槽型軌道交通梁運輸過程中的力學特性分析

張文格，陳 鋒，劉占雷，李東原，陳 佩

(1.中鐵七局集團鄭州工程有限公司，河南 鄭州 450052；2.中鐵七局集團有限公司，河南 鄭州 450016；3.鄭州大學 土木工程學院，河南 鄭州 450001)

槽型梁屬于下承式開口薄壁結(jié)構(gòu)，受力復雜，施工要求比較嚴格，在中國的發(fā)展和推廣比較緩慢[1]。近年來，在上海、重慶及南京等一線城市的城市軌道交通中相繼采用了槽型梁[2]。目前，在槽型梁靜力荷載試驗和剪力滯效應等方面的研究較多，并獲得一些成果[3-5]，但梁上運梁的施工方法研究尚處于起步階段。介紹槽型梁施工方法的文獻較多，而研究槽型梁在運輸過程中受力狀況的文獻鮮見。因此，有必要采用ANSYS有限元實體單元模型[6-7]，對運輸過程中槽型梁的力學性能進行分析，探究其應力特點和位移規(guī)律，以確保施工過程中的安全性[8-10]。

1 工程概況及有限元模型的建立

1.1 工程概況

鄭州市某高架橋為整孔預制后張法預應力混凝土槽型簡支梁，采用DF35/250架橋機、汽車吊及龍門吊架設(shè)，梁上運梁，梁體最大運架質(zhì)量為191 t。其中，梁寬為5.17 m，跨中梁高1.8 m，支點梁高1.94 m，跨中道床板厚0.24 m，折線分布，另一側(cè)呈圓弧線分布，橫截面如圖1所示。

圖1 支座橫截面(單位：mm)Fig.1 Support cross-section(unit:mm)

運梁時，依據(jù)槽型梁的外形特征和技術(shù)要求裝車。裝車時，采用特種橡皮填補前、后轉(zhuǎn)盤和軌道梁底座之間的空隙，防止滑動，同時，也便于確保4個支撐點位于在同一水平面上，運梁車上的橋梁支撐中心與支座中心在同一位置，以保證橋梁運輸過程中受力均勻。

1.2 有限元模型的建立

利用ANSYS有限元軟件，采用梁單元和實體單元，分別建立槽型梁有限元模型。建立實體單元模型時，采用Solid65實體單元模擬梁體混凝土，采用Link8桿單元模擬預應力鋼筋，采用耦合的方式連接預應力鋼筋和混凝土，采取施加初應變的方法模擬預應力效應，采用彈簧單元模擬支座，根據(jù)橡膠支座支撐剛度確定彈簧剛度。橫截面網(wǎng)格劃分如圖2所示，預應力鋼筋大樣如圖3所示，普通鋼筋如圖4所示。

提取2種模型在自重作用下的豎向位移。為保證2種計算模型在截面參數(shù)設(shè)置和截面輸入的一致性，以道床板下緣的豎向位移為研究對象，其截面位置如圖5所示，計算結(jié)果如圖6所示。

從圖6中可以看出：梁單元模型和實體單元模型在自重作用下的最大豎向位移呈對稱形式；2種模型在自重作用下的最大豎向位移差在5%以內(nèi)，保持一致。本研究采用三維實體模型，對槽型梁運梁過程中的局部力學性能進行了精細化有限元模擬分析。

圖2 橫截面網(wǎng)格劃分Fig.2 Cross-section grid

圖3 預應力鋼筋大樣Fig.3 Prestressed steel sample

圖4 普通鋼筋Fig.4 Common reinforcement

圖5 截面位置示意Fig.5 Location of the section

圖6 2種模型自重作用下槽型梁的豎向位移Fig.6 Vertical displacement of two kinds of models under the action of gravity

2 運梁過程中槽型梁力學特性分析

槽型梁由線下的牽引汽車和平板掛車運輸至軌道旁提梁點后，由雙機龍門吊起并吊至運梁小車上，運梁小車沿已架設(shè)完成的槽型梁內(nèi)部軌道馱運梁體至需要架設(shè)的位置。預制槽型梁的拼裝需要運梁小車和架橋機多次協(xié)調(diào)、配合才能完成，它不僅關(guān)系到施工進度，還考驗了已架設(shè)完畢的槽型梁的承載能力?？紤]運梁車在運輸過程中使橋梁發(fā)生振動，本研究將1.2作為運梁車荷載的放大系數(shù)，即該研究中其他所述運梁車荷載均為乘以放大系數(shù)后的荷載。

