胡 豪 施 洲

(1.中鐵工程設(shè)計(jì)咨詢集團(tuán)有限公司，北京 100055；2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，成都 610031)

引言

混凝土收縮徐變會(huì)影響大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋的內(nèi)力和變形狀態(tài)，從而影響行車(chē)性能，高速鐵路橋梁上這種影響尤為明顯[1-3]。預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋作為一種典型的大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋，近年來(lái)在高速鐵路上應(yīng)用較多，且多采用無(wú)砟軌道，其收縮徐變效應(yīng)問(wèn)題對(duì)結(jié)構(gòu)影響較大[4-6]。

胡狄等通過(guò)試驗(yàn)分析多種因素對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋收縮徐變的影響，并提出考慮配筋影響的收縮徐變計(jì)算方法[7]；喬健等對(duì)三座不同結(jié)構(gòu)形式的鐵路大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋受力和變形的影響進(jìn)行分析[8]，提出控制梁部上下緣恒載應(yīng)力水平接近等措施；薛宇光比較幾種常用收縮徐變計(jì)算模型的優(yōu)缺點(diǎn)，然后選取不同收縮徐變計(jì)算模型分析某鐵路大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋的收縮徐變效應(yīng)[9]；李恩良比較不同規(guī)范中規(guī)定的收縮徐變計(jì)算模型，認(rèn)為鐵路規(guī)范中收縮徐變計(jì)算模型偏保守[10-11]；曾慶響應(yīng)用數(shù)值模擬的方法研究了不同收縮徐變模型對(duì)大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋的受力和變形影響差異，并定量分析了齡期、環(huán)境濕度、混凝土強(qiáng)度等因素對(duì)混凝土收縮系數(shù)和徐變系數(shù)的影響規(guī)律[12]；王琦等分別針對(duì)不同的高速鐵路矮塔斜拉橋，研究了收縮徐變對(duì)結(jié)構(gòu)工后變形的影響和控制措施[13-14]；張欣欣等針對(duì)池黃高鐵太平湖特大橋主橋，探究三塔矮塔斜拉橋斜拉索二次張拉技術(shù)對(duì)收縮徐變效應(yīng)的影響[15-16]；盧明輝等研究收縮徐變效應(yīng)對(duì)高鐵大跨矮塔斜拉橋施工控制過(guò)程中的影響[17-18]。

目前，對(duì)高速鐵路預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋的收縮徐變問(wèn)題研究，主要集中在收縮徐變的計(jì)算方法、收縮徐變對(duì)結(jié)構(gòu)后期變形和施工控制過(guò)程中的線形控制的影響等方面，針對(duì)其運(yùn)營(yíng)階段收縮徐變效應(yīng)規(guī)律分析的研究相對(duì)較少。

預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋的收縮徐變效應(yīng)相對(duì)復(fù)雜，后期結(jié)構(gòu)變形控制難度較大，且高速鐵路無(wú)砟軌道橋梁運(yùn)營(yíng)期間的變形要求高。因此，設(shè)計(jì)階段應(yīng)重視結(jié)構(gòu)運(yùn)營(yíng)階段收縮徐變效應(yīng)分析。以新建京沈高鐵潮白河特大橋主橋?yàn)槔齕19]，借助有限元方法，詳細(xì)分析收縮徐變對(duì)結(jié)構(gòu)變形和受力的影響規(guī)律，以期為后續(xù)同類(lèi)橋梁結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)研究提供參考。

1 工程概況

北京—沈陽(yáng)高速鐵路設(shè)計(jì)速度300 km/h，上跨懷河和京承高速公路時(shí)，采用跨度為(65+85+178+93)m的預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋，橋上鋪設(shè)CRST Ⅲ型板式無(wú)砟軌道，主橋總體布置見(jiàn)圖1。采用塔梁固結(jié)、梁墩分離的連續(xù)梁體系，141號(hào)墩頂設(shè)置縱向固定支座，其余墩頂設(shè)置縱向活動(dòng)支座。141號(hào)、142號(hào)墩與主梁間各設(shè)置4套黏滯阻尼器，以提高主橋的抗震安全性。

