廣深港客運(yùn)專線連續(xù)剛構(gòu)后期變形預(yù)估研究

王存國,李海泉,向 淵

(中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,武漢 430063)

廣深港客運(yùn)專線連續(xù)剛構(gòu)后期變形預(yù)估研究

王存國,李海泉,向 淵

(中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,武漢 430063)

無砟軌道預(yù)應(yīng)力混凝土梁受收縮徐變的影響,會(huì)產(chǎn)生后期徐變變形,引起橋梁的上拱和下?lián)?并且隨著時(shí)間的延續(xù)這種變形增大,導(dǎo)致軌道的不平順。對廣深港客運(yùn)專線跨沙灣水道(112+2×168+104)m連續(xù)剛構(gòu)模擬計(jì)算施工過程,研究成橋后不同的鋪軌時(shí)間對主梁徐變變形的影響,分析得知鋪軌時(shí)間對徐變變形影響較大?？紤]徐變及溫度引起的主梁初始變形對該橋進(jìn)行車橋耦合振動(dòng)分析,結(jié)果表明動(dòng)力性能滿足要求。

無砟軌道;連續(xù)剛構(gòu);徐變變形;車橋耦合

1 概述

無砟軌道與有砟軌道相比,具有軌道穩(wěn)定性、剛度均勻性和耐久性好、平順性高、維修工作量顯著減少等突出優(yōu)點(diǎn)[1],由于沒有道砟來調(diào)節(jié)軌道的高程,無砟軌道的后期變形只能通過扣件進(jìn)行調(diào)整以恢復(fù)其正常的軌道幾何形狀,其可調(diào)節(jié)量非常有限,因此要保證軌道的平順性,就必須解決軌道鋪設(shè)后混凝土橋梁的后期收縮徐變變形問題,特別是大跨度剛構(gòu)預(yù)應(yīng)力混凝土橋后期徐變變形比較大,后期徐變變形對無砟軌道的平順性和列車的平穩(wěn)性影響比較大,所以對無砟軌道后期徐變變形的控制十分關(guān)鍵[2]。本文研究的沙灣水道特大橋主跨168 m,通過研究各種措施以減小后期徐變變形,同時(shí)預(yù)估梁體的后期變形,對無砟軌道后期變形的控制有著重要的意義[3]。

2 工程概況

廣深港客運(yùn)專線沙灣水道特大橋?yàn)?112+2×168+ 104)m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)結(jié)構(gòu),箱梁各控制截面的梁高分別為:端支座處及邊跨直線段和跨中處均為6.0m,中支點(diǎn)處梁高11.0m,墩頂平段長8.5m,梁高按1.8次拋物線變化;箱梁墩頂處為單箱單室直腹板。全橋箱梁頂寬13.4 m,底寬8.0 m,0號(hào)塊頂板厚1.0m,其他位置厚0.45 m;腹板厚分別為0.5、0.7、0.9m和1.1m;底板厚由跨中的0.5m按1.8次拋物線變化至墩頂梁根部的1.1 m,墩頂梁底板厚1.5 m,全梁共設(shè)10道橫隔梁,邊主墩處設(shè)置厚度為2.2m的橫隔板,邊支點(diǎn)處設(shè)置厚為1.6m的端橫梁,跨中合龍段設(shè)置厚0.6 m的中橫隔板。中間墩采用圓形墩,兩側(cè)邊主墩采用雙薄壁墩,兩薄壁中心間距6.5 m。邊墩采用薄壁空心墩。主梁采用三向預(yù)應(yīng)力體系,成橋后6個(gè)月鋪軌。主橋立面布置見圖1。

圖1 全橋立面布置(單位:m)

3 后期徐變變形研究

由于后期無砟軌道的可調(diào)量較小,無砟軌道的后期變形控制顯得尤為重要[4]。根據(jù)《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》(試行),預(yù)應(yīng)力混凝土梁的豎向徐變變形應(yīng)符合以下規(guī)定:梁部主跨L≤50 m時(shí),豎向變形不大于10mm;L＞50 m,豎向變形不大于L/5 000且不大于20mm[5]。

