鐵路橋梁預應力管道摩阻試驗方法及控制

李學斌,侯建軍,馬 林

(1.中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所,北京 100081； 2.中鐵工程設計咨詢集團有限公司橋梁院,北京 100055)

1 概述

目前階段,我國客運專線鐵路和城際鐵路建設正全面開展。從2006年京津城際、鄭西、武廣客運專線鐵路大規模建設開始至今,我國已建成或在建的客運專線鐵路總計有54條。在新建客運專線鐵路線路中,橋梁所占比例較大,部分線路占到了50%以上,如京津城際占90%、京滬高速鐵路占83%,且絕大部分橋梁采用了預應力混凝土簡支梁或連續梁結構形式。在設計混凝土梁的預應力時,按照現行《鐵路橋涵設計規范》[1],需要考慮6項預應力損失,其中預應力筋與管道間的摩擦損失是后張梁最為主要的一項預應力損失。以客運專線鐵路32 m預制簡支箱梁為例,按摩阻系數設計值計算到跨中截面時,管道摩阻導致的預應力損失比例約為15.6%,該部分預應力損失約占全部預應力損失的25.8%；對于大跨度混凝土連續梁,曲線長束的管道摩阻預應力損失更大。以客運專線鐵路(32+48+32) m混凝土連續箱梁為例,按摩阻系數設計值計算到中跨中截面時,管道摩阻導致通長束的預應力損失比例為50%～56%。

另外,客運專線鐵路的線路主要采用無砟軌道結構形式,鋪設無砟軌道對橋梁梁體的徐變上拱要求十分嚴格。為避免后期徐變上拱對軌道平順性產生不利影響,保證運營階段列車行駛的平穩性和安全性,在施工終張拉階段需嚴格控制預應力束張拉力；梁體的預應力度是影響全預應力混凝土梁承載性能的一個關鍵性指標[2],為保證梁體抗裂性能滿足設計要求,需要在施工時準確施加預應力。因此,在箱梁施工階段應嚴格控制預應力管道的定位和成孔工藝,并在終張拉前進行必要的預應力管道摩阻測試,根據管道摩阻系數實測值來調整實際的張拉力,以保證梁體預應力的準確施加,從而保證橋梁施工質量滿足設計要求。

2 試驗原理和測試方法

2.1 試驗原理

預應力管道摩阻損失主要包括預應力束曲線段彎道摩擦影響損失和管道全長位置偏移影響損失兩部分。管道摩阻系數表現為預應力束與管道壁之間的摩擦系數μ和每米管道對其設計位置的偏差系數k。我國《鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范》中提供的預應力管道摩阻損失計算公式為

σL=σcon[1-e-(μθ+kx)]

(1)

式中,θ為從張拉端至計算截面的長度上,鋼束彎起角之和；x為從張拉端至計算截面的管道長度。

當取全部管道長度進行管道摩阻測試時,由式(1)可以得出,被動端的張拉力P2與主動端的張拉力P1之間的關系為

P1-P2=P1[1-e-(μθ+kl)]

(2)

由式(2)可得

P2=P1e-(μθ+kl)

(3)

對式(3)兩邊取對數可得

μθ+kl=-ln(P2/P1)

令C=-ln(P2/P1),可得

μθ+kl-C=0

式中,θ為從主動端至被動端預應力管道全長的曲線空間包角和；l為主動端至被動端預應力管道的全長。試驗時,通過主、被動端安裝的空心式壓力傳感器可以測得P1和P2。通過對梁體n個不同預應力管道的測試,理論上可以得到一系列的方程式,如下