圖1 主橋總體布置(單位：m)

主梁為預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，材料為C55混凝土，梁高按二次拋物線形變化，主塔支點(diǎn)處梁高9.5 m，邊支點(diǎn)、輔助墩頂和中跨跨中梁高5.5 m。箱梁頂寬13.8 m，底寬11.3 m。箱梁中心線上設(shè)置1道中腹板，形成單箱雙室截面，索梁錨固點(diǎn)梁部頂板處設(shè)置高1.9 m、寬0.5 m的矩形橫梁，斜拉索錨固于外腹板外側(cè)的橫梁懸臂端錨固塊上。主梁關(guān)鍵截面構(gòu)造見(jiàn)圖2、圖3。全橋在支點(diǎn)和主跨跨中位置處設(shè)置6道橫隔板，其余位置均不設(shè)置橫隔板，以減輕箱梁自重。

圖2 主梁關(guān)鍵截面構(gòu)造(單位：m)

主塔為雙柱式混凝土橋塔，塔高28 m，主梁頂面2 m以下的塔柱采用C55混凝土，與主梁澆筑一體，其余部分塔柱采用C50混凝土，雙柱間無(wú)橫梁連接，見(jiàn)圖3。塔柱采用帶圓倒角的實(shí)體矩形截面，順橋向?qū)?.5 m，橫橋向?qū)?.0 m。主塔下橋墩為圓端形實(shí)心橋墩，采用C45混凝土，141號(hào)墩高18.5 m，142號(hào)墩高11.5 m?；A(chǔ)均為鉆孔灌注樁基礎(chǔ)，主墩基礎(chǔ)樁徑為2 m，邊墩和輔助墩基礎(chǔ)樁徑為1.5 m。

圖3 主塔墩構(gòu)造(單位：m)

斜拉索橫向布置為雙索面形式，立面布置為扇形形式，斜拉索錨固于塔柱上段1/3高度范圍內(nèi)，塔上索距為1.1 m，梁上索距為8 m。斜拉索通過(guò)索鞍構(gòu)造在橋塔上連續(xù)通過(guò)，兩側(cè)對(duì)稱(chēng)錨固于梁體，索體采用環(huán)氧樹(shù)脂鋼絞線，規(guī)格為55-7φ5 mm和61-7φ5 mm兩種。每個(gè)主塔設(shè)置8對(duì)斜拉索，全橋共16對(duì)斜拉索。

2 計(jì)算模型

采用Midas Civil 建立全橋有限元模型，主梁、橋墩和橋塔等構(gòu)件采用梁?jiǎn)卧M，斜拉索采用索單元模擬，樁基礎(chǔ)剛度采用剛度矩陣模擬，共計(jì)245個(gè)梁?jiǎn)卧?4個(gè)索單元，見(jiàn)圖4。收縮徐變理論計(jì)算模型依據(jù)TB10092—2017《鐵路橋涵混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中相關(guān)條文執(zhí)行，環(huán)境濕度取55%，加載齡期按3 d考慮。

圖4 全橋有限元模型

施工階段按有索跨分節(jié)段懸臂現(xiàn)澆施工、無(wú)索邊跨滿堂支架現(xiàn)澆施工的設(shè)計(jì)步驟模擬，其中，終張拉斜拉索60d后鋪設(shè)無(wú)砟軌道，取運(yùn)營(yíng)3個(gè)月、6個(gè)月、1年、3年、5年、10年、20年和30年等8個(gè)階段，并分析收縮徐變對(duì)這8個(gè)階段結(jié)構(gòu)變形和內(nèi)力的影響。

3 運(yùn)營(yíng)階段收縮徐變效應(yīng)分析

3.1 收縮徐變對(duì)結(jié)構(gòu)變形的影響

收縮徐變對(duì)矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)變形的影響主要體現(xiàn)在主梁、橋塔和斜拉索等三大主要構(gòu)件的變形上。因斜拉索兩端分別錨固在主梁和橋塔上，這里主要分析收縮徐變對(duì)主梁和橋塔變形的影響。