3.1 梁體后期收縮徐變隨時(shí)間變化

在成橋后3個(gè)月鋪軌的情況下,以鋪軌后橋梁的線形為基準(zhǔn),分別選取鋪軌后半年、1 000 d、1 500 d、10年時(shí)由收縮、徐變、預(yù)應(yīng)力損失等引起的橋梁的后期徐變變形(主梁計(jì)算時(shí)刻的位移減去主梁鋪軌時(shí)的豎向位移)作為研究對象,計(jì)算結(jié)果如圖2所示。

圖2 由收縮、徐變共同引起的變形(成橋后3個(gè)月鋪軌)

由圖2可知鋪軌后隨著時(shí)間的推移,由混凝土徐變引起的主梁上拱和下?lián)喜粩嘣龃?鋪軌后前幾年由徐變引起的橋梁線形隨時(shí)間變化較快,后幾年隨時(shí)間變化逐漸減慢,鋪軌后10年,主梁的最大下?lián)习l(fā)生在距14號(hào)墩右側(cè)97 m處,大小為-21.4 mm＜L/5 000= 32mm,滿足規(guī)范要求,最大上拱發(fā)生在距15號(hào)墩右側(cè)67m處,值為9.6mm。后期徐變變形偏大,還需要采取其他后期徐變變形控制措施來減小后期徐變變形。

影響收縮徐變的因素比較多,有限元軟件的模擬分析難免和實(shí)際情況有出入,特別是徐變系數(shù)的收縮應(yīng)變的取值很難把握,就連規(guī)范的取值相差也很大。所以對后期變形的控制必須結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際測試結(jié)果[6]。該橋在成橋3個(gè)月后鋪軌,鋪軌后3個(gè)月主梁的變形測試值與理論值的比較見表1[7]。

表1 沙灣水道特大橋主梁變形測試值與理論值比較

由表1可知,實(shí)測值與理論值趨勢一致,數(shù)值大小基本吻合,徐變變形計(jì)算值能夠反映該橋成橋后的后期徐變變形,能夠達(dá)到預(yù)估該橋后期徐變變形的目的。

3.2 改變鋪軌時(shí)間

改變鋪設(shè)時(shí)間為成橋后6個(gè)月、9個(gè)月、12個(gè)月,其后期收縮徐變變形計(jì)算分別如圖3～圖5所示。

圖3 由收縮、徐變共同引起的變形(成橋后6個(gè)月鋪軌)

圖4 由收縮、徐變共同引起的變形(成橋后9個(gè)月鋪軌)

圖5 由收縮、徐變共同引起的變形(成橋后12個(gè)月鋪軌)

延長鋪軌時(shí)間是很有效的方法,不管后期徐變變形是上拱還是下?lián)?都能夠減小后期徐變變形,延長的時(shí)間越長減小的越多,但延長鋪軌時(shí)間必定會(huì)影響鐵路的運(yùn)營時(shí)間,所以對大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土無砟軌道橋梁要找到一個(gè)比較合適的鋪軌時(shí)間。不同的鋪軌時(shí)間對應(yīng)徐變變形值大小如表2所示。

表2 不同鋪軌時(shí)間對應(yīng)的主梁后期徐變變形值

由表2可知延長鋪軌時(shí)間到12個(gè)月對邊跨跨中和中跨跨中的后期徐變變形均有較明顯的減小,與成橋后3個(gè)月鋪軌相比,成橋后10年變形減小值分別為3.4mm和1.3mm。

3.3 改變主梁梁高

加大梁高,即高跨比增大,這樣可以提高橋梁的設(shè)計(jì)剛度,又可以優(yōu)化梁體上下緣截面的應(yīng)力差值。通過加大梁高的方式,可以有效地控制徐變變形。將原支點(diǎn)設(shè)計(jì)梁高增大至11.5m和減小至10.5m,與原設(shè)計(jì)梁高11.0m的計(jì)算結(jié)果比較見圖6及表3。

圖6 沙灣水道特大橋不同梁高對應(yīng)主梁后期徐變變形

由圖6及表3可知,梁高越大,對應(yīng)邊跨上拱值越大,中跨下?lián)现翟叫?梁高增大0.5m,成橋10年后跨中撓度減小1.3 mm,邊跨跨中上拱值增加0.2 mm。在設(shè)計(jì)中應(yīng)該優(yōu)化梁高尺寸。