μθ1+kl1-C1=0

μθ2+kl2-C2=0

……

μθn+kln-Cn=0

由于實際測試均存在誤差,上述公式的右邊不會為零,故假設

μθ1+kl1-C1=S1

μθ2+kl2-C2=S2

……

μθn+kln-Cn=Sn

聯立解方程組即可求得μ和k值。

由于μ、k2個參數之間存在耦合關系,不能單獨直接得到[3]。因此,必須測試至少2個不同設計線形的管道才能利用最小二乘法原理計算出摩阻系數值。

從計算的準確性角度考慮,每孔(片)梁盡可能選取較多的不同設計彎曲角度的管道進行摩阻測試,才能使摩阻系數實測值更為接近真實值。

預應力束曲線空間包角的簡化計算可以采用“求和法”、“最大值法”和“綜合法”[4]。“求和法”適用于預應力束計算長度內只有豎彎角度或平彎角度的情況；“最大值法”適用于預應力束計算長度內豎彎和平彎角度都有,但不同時彎起,其中有一者的影響較小,簡化計算時可以忽略的情況；“綜合法”適用于預應力束計算長度內豎彎和平彎角度都有,且在同一區段發生彎起,需要同時考慮豎彎和平彎角度影響的情況。3種簡化計算方法中“綜合法”計算較為合理。“綜合法”計算空間包角θ的常用簡化計算公式有以下2種

(4)

(5)

式中,θVi為空間曲線在豎向圓柱面的展開平面上投影角；θHi為空間曲線在水平面上投影角；i為曲線分段。

以客運專線鐵路32 m和24 m預制簡支箱梁為例,采用公式(4)和(5)計算空間包角θ的相對誤差都小于1%,具體計算結果見表1,故實際工程計算時采用公式(4)或(5)均可。

表1 簡支箱梁空間包角計算比對

2.2 測試方法

關于管道摩阻測試,簡支梁和連續梁的測試方法基本相同。摩阻測試一般都采用單端張拉方式,為保證測試的準確性,張拉端的張拉力應盡可能接近設計值。但由于單端張拉時整個張拉束的伸長量都集中在張拉端,而單個張拉千斤頂的油缸行程有限,所以測試時應根據設計圖上計算伸長量的總和來確定張拉端所用千斤頂的串聯個數。一般情況下,當簡支梁跨度或連續梁測試長度小于40 m時,主動端僅安裝1個張拉千斤頂即可；當簡支梁跨度大于40 m時,主動端需將2個千斤頂串聯后再張拉；當連續梁測試段長度介于40 m和120 m之間時,主動端需將2個千斤頂串聯后進行張拉；當連續梁測試段長度大于120 m時,主動端需將3個千斤頂串聯后進行張拉。試驗時需在被動端也安裝1個張拉千斤頂,起到調直鋼絞線和方便退錨的作用。摩阻測試示意分別見圖1～圖3。

圖1 簡支梁管道摩阻測試示意

圖2 連續梁懸臂施工階段管道摩阻測試示意

圖3 連續梁通長束管道摩阻測試示意

現場摩阻測試時,先通過被動端張拉千斤頂施加一定的張拉力,將預應力鋼束調直,然后再用主動端張拉千斤頂施加測試力,測試力從10%的設計張拉力開始,分8～9級張拉至設計張拉力。測試過程中需記錄每級荷載下主、被動端壓力傳感器的荷載值,張拉千斤頂油缸伸長量或回縮量以及兩端工具夾片的回縮量。

3 錨口+喇叭口摩阻測試方法

我國《鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范》中明確規定：由于預應力筋與錨圈口之間的摩擦及預應力筋在錨下墊板喇叭口處因彎折產生摩擦而引起的應力損失應根據試驗確定[1]。

錨口+喇叭口摩阻損失測試在現場預制的4 m長混凝土試件上進行,測試裝置示意見圖4。試驗采用一端張拉,試驗張拉控制力為預應力鋼絞線的0.8fpk·Ap(Ap為鋼絞線的總面積),測讀內容主要為摩阻損失前、后主被動端壓力傳感器的荷載值,分6～8級來記錄。錨口+喇叭口摩阻損失δ=(F主-F被)/F主。為減小測試誤差,被動端錨下墊板內需安放約束環。