(1)收縮徐變對(duì)主梁變形的影響

以成橋時(shí)主梁線形為基準(zhǔn)，在混凝土的收縮徐變作用下，主梁不同運(yùn)營(yíng)階段的豎向撓度見(jiàn)圖5(主梁撓度向下為負(fù)，反之為正)，收縮徐變引起的第一至四跨跨中豎向撓度隨時(shí)間的變化規(guī)律見(jiàn)圖6。

圖5 收縮徐變引起的主梁豎向撓度

圖6 收縮徐變引起的主梁各跨跨中豎向撓度

由圖5、圖6可知，運(yùn)營(yíng)期間，收縮徐變引起第一跨和第三跨下?lián)?，最大豎向撓度分別為-2.17 mm和-11.14 mm；第二跨和第四跨上拱，最大豎向撓度分別為2.09 mm和1.14 mm。收縮徐變引起的主梁豎向撓度沿跨度方向總體呈光滑曲線分布，不存在變形突變點(diǎn)，距離支撐點(diǎn)越遠(yuǎn)的主梁截面撓度越大；隨著時(shí)間的增加，收縮徐變引起主梁豎向撓度變化的速率越來(lái)越慢，收縮徐變效應(yīng)逐漸減弱，運(yùn)營(yíng)3年后，約80%的主梁豎向撓度已經(jīng)發(fā)生，運(yùn)營(yíng)5年后，主梁的豎向撓度趨于不變。

(2)收縮徐變對(duì)橋塔變形的影響

以成橋時(shí)主塔線形為基準(zhǔn)，在混凝土的收縮徐變作用下，主塔塔柱不同運(yùn)營(yíng)階段的縱橋向位移見(jiàn)圖7(a)(主塔向大里程側(cè)位移為正，反之為負(fù))?？紤]到本橋結(jié)構(gòu)體系為塔梁固結(jié)、梁墩分離的連續(xù)梁體系，大里程側(cè)橋塔處主梁設(shè)置活動(dòng)支座，收縮徐變引起主梁縱橋向壓縮位移，帶動(dòng)塔柱縱橋向位移。若剔除該效應(yīng)，主塔柱的縱橋向位移見(jiàn)圖7(b)，收縮徐變引起的塔頂縱橋向位移隨時(shí)間的變化規(guī)律見(jiàn)圖8。由圖8可知，運(yùn)營(yíng)期間，收縮徐變引起塔頂向主跨跨中位移，小里程側(cè)塔頂最大縱向位移為2.33 mm，大里程側(cè)塔頂最大縱向位移為-2.08 mm，且塔柱由低到高位移逐漸增大；隨著時(shí)間的增加，收縮徐變引起塔頂位移的變化速率越來(lái)越慢，收縮徐變效應(yīng)逐步減弱；運(yùn)營(yíng)3年后，約80%的塔柱的縱橋向位移已經(jīng)發(fā)生；運(yùn)營(yíng)5年后，塔柱的縱橋向位移趨于不變，收縮徐變幾乎停止。

圖7 收縮徐變引起的主塔柱縱橋向位移

圖8 收縮徐變引起的塔頂縱橋向位移

3.2 收縮徐變對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響

(1)收縮徐變對(duì)主梁截面應(yīng)力的影響

以成橋時(shí)主梁截面應(yīng)力為基準(zhǔn)，在混凝土收縮徐變作用下，不同運(yùn)營(yíng)階段，主梁截面的上緣應(yīng)力變化見(jiàn)圖9(a)，主梁截面的下緣應(yīng)力變化量見(jiàn)圖9(b)(截面應(yīng)力受拉為正，受壓為負(fù)，應(yīng)力變化量為末值減初值)。鐵路預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋常規(guī)設(shè)計(jì)時(shí)，主梁一般按照全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件設(shè)計(jì)，即運(yùn)營(yíng)期間主梁各截面全截面受壓。由圖9可知，運(yùn)營(yíng)期間，收縮徐變引起第一跨主梁跨中附近截面上緣應(yīng)力變化很小，截面下緣壓應(yīng)力減??；140號(hào)墩墩頂附近主梁截面上緣壓應(yīng)力減小，截面下緣壓應(yīng)力幾乎不變；141和142號(hào)墩墩頂主梁截面上緣壓應(yīng)力減小，截面下緣壓應(yīng)力增大；主跨跨中附近主梁截面上緣壓應(yīng)力增大，截面下緣壓應(yīng)力減?。浑S著時(shí)間的增加，收縮徐變引起主梁截面上、下緣應(yīng)力的變化速率越來(lái)越慢，收縮徐變效應(yīng)漸漸減弱；運(yùn)營(yíng)3年后，約80%的主梁截面應(yīng)力變化已經(jīng)發(fā)生；運(yùn)營(yíng)5年后，主梁截面上、下緣的壓應(yīng)力趨于不變。