3.4 采用后張索

后張索是在鋪完軌道后張拉的預(yù)應(yīng)力鋼束。為了控制無砟軌道的后期徐變變形,根據(jù)無砟軌道的后期徐變變形情況預(yù)留后張索,在張拉預(yù)留后張索前后必須保證橋梁的剛度和強(qiáng)度滿足要求。采用預(yù)留后張索的后期徐變變形見表4及圖7。

表3 不同梁高對應(yīng)的主梁后期徐變變形值

圖7 預(yù)留后張索對應(yīng)主梁后期徐變變形

表4 采用后張束前后對應(yīng)主梁徐變變形

由圖7及表4可知,成橋10年后邊跨上拱8.1 mm,中跨下?lián)?5.0 mm。因?yàn)轭A(yù)留的后張索都在中跨,所以預(yù)留后張索對邊跨上拱基本沒有影響,中跨下?lián)蠝p小了7mm。

4 溫度引起變形

對沙灣水道特大橋分別分析在整體升溫、整體降溫、頂板升溫、頂板降溫效應(yīng)作用下的主梁豎向變形。各種不同的溫度效應(yīng)對主梁的豎向撓曲變形見圖8及表5。

圖8 不同溫度效應(yīng)對應(yīng)主梁的豎向變形

表5 不同溫度效應(yīng)對應(yīng)主梁變形

各種溫度效應(yīng)的組合引起的變形見圖9及表6。

圖9 不同溫度效應(yīng)的最大及最小組合

表6 不同溫度效應(yīng)組合的最大及最小值

由圖8～圖9及表5～表6可以明顯得知整體升溫、頂板降溫效應(yīng)組合對應(yīng)主跨跨中上拱值最大,相應(yīng)邊跨下?lián)现底畲?整體降溫、頂板升溫效應(yīng)的組合對應(yīng)主跨跨中下?lián)现底畲?相應(yīng)邊跨上拱值最大。

成橋3個(gè)月后鋪軌,鋪軌后半年、1 000 d、1 500 d, 10年對應(yīng)的總徐變變形與溫度效應(yīng)組合引起的主梁變形見圖10及表7。

圖10 后期徐變變形與溫度效應(yīng)產(chǎn)生的主梁變形組合

表7 后期徐變變形與溫度效應(yīng)產(chǎn)生的主梁變形的組合值

最不利溫度效應(yīng)與成橋3個(gè)月鋪軌,成橋后10年收縮徐變變形組合,沙灣水道特大橋邊跨最大上拱值為11.4mm,中跨最大下?lián)现禐?43.9mm;

計(jì)算得到的后期徐變變形偏大,還需要采取其他后期徐變變形控制措施來減小后期徐變變形。

5 車橋動(dòng)力仿真分析

橋梁成橋后在溫度與混凝土收縮徐變影響下,會(huì)引起橋梁結(jié)構(gòu)產(chǎn)生初始變形,該初始變形在列車上橋之前便存在,在列車上橋運(yùn)行過程中將影響橋梁和列車的動(dòng)力響應(yīng)[8]。為此,需要進(jìn)行溫度和收縮徐變初始變形影響下的車橋耦合振動(dòng)分析,運(yùn)用橋梁動(dòng)力學(xué)與車輛動(dòng)力學(xué)的研究方法,將車橋作為聯(lián)合動(dòng)力體系,建立車輛橋梁的空間耦合振動(dòng)分析模型,對不同列車、不同速度以及不同軌道條件下的各種工況進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)分析[9]。

為簡便見,將該橋面初始變形作為附加線路不平順疊加到軌道不平順中進(jìn)行常規(guī)車橋耦合振動(dòng)分析,以此來考慮溫度和收縮徐變初始變形影響下的車橋耦合振動(dòng)分析。得到如下結(jié)果[10]。

(1)在所分析的列車類型與相應(yīng)速度范圍內(nèi),橋梁的各項(xiàng)動(dòng)力參數(shù)滿足指標(biāo)要求;在日本500系動(dòng)力分散式車組、法國TGV動(dòng)力分散式車組、德國ICE3高速列車、國產(chǎn)300動(dòng)力分散式車組作用下,高速列車運(yùn)行的橫向舒適性在速度250～350 km/h能達(dá)到“良”以上,速度375～420 km/h達(dá)到“合格”;豎向舒適性在速度250～300 km/h能達(dá)到“良”以上,速度325～420 km/h達(dá)到“合格”。在國產(chǎn)先鋒號(hào)動(dòng)力分散式動(dòng)車組、中華之星動(dòng)力集中式車組作用下,列車運(yùn)行的橫向舒適性在速度160～220 km/h能達(dá)到“良”以上,速度240～270 km/h為“良”或“合格”;其豎向舒適性在速度160～200 km/h能達(dá)到“良”以上,速度220～270 km/h“良”或“合格”。

