(jié)構(gòu)體系及設(shè)計參數(shù)

2.1 結(jié)構(gòu)形式

簡支槽形箱梁標(biāo)準(zhǔn)跨度64 m,包括兩端各6 cm的伸縮縫,計算跨徑為62.38 m,橋梁中心線曲線半徑為1 200 m,對應(yīng)圓心角約為3°。支座體系采用GKPZ系列盆式橡膠支座,沿橋梁切向和徑向進行約束,由空間計算的反力組合值選取支座型號,總體布置如圖2所示。

圖2 主橋及支座布置(單位：cm)

截面形式采用槽形箱梁截面,行車橋面寬度7.2 m,箱梁高度3.4 m,跨中腹板厚0.6 m,梁端邊腹板變厚至1 m,中腹板變厚至0.8 m。翼墻高2.3 m,厚度0.6 m,翼墻頂緣寬2.0 m,梁端各設(shè)置1.5 m的橫梁,截面布置如圖3所示。

圖3 跨中截面(單位：cm)

由于該橋活載和跨度都很大,截面形式和尺寸在設(shè)計當(dāng)中經(jīng)過多次優(yōu)化和比選,最后采用槽形箱梁的創(chuàng)新截面形式。該截面整體剛度大,同時降低了結(jié)構(gòu)的建筑高度,滿足橋下既有線行車凈空的要求。箱梁采用C50高性能混凝土,縱向預(yù)應(yīng)力筋采用7φ5 mm預(yù)應(yīng)力鋼絞線,錨固體系采用OVM體系,管道形成采用塑料波紋管,普通鋼筋采用HRB335鋼筋。

2.2 設(shè)計荷載

2.2.1 恒載

梁體自重按γ=26 kN/m計算；收縮徐變荷載根據(jù)規(guī)范按恒載考慮,徐變計算時間為10年；橋面附屬設(shè)施恒載按80 kN/m計算。

2.2.2 活載

本橋是鐵水運輸專線,設(shè)計豎向活載由漣鋼設(shè)計院提供,采用2 200 kN鐵水罐車活載,滿載時鐵水和鐵水罐總重為3 350 kN,鐵水車自重1 155 kN,因此每輛車體滿載時總重4 500 kN,車體總長18.8 m,每輛車體活載簡化計算圖式如圖4所示。

圖4 活載計算圖式(單位：mm)

正常出鐵時,每次采用4輛罐車的編組方式,編組總長為75.2 m,大于橋梁的總長度,因此采用影響加載可以包絡(luò)不同的編組情況。本橋設(shè)計行車速度為V=10 km/h,動力系數(shù)根據(jù)《鐵路橋涵設(shè)計基本規(guī)范》規(guī)定計算，按1.02考慮。

2.2.3 溫度荷載

在混凝土工程結(jié)構(gòu)中,溫差應(yīng)力對橋梁結(jié)構(gòu)有著重要的影響,在大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋設(shè)計中占很大比例。本橋在設(shè)計中采用不同國家溫度模式進行對比計算。在該橋的設(shè)計中,除了日照溫度荷載作用,鐵水罐車的移動熱輻射效應(yīng)也會在橋梁中產(chǎn)生溫度場, 罐車體外溫度理論計算為296 ℃,實際上小于200 ℃。

2.3 施工方案

橋梁的受力狀態(tài)通常是與施工過程緊密聯(lián)系的。本橋采用搭設(shè)支架現(xiàn)澆的施工方法,由于采用一次澆成橋的模型計算時,在翼墻上緣產(chǎn)生較大的壓應(yīng)力,同時考慮到一次澆筑大體積混凝土,水化熱容易在混凝土中產(chǎn)生早期裂縫。最后確定采用分段澆筑的施工方法,搭設(shè)支架先澆筑箱梁混凝土,然后拆除支架,在箱梁上后澆筑翼墻混凝土。因此本橋?qū)儆诘湫偷膬呻A段組合受力構(gòu)件,即先澆筑箱梁截面承受整個結(jié)構(gòu)的自重,二期恒載和活載由兩次澆筑后形成的整體截面承受。

3 設(shè)計結(jié)果與分析

3.1 平面模型計算

3.1.1 縱向計算

根據(jù)初步設(shè)計中確定的施工方案,采用橋梁平面桿系程序?qū)υ摌蜻M行詳細(xì)的計算和對比分析,通過計算,本橋腹板索和底板索都配置19-7φ5 mm預(yù)應(yīng)力鋼絞線,張拉控制應(yīng)力為1 260 MPa,預(yù)應(yīng)力筋布置形式及編號如圖5所示。