2.1 運梁過程中槽型抗彎性能研究

在槽型梁運輸過程中，最不利的情況是運梁小車攜梁運行至跨中，危險的狀況是作為運輸軌道的已架設(shè)完畢的槽型梁處于不平衡支撐狀態(tài)，此時，再加上運梁車的荷載，槽型梁的受力狀況將面臨挑戰(zhàn)。對該狀態(tài)下槽型梁道床板下表面中間節(jié)點變形和應力進行了分析，其結(jié)果分別如圖7～9所示和見表1。

圖7 不支撐情況狀態(tài)下的槽型梁整體變形Fig.7 Integral deformation of groove beam under the unbalanced support condition

圖9 不平衡支座端的變形Fig.9 The deformation of the unbalanced end bearing

表1 道床板下表面中間節(jié)點的力學特性Table 1 Mechanical properties of intermediate nodes under the bed board surface

從圖7～9中可以看出，當槽型梁處于不平衡支撐狀態(tài)作為運梁軌道時，梁體整體下凹，變形呈碗狀，不平衡支撐對跨中截面橫向變形的影響較小，對不平衡支座端變形的影響較大，且呈現(xiàn)明顯的傾斜變形。

從表1中可以看出，當運梁車行至跨中時，槽型梁處于不平衡支撐狀態(tài)，道床板下表面的縱向應力與空載時的縱向應力相比雖然減小，但它們?nèi)跃鶠閴簯Α７治龈鹘孛嫣幍牡谝恢鲬芍?，雖然其他截面的第一主應力比較小，但是跨中截面的第一主應力與混凝土的抗拉強度接近。當已架設(shè)完成的槽型梁處于不平衡支撐狀態(tài)時，不能作為運梁軌道；否則，當運梁車行進至跨中時，跨中混凝土將發(fā)生開裂，梁體遭受破壞。

已架設(shè)完成的簡支槽型梁在自重和預應力作用下的豎向位移呈拋物線分布。當有荷載作用在跨中時，跨中梁體的下?lián)衔灰拼笥谄渌孛娴南聯(lián)衔灰?，豎向位移呈對稱的“M”型分布。道床板下表面中間節(jié)點的豎向位移如圖10所示。從圖10中可以看出，當槽型梁處于不平衡支撐狀態(tài)、跨中有運梁荷載作用時，豎向位移雖呈“M”型分布，但已不對稱，支座懸空的一端豎向位移明顯降低。兩支座截面的位移差最大，接近1 mm，梁體的豎向位移整體呈下?lián)蠣顟B(tài)。由于規(guī)范中沒有關(guān)于運梁時撓度的規(guī)定，因此暫認為槽型梁的變形在安全范圍以內(nèi)。

圖10 道床板下表面中間節(jié)點豎向位移Fig.10 The vertical displacement intermediate nodes under the bed board surface

當運梁小車運行至跨中時，處于不平衡支撐狀態(tài)的槽型梁跨中附近梁體的混凝土會出現(xiàn)破壞，跨中截面的受力分布如圖11所示。

從圖11中可以看出，本工程屬于單線分離式槽型梁，運梁時荷載關(guān)于橫向并不對稱，因此，縱向應力的最大值雖出現(xiàn)在道床板下表面，但并不是下表面的中間位置，靠近運梁軌道的梁體縱向應力的最大值僅為-0.79 MPa。

角隅處以上梁體的橫向應力相近，約為0.7 MPa。角隅處的橫向應力偏大，其最大值約為2.3 MPa，未超過混凝土的抗拉強度。受力最大的位置在道床板下表面。由于該模型僅考慮了縱向預應力筋和普通鋼筋，并沒有配置橫向預應力筋，槽型梁承受橫向應力的能力原本就很薄弱，導致最不利的不平衡支撐狀態(tài)下的槽型梁在運梁時出現(xiàn)橫向應力無法抵消的情況。第一主應力的分布狀態(tài)與橫向應力的分布狀態(tài)相近。