圖4 錨口+喇叭口摩阻測試示意

4 預應力管道成型方式

目前我國新建鐵路混凝土橋梁的上部結構主要采用后張預應力法施工。后張法施工時,梁體預應力管道成型方式主要有3種：橡膠管抽芯成型、預埋金屬波紋管和預埋鐵皮套管。因梁體結構形式和生產工藝的不同,采用的預應力管道成型方式也不同。鐵路連續梁等特殊結構和現澆簡支梁的縱向預應力管道一般采用預埋金屬波紋管成型；預制簡支梁縱向預應力管道主要采用橡膠管抽芯成型,少數也有采用金屬波紋管成型的。鐵路橋梁橫向預應力管道多采用預埋扁平或圓形金屬波紋管成型,豎向預應力管道多采用預埋鐵皮套管成型。預埋塑料波紋管成型方式目前在公路橋梁領域應用較為普遍,但在鐵路橋梁上應用較少。

現階段,我國鐵路橋梁建設大量地采用了預制預應力混凝土簡支梁形式,而預制梁的預應力管道主要是采用橡膠管抽芯成型。橡膠抽拔棒常見的定位方式有以下3種：分別為井字形，圓環形，∩形。具體定位方式見圖5。

圖5 橡膠抽拔棒定位方式示意

3種橡膠抽拔棒的定位方式中,∩形的定位方式最為牢靠,但施工工序相對復雜。目前梁場主要采用井字形定位方式,定位網片的縱向間距一般為50 cm,基本可以保證管道的順直,但需嚴格控制定位網片左右豎筋及上橫筋與橡膠棒的間隙量(宜控制到5 mm以內),并用扎絲將橡膠棒與每個定位網片的支撐鋼筋捆扎牢靠。對于最上一排預應力管道,最好增設軌道筋。這兩種方法的結合使用可有效避免混凝土下落和振搗棒插入振搗時對管道位置的影響。

5 摩阻系數規范值

目前,我國現行各種規范中對預應力管道摩阻系數取值有所不同[1，5，6],具體管道摩阻系數規范值見表2。

3種規范中對橡膠管抽芯成型的管道摩阻系數取值基本相同,而對其他管道類型的摩阻系數取值有所差別,未能形成統一的規范值。

由于塑料波紋管的材料線膨脹系數與混凝土材料線膨脹系數差別較大(相差大約10倍),當溫度變化較大時會出現沿管道方向兩者的變形不一致,可能會導致管道和梁體混凝土相互脫離,從而影響橋梁結構的耐久性。由于缺乏可靠的試驗數據支持,鐵路橋梁設計規范中未給出塑料波紋管的管道摩阻系數值。因此,鐵路橋梁上部結構設計時基本不采用塑料波紋管成型方式。

表2 管道摩阻系數規范值

6 測試數據統計和分析

近5年時間內,鐵科院對37條客運專線鐵路中172個梁場的622孔32、24 m簡支箱梁和34條客貨共線鐵路中60個梁場的98片32、24 m簡支T梁進行了預應力管道摩阻測試,測試結果分類統計如下,分別見圖6～圖12。

圖6 時速350 km 32 m簡支箱梁(橡膠抽拔棒)摩阻系數統計

圖7 時速350 km 32 m簡支箱梁(金屬波紋管)摩阻系數統計

圖8 時速350 km 24 m簡支箱梁摩阻系數統計

圖9 時速300 km 32 m簡支箱梁摩阻系數統計

圖10 時速250 km 32 m簡支箱梁摩阻系數統計

圖11 時速200 km 32 m簡支T梁摩阻系數統計

圖12 時速160 km 32 m簡支T梁摩阻系數統計

通過對管道摩阻測試結果的分類統計分析(表3)：目前客運專線鐵路32、24 m預制簡支箱梁預應力管道采用橡膠管抽芯成型方式時,實測下來的管道摩阻系數普遍都大于設計值,能夠做到接近設計值或小于設計值的梁場也就10%左右。采用橡膠棒這種定位方式,大部分箱梁梁場做的不是很到位,施工工藝不夠精細；而采用金屬波紋管成型管道方式的預制箱梁或現澆箱梁的管道摩阻系數實測值基本都比設計值小,能夠滿足設計要求。