圖5 預(yù)應(yīng)力筋布置及編號示意(單位：cm)

各種類型的預(yù)應(yīng)力筋布置數(shù)量見表1。

表1 梁預(yù)應(yīng)力筋布置數(shù)量

計算表明,本橋預(yù)應(yīng)力鋼筋的布置數(shù)量由強度控制,在主力組合和主+附組合下,強度安全系數(shù)為1.997,略小于《鐵路橋涵鋼筋混凝土和預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(TB10002.3—2005)在主力組合下強度安全系數(shù)大于2.0的規(guī)定。但由于截面布索空間的限制,通過在跨中范圍內(nèi)配置一定數(shù)量的普通鋼筋,達(dá)到強度滿足規(guī)范的要求。

由于本橋采用分階段澆筑混凝土的施工方法,確定了預(yù)應(yīng)力筋的布置形式和數(shù)量后,施工階段預(yù)應(yīng)力的張拉可以有兩種方案,即箱梁施工完后一次張拉,也可以待翼墻澆筑完之后再張拉剩下部分。為使該橋梁在預(yù)應(yīng)力下到達(dá)最佳的受力狀態(tài),共計算了8種組合方案下(組合方案為第一次張拉的預(yù)應(yīng)力編號方案),橋梁在全部施工完成后跨中撓度和箱梁下緣有效預(yù)應(yīng)力見表2(表中F代表部腹板索)。

表2 不同張拉方案下箱梁撓度和應(yīng)力

通過對比發(fā)現(xiàn),箱梁澆筑完之后,一次張拉全部的預(yù)應(yīng)力筋為最優(yōu)方案,此時在橋梁下緣產(chǎn)生最大的預(yù)壓應(yīng)力9.9 MPa,同時結(jié)構(gòu)下?lián)献钚?僅為17.3 mm,且各個施工階段的應(yīng)力均滿足規(guī)范要求。

活載的模擬是本橋設(shè)計的關(guān)鍵之一,鐵水罐車活載采用實際的車列進行影響線加載計算,在活載作用下跨中彎矩為1.2×105kN·m,中活載作用下跨中彎矩為4.5×104kN·m。由此可見,鐵水罐車活載的效應(yīng)是中活載的2.7倍,本橋恒載作用下跨中彎矩為2.4×105kN·m,可見設(shè)計活載占恒載的比例高達(dá)50%,活載作用下跨中下緣產(chǎn)生的拉應(yīng)力為6.2 MPa,足見本橋活載是非常大的。

該橋另一個設(shè)計難點是溫度場及溫度應(yīng)力的計算,目前各國規(guī)范的溫度梯度主要有兩種形式,一類是采用折線模式,例如中國公路規(guī)范、美國規(guī)范和英國規(guī)范等；另一類是曲線模式,例如新西蘭規(guī)范和中國鐵路規(guī)范,不同規(guī)范的溫度模式見圖6。

正溫差下各國規(guī)范的特點和特征溫度值見表3。

溫度梯度模式及溫度設(shè)計值的大小是否接近實際狀態(tài)，是正確計算結(jié)構(gòu)溫度應(yīng)力的關(guān)鍵,由于本橋截面形式為槽形箱梁,橋面板在結(jié)構(gòu)的中部,因此規(guī)范規(guī)定的溫度荷載都不能很好地描述本橋的溫度場,設(shè)計時對規(guī)范規(guī)定的溫度模式進行了改進,改進的中國TB10002.3規(guī)范如圖7所示,即把翼墻的溫度按與跟橋面溫度一致來考慮,更加符合本橋的實際溫度場分布。

圖6 各國規(guī)范的溫度梯度模式

表3 豎向日照正溫差計算的溫度梯度

圖7 改進的中國TB10002.3溫度模式(單位：cm)

對各國規(guī)范的溫度模式都進行如上改進之后,分別計算了改進溫度模式下的溫度場應(yīng)力見表4,這里只列出正溫差模式下的應(yīng)力結(jié)果。

表4 不同溫度模式下結(jié)構(gòu)的應(yīng)力 MPa

由表4可以看出,各國的溫度模式計算的結(jié)果有較大的差別,其中新西蘭規(guī)范計算的溫度應(yīng)力最大,是中國 TB10002.3規(guī)范的兩倍。