在已架設(shè)完成的槽型梁處于不平衡支撐狀態(tài)下，運梁車行進至跨中時，道床板下表面的橫向應力接近于混凝土的極限抗拉強度。為研究跨中截面道床板下表面橫向應力和豎向位移的分布規(guī)律，選取位置為-b/2，-b/4，-b/8，0，b/8，b/4，b/2，橫向跨度b為1.77，分析結(jié)果分別見表2和如圖12,13所示。

圖11 跨中截面應力分布Fig.11 The stress distribution of the mid-span section

表2 跨中截面道床板下表面力學特性Table 2 The mechanical properties of the bed board subsurface at the mid-span

圖12 跨中道床板下緣橫向應力Fig.12 The transverse stress of the bed board subsurface at the mid-span

圖13 跨中道床板下緣豎向位移Fig.13 The vertical displacement of the bed board subsurface at the mid-span

從圖12中可以看出，運梁時跨中截面的橫向應力雖仍呈拋物線分布，但已不對稱。運梁車的車輪荷載在橫向0.3～0.4 m之間，車輪下梁體的橫向應力最大。不平衡支撐運輸時，車輪左、右兩側(cè)0.5 m范圍內(nèi)的橫向應力已超過混凝土的極限抗拉強度。由于槽型梁跨中底寬3.55 m，因此，梁底30%位置的混凝土將出現(xiàn)破壞。

從圖13中可以看出，運梁車車輪下梁體的豎向位移最??；橫向?qū)ΨQ截面的豎向位移差最大，為0.16 mm；結(jié)合支座處道床板中間部位的位移差為1 mm。表明：運梁過程中因荷載不對稱而引起的梁體扭轉(zhuǎn)變形是非常明顯的。

通過分析槽型梁不平衡支撐、運梁車行進至跨中時槽型梁的受力性能，可知縱向應力能滿足要求。由于槽型梁沒有配置橫向預應力筋，導致跨中截面梁底橫向應力過大，引起梁體大范圍內(nèi)破壞。槽型梁在不平衡支撐狀態(tài)下作為運梁軌道時的抗彎性能不能滿足要求。

2.2 運梁過程中槽型梁抗剪性能研究

通過分析運梁車輛荷載作用在槽型梁支座處時的應力，研究其在不平衡支撐狀態(tài)下槽型梁的抗剪性能。以運梁荷載施加在支座脫空一側(cè)作為最不利情況進行分析，其變形情況分別如圖14，15所示。

圖14 跨中截面變形Fig.14 The deformation of the middle section

圖15 不平衡支座端變形Fig.15 The deformation of the void end bearing

從圖14，15中可以看出，當槽型梁處于不平衡支撐狀態(tài)作為運梁軌道時，支座端呈現(xiàn)明顯的傾斜變形。支座截面的剪應力分別如圖16，17 所示。

圖16 平衡支撐時支座截面的剪應力Fig.16 Shear stress of normal support section

圖17 不平衡支撐時支座截面的剪應力Fig.17 Shear stress of the unbalanced support section

從圖16，17中可以看出，平衡支撐時槽型梁支座處的最大剪應力為1.27 MPa；不平衡支撐時槽型梁支座處最大剪應力為1.70 MPa，增加了33.9%；兩者均未超過混凝土的極限抗拉強度。從圖17中可以看出，腹板承受了大部分的剪應力，抗彎驗算時腹板和道床板結(jié)合處的應力比較大，抗剪驗算時結(jié)合處的剪應力最小,這是由于模型中考慮了普通鋼筋，其配置可以提高截面的抗剪能力，且結(jié)合處不僅有箍筋和橫向普通鋼筋，還有沿倒角布置的斜向拉結(jié)鋼筋，也提高了抗剪能力。表明：槽型梁在不平衡支撐狀態(tài)下作為運梁軌道時的抗剪能力可以滿足要求。

3 結(jié)論

本試驗研究了三點支撐運梁時槽型梁的力學性能，得到的結(jié)論為：

1) 運梁過程中，不平衡支撐對跨中截面橫向變形的影響較小，對不平衡支座端變形的影響較大。

2) 運梁過程中，應避免不平衡運輸；否則，當運梁車行進至跨中時，跨中區(qū)域混凝土的橫向應力較大，混凝土將發(fā)生開裂。

3) 運梁過程中，槽型梁處于不平衡支撐狀態(tài)時，不平衡支座處的最大剪應力為1.70 MPa，比平衡支撐狀態(tài)下支座截面的剪應力增加了33.9%。不平衡支撐對截面抗剪性能的影響較大。

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