表3 管道摩阻測試結果分析

金屬波紋管成型預應力管道時的摩阻系數相對比較穩定,但前提是灌注混凝土時需采取有效措施保證管道內不漏漿。采用金屬波紋管,每孔箱梁的施工成本要比采用能反復使用的橡膠棒方式略高一些,這也是目前大多數梁場施工時不采用金屬波紋管的主要原因。

從預制簡支T梁統計結果看,摩阻實測值能夠接近或小于設計值的梁場接近測試總數的一半。簡支T梁腹板比較薄,且腹板部分的預應力管道橫向只有一個,同時T梁預應力管道只有豎彎角度,而無平彎角度,相對來說簡支T梁采用橡膠棒方式定位要比簡支箱梁容易一些。

從測試結果可以看出,對于橡膠棒定位這種方式,實測管道摩阻系數的離散性比較大,有其不穩定的特點。用橡膠棒成型預應力管道方式容易受施工階段各種因素的影響,如橡膠棒定位網片定位位置的準確程度和橡膠棒與定位網片固定方式的精細程度,以及灌注完混凝土后橡膠棒的抽拔時間掌握程度都有較大關系。當這些細節沒有做到位時,就容易導致實測管道摩阻系數比設計值偏大。

本文實測數據中,有少數箱梁出現實測摩阻值比設計偏大較多的情況,按實測摩阻系數換算到跨中截面時,預應力損失比設計偏大10%以上,導致實際張拉應力超過了設計可調整的最大張拉應力,最后只能采取在原有根數的基礎上增加預應力筋數量的方法來保證梁體預應力達到設計要求。另外,也有個別簡支梁出現降級使用的情況。

管道摩阻總的偏大程度受管道偏差系數k的影響要比管道摩擦系數μ的影響明顯。從各種梁型的統計數據看,實測管道偏差系數k的離散性相對比較大。實測管道偏差系數比設計偏差系數偏大較多的梁,相應換算到跨中時的梁體摩阻偏大也較多。因此,預應力混凝土梁的管道定位控制十分重要。

7 預應力施工中常見問題

對于預應力混凝土簡支梁,預應力張拉是施工過程中的關鍵工序。施工過程中常見的問題有以下幾個方面。

(1)張拉控制荷載與伸長量的問題。施工技術指南規定的鋼絞線實測伸長量和計算伸長量允許偏差是±6%[7],實際施工時經常出現超差現象,主要原因如下。

①計算時采用的單根鋼絞線彈性模量通常要高于多根鋼絞線編成束后的彈性模量,會導致計算值偏小。

②測量方法不正確,尤其是經過初張拉后再進行終張拉的預應力束,計入或扣除的回縮量出現錯誤；另外,從工作錨至工具錨之間鋼絞線自由長度的伸長量需從實測值中扣除。

③梁體不同彎曲角度的各個管道的摩阻值并不相同,實測給出的平均管道摩阻系數和管道偏差系數是對梁整體結構的綜合參數,不同的管道會有偏差；另外,不同施工階段管道成型控制的偏差也會帶來影響。

(2)預應力束張拉速度的控制沒有約束,目前的張拉速度普遍偏快。張拉速度控制以預應力筋的應力增量不超過200 MPa/min比較合適。以常用的32 m預制簡支梁為例,終張拉時間宜控制在6～8 min。