除日照溫差外,鐵水罐車的移動熱輻射效應(yīng)也會在橋梁中產(chǎn)生溫度場,分析時熱力學(xué)參數(shù)的選取是關(guān)鍵,而影響這些參數(shù)的因素眾多,這些參數(shù)選取的準(zhǔn)確與否直接影響著分析結(jié)果。由于材質(zhì)不一樣,熱力學(xué)參數(shù)的取值也不一致,影響混凝土熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱的主要因素有:骨料種類、混凝土的含水狀態(tài)等。Clark通過試驗和理論分析,得出了一般混凝土結(jié)構(gòu)物的傳導(dǎo)系數(shù)、比熱的取值范圍[6],傳導(dǎo)系數(shù)k為1.44～3.68 W/(m·℃), 比熱c為800～1 200 J/(kg·℃)。

熱輻射是指物體發(fā)射電磁能,并被其他物體吸收轉(zhuǎn)變?yōu)闊岬臒崃拷粨Q過程,物體溫度越高,單位時間輻射的熱量越多。兩個或兩個以上物體間輻射傳遞的凈熱量可以用斯蒂芬—波爾茲曼方程來計算

(1)

式中，q為熱流密度；ε為輻射率,實際物體的輻射率小于1；σ為斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)，取5.67×10-8W/m2·K4；F12為由輻射面1到輻射面2的形狀系數(shù)；T1為輻射面1的絕對溫度；T2為輻射面2的絕對溫度。

設(shè)計時為使問題分析簡化,作如下幾點假設(shè)：不考慮車體熱輻射效應(yīng)的空間效應(yīng),即罐車駛?cè)牒碗x開橋梁的任意時刻,在全跨范圍內(nèi)熱輻射效應(yīng)均相同；不考慮橋梁的熱輻射,罐車輻射率取1,熱流密度q的計算式變?yōu)?/p>

q=σT4

(2)

基于以上假設(shè),采用ansys熱分析單元PLANE77進行二維瞬態(tài)熱效應(yīng)分析,混凝土的傳導(dǎo)系數(shù)和比熱分別取上限值3.68 W/(m·℃)和1 200 J/(kg·℃),邊界條件為分別在橋面、翼墻內(nèi)側(cè)和頂板處施加q=5.67×10-8×(273+296)4=5 943.6 W/m2的熱荷載,分析時間為罐車通過橋梁的時間50 s,計算結(jié)果見圖8。

圖8 移動熱源下槽形梁截面溫度分布

可以看出,罐車熱輻射在結(jié)構(gòu)表面產(chǎn)生的最大升溫僅為5.1 ℃,結(jié)構(gòu)的影響深度僅為表層的20～30 cm厚度范圍內(nèi),以上的假設(shè)和參數(shù)取值都是偏安全的,而且在翼墻的內(nèi)側(cè)和橋面板鋪了隔熱層,實際上熱輻射的影響會更小。所以本橋設(shè)計時仍采用鐵路的溫度模式,但溫度特征值偏安全的取新西蘭規(guī)范值的32 ℃,以此來綜合考慮日照和移動熱輻射的溫度力作用。

在分析了上述各種荷載作用下橋梁的受力狀態(tài)之后,按照TB10002.3—2005規(guī)范進行相應(yīng)的荷載組合,在主力組合和主+附組合下結(jié)構(gòu)的應(yīng)力成果見表5。

表5 荷載組合下結(jié)構(gòu)應(yīng)力 MPa

結(jié)構(gòu)跨中靜活載撓度為-25.3 mm,為跨度的1/2 530,梁端轉(zhuǎn)角為0.13%。各應(yīng)力和剛度均滿足規(guī)范要求。

分段澆筑施工的混凝土,新老混凝土的結(jié)合處是比較薄弱的環(huán)節(jié),鋼混組合結(jié)構(gòu)中通常設(shè)置剪力釘來傳遞結(jié)合處的縱向錯動剪力。本橋在翼墻和箱梁的結(jié)合處荷載組合下梁端最大剪應(yīng)力為1.4 MPa,未超過混凝土拉應(yīng)力的容許值,同時在結(jié)合處配置了大量貫穿箱梁和翼墻的箍筋,無需特別設(shè)置剪力釘來加強。