圖9 收縮徐變引起的主梁截面上下緣應(yīng)力變化量

(2)收縮徐變對(duì)塔柱截面應(yīng)力的影響

以成橋時(shí)主塔塔柱截面應(yīng)力為基準(zhǔn)，不同運(yùn)營(yíng)階段，在混凝土的收縮徐變作用下，主塔柱截面應(yīng)力變化見(jiàn)圖10。由圖10可知，運(yùn)營(yíng)期間，收縮徐變引起塔柱截面壓應(yīng)力逐漸減??；隨著時(shí)間的增加，收縮徐變引起塔柱截面壓應(yīng)力減小的速率越來(lái)越慢，收縮徐變效應(yīng)減弱；運(yùn)營(yíng)3年后，約80%的塔柱截面應(yīng)力變化已經(jīng)發(fā)生；運(yùn)營(yíng)5年后，塔柱壓應(yīng)力趨于不變，收縮徐變幾乎停止?；炷两Y(jié)構(gòu)壓應(yīng)力越大，徐變效應(yīng)越大[20]，一般情況下，收縮徐變引起塔柱截面應(yīng)力變化量從上到下逐漸增大；混凝土強(qiáng)度等級(jí)越高，相同壓應(yīng)力水平下徐變?cè)叫?，塔柱最下端? m段為C55混凝土，其余部分塔柱為C50混凝土。因此，該處收縮徐變引起的應(yīng)力變化量相對(duì)較小。

圖10 收縮徐變引起的主塔塔柱截面應(yīng)力變化量

(3)收縮徐變對(duì)斜拉索索力的影響

以成橋時(shí)斜拉索索力為基準(zhǔn)，在混凝土收縮徐變作用下，不同運(yùn)營(yíng)階段斜拉索索力變化量見(jiàn)圖11(斜拉索索力受拉為正，反之為負(fù)，索力變化量為末值減初值)。由圖11可知，運(yùn)營(yíng)期間，收縮徐變引起斜拉索索力逐漸減小；隨著時(shí)間的增加，收縮徐變引起斜拉索索力減小的速率越來(lái)越慢，收縮徐變效應(yīng)減弱；運(yùn)營(yíng)3年后，約80%的斜拉索索力變化已經(jīng)發(fā)生；運(yùn)營(yíng)5年后，斜拉索索力趨于不變。

圖11 收縮徐變引起的斜拉索索力變化量

4 非對(duì)稱(chēng)施工對(duì)結(jié)構(gòu)收縮徐變的影響

受施工現(xiàn)場(chǎng)大里程側(cè)高壓輸電塔拆遷等因素影響，潮白河特大橋主橋?qū)嶋H施工時(shí)，142號(hào)墩側(cè)的主梁懸臂施工進(jìn)度141號(hào)墩側(cè)的主梁懸臂施工進(jìn)度滯后約半年，存在非對(duì)稱(chēng)施工問(wèn)題?？衫糜?jì)算軟件中的荷載功能模擬這種非對(duì)稱(chēng)施工過(guò)程，并分析其對(duì)運(yùn)營(yíng)階段結(jié)構(gòu)收縮徐變變形的影響。