(2)由溫度與混凝土收縮徐變引起的橋梁結(jié)構(gòu)初始變形,相當(dāng)于軌道結(jié)構(gòu)附加的長波不平順,該初始變形主要影響列車運(yùn)行的豎向舒適性,對橫向舒適性和行車安全性指標(biāo)影響不大。在成橋3個(gè)月后鋪軌,成橋后10年,(112+2×168+104)m連續(xù)剛構(gòu)的動(dòng)力性能滿足要求。

6 結(jié)論

(1)成橋后主梁線形的改變主要是由混凝土收縮徐變和預(yù)應(yīng)力損失引起的。并且隨著時(shí)間的推移,由混凝土徐變引起的主梁上拱和下?lián)喜粩嘣龃?主梁后期變形實(shí)測值與理論值趨勢一致,數(shù)值大小基本吻合,徐變變形計(jì)算值能夠反映該橋成橋后的后期徐變變形,能夠達(dá)到預(yù)估該橋后期變形的目的。

(2)延長鋪軌時(shí)間越長,邊跨上拱和中跨下?lián)暇鶞p小,對邊跨上拱值的減小更明顯。所以必須確定合理的鋪軌時(shí)間。

(3)通過加大主梁梁高,可以提高主梁的設(shè)計(jì)剛度,又降低了梁體截面上下緣應(yīng)力差,從而減小了主梁的徐變變形。

(4)通過對底板束采用后張索的張拉方式對主梁徐變變形有一定的減小,但后張索的施工比較麻煩。在該橋設(shè)計(jì)中通過反復(fù)優(yōu)化梁高、采用成橋6個(gè)月后鋪軌以減小后期徐變變形。

(5)對各種不同的溫度效應(yīng)與后期收縮徐變變形組合,溫度變形占了后期變形的近1/3。

(6)車橋動(dòng)力耦合分析時(shí)考慮由溫度與混凝土收縮徐變引起的橋梁結(jié)構(gòu)初始變形,結(jié)果表明該橋動(dòng)力性能滿足要求;該橋目前已經(jīng)通車,運(yùn)營狀況良好。

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[3] 石現(xiàn)峰,王瀾,萬家.無砟軌道混凝土橋梁的徐變變形研究[J].石家莊鐵道學(xué)院學(xué)報(bào),2007,20(1):61 -63.

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[5] 錢淼.無砟軌道預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋后期徐變變形及控制方法研究[D].長沙:中南大學(xué),2009.

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Study on Prediction of Later Deformation of Continuous Rigid-Frame Bridge on Guangzhou-Shenzhen-Hongkong Passenger-dedicated Railway

WANG Cun-guo,LIHai-quan,XIANG Yuan
(China Railway Siyuan Survey and Design Group Co.,Ltd.,Wuhan 430063,China)

Later deformation will occur at the pre-stressed concrete girder of ballastless track due to the influence of concrete creep,which will lead to hogging and sagging of the bridge.Moreover,this kind of deformation may increase gradually with the increase of time and finally lead to non-smoothness of the track.This article,simulates the whole construction process of the continuous rigid frame bridge with span arrangement(112+168+168+104)m on Guangzhou-shenzhen-Hongkong Passenger-dedicated Railway spanning over Shawan Watercourse,researches the influence onmain girder creep deformation of different track laying time after bridge construction being finished,and comes to the conclusion that the laying time of track has bigger influence on the creep deformation.In addition,for this bridge,coupled vibration analysis of vehicle-bridge is made by considering the initial deformation caused by creep and temperature,and the results show that the dynamical performance can meet the requirements.

ballastless track;continuous rigid frame;creep deformation;coupling of vehicle and bridge

U442

A

1004 -2954(2012)10 -0038 -04

2012 -02 -11

鐵四院院控科研項(xiàng)目(2008K07)

王存國(1983—),男,助理工程師,2010年畢業(yè)于西南交通大學(xué)橋梁與隧道工程專業(yè),工學(xué)碩士。