(3)兩端對稱張拉時同步伸長的問題。通過采用先進的自動張拉設備來保證兩端伸長量的同步,以滿足技術條件中(Δl大-Δl小)/(Δl大+Δl小)≤5%的要求。

(4)超張拉和錨固靜停時間的問題。超張拉是針對弗式錨和普通松弛預應力筋而制定的要求,現有鐵路橋梁采用的均為低松弛預應力鋼絞線,如果進行了超張拉,將放松不到設計控制荷載,故不允許超張拉。《高速鐵路橋涵工程施工技術指南》要求的靜停時間為5 min[7],但此規定當時也是針對普通松弛預應力筋而提出的,對于低松弛預應力鋼絞線,相對合理的靜停時間宜為2 min,該時間可以讓同一束內各根鋼絞線的應力變化均勻。

8 結論

(1)預應力梁管道摩阻系數實測值是通過對多個預應力管道的測試而求得的一個平均效果值,并不是每個管道自身真實的摩阻系數,所以取用這個平均的摩阻系數對單個管道計算伸長量時,會和該管道的實測伸長量產生一定誤差。在測試的多個預應力管道中,如某個管道實測的P2/P1與設計的P2/P1相差最大,即該管道的真實摩阻系數與平均值偏差也最大,采用平均值計算出來的伸長量與實測伸長量的相對誤差也會最大,有可能會超出規范允許的偏差范圍。

(2)對于預應力混凝土簡支梁,采用橡膠管抽芯成型預應力管道時,影響因素比較多,摩阻系數的離散性比較大,施工時需嚴格控制定位和成孔工藝；采用金屬波紋管成型預應力管道時,摩阻系數相對比較穩定,一般情況下可小于設計值,但施工時需采取有效措施避免管道內漏漿。

(3)當現澆簡支梁或連續梁的預應力管道設計為金屬波紋管成型時,管道摩阻系數設計值建議統一取用鐵路規范中規定值的上限值,這樣可以為后續依據實測摩阻系數調整張拉應力時留下較大的應力富余量。

(4)從大量的實測數據統計分析看,客運專線鐵路的多數制梁場在預應力管道施工方面的精細化程度還不夠,主要表現在預應力管道初始定位不準確、橡膠棒和定位網片之間固定不牢靠,這些因素均會使預應力管道的實際位置和設計位置產生較大偏差,從而導致預應力管道的線形和平順性較差。當灌注完梁體混凝土后,如在靜停較短的時間后即抽拔橡膠棒,由于管道內壁的水泥還沒有完全硬化,此時橡膠棒的抽出必將會增大管道內壁的粗糙度,即增大了管道摩擦系數,嚴重的會出現塌孔或縮頸的情況,所以應合理掌握橡膠棒的抽拔時機,不宜早拔。這兩方面的施工細節如注意不到,最終會導致預應力管道摩阻偏大。當摩阻偏大不多時,可以通過提高預應力束張拉控制應力來達到梁體設計的應力水平；但偏大較多時,就需要通過增加預應力筋的數量來保證梁體預應力滿足設計要求或將梁型降級使用。

(5)鐵路橋梁施工單位應對預應力管道定位控制的重要性引起足夠重視,并采取有效措施切實加強預應力管道施工控制。

[1] 中華人民共和國鐵道部.TB 10002.3—2005 鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范[S].北京：中國鐵道出版社,2005．

[2] 鄧運清.秦沈客運專線整孔箱梁的質量控制因素[J].鐵道標準設計,2001(9)：23-25.

[3] 鐘 銘,李文會,袁長卿.曲線梁橋預應力束摩阻損失計算[J].石家莊鐵道學院學報,1998(12):48-53.

[4] 梁甜甜,向中富,汴明智,陳明.曲線預應力摩阻損失試驗研究[J].重慶交通大學學報,2008(11):871-874.

[5] 中華人民共和國交通部.JTG D62—2004 公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范[S].北京：人民交通出版社,2004．

[6] 中華人民共和國建設部.GB 50010—2002 混凝土結構設計規范[S].北京：中國建筑工業出版社,2002．

[7] 中華人民共和國鐵道部.鐵建設[2010]241號 高速鐵路橋涵工程施工技術指南[S].北京：中國鐵道出版社,2011.