4.1 對(duì)主梁收縮徐變的影響

以成橋時(shí)主梁線形為基準(zhǔn)，在混凝土的收縮徐變作用下，不同運(yùn)營(yíng)階段的主梁豎向撓度見(jiàn)圖12。

圖12 收縮徐變引起的主梁豎向撓度

由圖12可知，運(yùn)營(yíng)期間，收縮徐變作用下，早期第三跨主梁有上拱的趨勢(shì)，第四跨主梁有下?lián)?，后期第一跨和第三跨主梁下?lián)?，最大豎向撓度分別為2.16 mm和8.68 mm；第二跨和第四跨主梁上拱，最大豎向撓度分別為1.84 mm和0.61 mm。相較于原設(shè)計(jì)，收縮徐變引起的運(yùn)營(yíng)階段主梁豎向撓度有所減小，其中主跨(第三跨)主梁豎向撓度減小22.1%，對(duì)后期運(yùn)營(yíng)無(wú)不利影響。

4.2 對(duì)橋塔收縮徐變的影響

以成橋時(shí)主塔線形為基準(zhǔn)，并剔除結(jié)構(gòu)支承體系帶來(lái)的大里程側(cè)橋塔塔柱縱橋向位移，在混凝土的收縮徐變作用下，不同運(yùn)營(yíng)階段的主塔塔柱縱橋向位移見(jiàn)圖13。由圖13可知，運(yùn)營(yíng)期間，收縮徐變引起塔頂向主跨跨中位移，小里程側(cè)塔頂最大縱向位移1.79 mm，大里程側(cè)塔頂最大縱向位移1.61 mm，且塔柱由低到高位移逐漸增大；相較于原設(shè)計(jì)，收縮徐變引起的運(yùn)營(yíng)階段塔柱縱橋向位移有所減小，其中小里程和大里程橋塔塔頂縱橋向位移分別減小23.2%和22.6%，對(duì)后期運(yùn)營(yíng)無(wú)不利影響。

圖13 收縮徐變引起的主塔柱縱橋向位移

5 結(jié)論

針對(duì)京沈高鐵潮白河特大橋主橋，運(yùn)用有限元方法分析了運(yùn)營(yíng)階段高速鐵路預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋的收縮徐變效應(yīng)，得到以下結(jié)論。

(1)收縮徐變作用下，主跨主梁下?lián)?，有斜拉索錨固的邊跨主梁上拱，無(wú)斜拉索錨固的邊跨主梁下?lián)?，橋塔向主跨跨中變形的趨?shì)，運(yùn)營(yíng)3年后，約80%的結(jié)構(gòu)變形已經(jīng)發(fā)生，5年后趨于不變。

(2)收縮徐變作用下，主塔處主梁上緣壓應(yīng)力減小，下緣壓應(yīng)力增大，主跨跨中處主梁上緣壓應(yīng)力增大，下緣壓應(yīng)力減小，運(yùn)營(yíng)3年后，約80%的主梁截面應(yīng)力變化已經(jīng)發(fā)生，5年后趨于不變。

(3)收縮徐變作用下，主塔塔柱和斜拉索的內(nèi)力均減小，運(yùn)營(yíng)3年后，約80%的主塔塔柱和斜拉索內(nèi)力變化已經(jīng)發(fā)生，運(yùn)營(yíng)5年后，主塔塔柱和斜拉索內(nèi)力趨于不變。

(4)收縮徐變對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)的變形和受力影響呈現(xiàn)出早期大、后期小和早期變化快、后期變化慢的規(guī)律。運(yùn)營(yíng)3年后，約80%的結(jié)構(gòu)變形和受力變化已經(jīng)發(fā)生，運(yùn)營(yíng)5年后，收縮徐變對(duì)結(jié)構(gòu)變形和受力的影響已很小，故常規(guī)設(shè)計(jì)中，計(jì)算成橋后5年的收縮徐變效應(yīng)即可。

(5)相較于原設(shè)計(jì)，非對(duì)稱(chēng)施工時(shí)，運(yùn)營(yíng)階段結(jié)構(gòu)收縮徐變變形有所減小，主跨主梁跨中豎向撓度減小22.1%，小里程和大里程橋塔塔頂縱橋向位移分別減小23.2%和22.6%，對(duì)后期運(yùn)營(yíng)無(wú)不利影響。