3.1.2 橫向計算

槽形箱梁橫向計算按照實際橫截面尺寸建立橫向框架模型進行內(nèi)力分析和計算,沿橋縱向取1 m長度為計算單元,按照普通鋼筋混凝土進行設(shè)計,檢算跨中和中腹板支點截面處的強度和裂縫。計算中考慮了包括恒載、鐵水罐車活載、橫框溫度模式等工況進行配筋設(shè)計,在橋面板上下緣沿橫向配置φ20 mm HRB335鋼筋,鋼筋間距為100 mm。驗算結(jié)果表明,控制截面最大裂縫寬度為0.123 mm,均滿足規(guī)范要求。

3.2 空間模型分析

本橋為鐵水線運輸橋,鐵水罐車活載大,截面形式比較特殊,又位于曲線上,因此各腹板的應(yīng)力分布是設(shè)計中十分關(guān)注的重要問題。采用大型限元程序Ansys分析了活載作用下結(jié)構(gòu)的空間應(yīng)力分布情況,以校核平面模型設(shè)計結(jié)果的精度。

3.2.1 荷載模式簡化

列車軸重荷載比較大,且軸距又比較小,分析時可以等效為均布面荷71.8 kPa來計算,分布寬度按枕木長度加道砟的擴散長度計算為3.4 m?；钶d按實際車列進行加載時跨中下緣拉應(yīng)力6.2 MPa,等效為滿跨線靜荷載計算時跨中下緣拉應(yīng)力為6.14 MPa,可見這種等效處理帶來的誤差是非常小的。所以空間分析時,將活載簡化成面荷載來計算更能反映活載在橋上的傳遞。

3.2.2 應(yīng)力計算結(jié)果

計算采用shell63單元來模擬實際結(jié)構(gòu),忽略腹板變厚及倒角的影響,材料特性符合線彈性理論,活載作用下跨中截面應(yīng)力見表6。

表6 活載下跨中截面應(yīng)力 MPa

各腹板跨中截面正應(yīng)力比值見表7。

表7 活載下各腹板處正應(yīng)力比值

空間計算結(jié)果表明,三個腹板在活載作用下,兩邊腹板與中腹板的正應(yīng)力比值為：跨中下緣比值為0.901,對應(yīng)箱梁頂板處為0.893；外弧腹板和內(nèi)弧腹板正應(yīng)力比值為：跨中下緣比值為1.013,上緣比值為1.007?？傮w來看,各腹板間應(yīng)力差值比較小,最大差值不到11%,三個腹板受力是比較均勻的,彎曲效應(yīng)可以忽略不計,截面應(yīng)力分布也符合平截面假定。

3.2.3 與平面模型的對比

為了校核平面模型設(shè)計結(jié)果的精度,對跨中截面下空間模型計算結(jié)果和平面模型計算結(jié)果進了比較,見表8。

表8 空間與平面計算結(jié)果對比

可以看出,空間計算比平面計算結(jié)果偏大,跨中截面下緣正應(yīng)力差值為0.89 MPa ,百分比為114.4%；橋面處應(yīng)力差值為0.15 MPa,百分比為10%；上緣正應(yīng)力差值為0.04 MPa ,百分比為100.6%。平面分析結(jié)果表明,在主力組合下下緣最小壓應(yīng)力為3.6 MPa,主+附組合下為2.2 MPa,留有較大的壓應(yīng)力儲備,足以彌補由于計算模型不同帶來的誤差,所以本橋按平面模型的計算結(jié)果是安全的。

4 結(jié)語

本文從截面形式的選擇、施工方案的確定、預(yù)應(yīng)力張拉的優(yōu)化、各種荷載下的受力性能對該橋進行了全面的介紹和分析,采用ansys分析了罐車移動熱輻射效應(yīng)對橋梁的影響,并建立空間模型對平面設(shè)計進行校核。計算表明，各項力學(xué)指標(biāo)均滿足規(guī)范的要求,并留有足夠的安全系數(shù),因此該橋的設(shè)計是安全可靠的,文中提出的設(shè)計思路和方法可以為同類特殊橋梁設(shè)計提供參考。

[1]TB 10002.1—2005 J462—2005，鐵路橋涵設(shè)計基本規(guī)范[S].

[2]TB 10002.3—2005 J460—2005，鐵路橋涵鋼筋混凝土和預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[S].

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[6]Clark, J.H.Evaluation of thermal stresses in a concrete box girder bridge[M].Proc.Instn Civ.Engrs, Part2, 1989,87(9):415-428.