2×20m連續剛構 -框架墩體系設計研究

肖登平

(鐵道第三勘察設計院集團有限公司橋梁處,天津 300142)

1 概況

某既有線上跨道路立交,斜交角度約為 22.65°。由于斜交角度較小,且受到橋下凈空限制,采用 2×20 m連續剛構 -框架墩結構,即縱梁與框架墩橫梁相交并固接,降低結構高度。主橋橋型布置見圖1。

2 技術標準

(1)線路:雙線Ⅰ級鐵路,線間距 4.4m,主橋平面位于 R=5 500m的曲線上;

(2)設計恒載:結構構件自重按《鐵路橋涵設計基本規范》(TB10002.1—2005)采用;二期恒載按 167.4 kN/m計算;支座不均勻沉降按 3mm考慮;

(3)設計活載:中活載;

(4)設計行車速度:列車最高運行速度 200 km/h;

(5)地震烈度:7度震區(地震動峰值加速度為0.1g),反應譜特征周期值 Tg=0.35 s;

(6)體系溫度根據當地氣候采用 +25℃,-20℃。日照溫差的影響參照《鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范》(TB10002?3—2005)之附錄 B執行;

(7)環境:一般大氣條件下無防護措施的地面結構,環境類別為碳化銹蝕環境 T1、T2級。

環境條件按野外一般條件計算,相對濕度取70%。

3 主橋結構設計

本工點橋梁結構采用連續剛構 -框架墩結構,聯長 2×20.66m,主縱梁和框架墩橫梁固接。結構如圖2、圖3、圖4所示 。

(1)主縱梁為 2-20 m預應力混凝土連續箱梁,梁長 41.32m,采用單箱單室結構,梁高 1.8m,梁面寬12m,頂底板厚 30 cm,腹板由跨中 50 cm至梁端支點105 cm漸變,橫向支座中心距為 4.9m,邊跨支點到梁端 0.55m。根據維修養護的需要,在梁端底板設置0.25m×1.5m的槽口。為減少槽口的應力集中,在槽口設置半徑為 250mm的倒角。梁部腹板外側與底板相交處采用R=20 cm圓弧倒角過渡;懸臂板與腹板相交處采用 R=75 cm園弧倒角過渡。

主縱梁采用單向預應力體系,混凝土強度等級C50。主縱梁中支點截面上緣共布置 6束15-7φ5mm通長鋼束,下緣布置 6束 15-7φ5mm通長鋼束、6束12-7φ5mm短鋼束,兩側腹板布置 12束 17-7φ5mm通長鋼束。縱向預應力鋼束均采用 OVM系列錨具,金屬波紋管成孔,兩端張拉。

(2)框架墩橫梁柱中心距跨度 13m,梁高 2.1m,橫梁與京哈改線正交布置,橫梁高 2.1m,寬 3.2m。

橫梁為實體矩形截面,預應力鋼筋混凝土結構,C50混凝土,橫梁跨中截面上緣共布置 2束 15-7φ5 mm通長鋼束,下緣布置 3束 15-7φ5mm通長鋼束,17束 12-7φ5mm通長鋼束。橫向預應力鋼束均采用OVM系列錨具,金屬波紋管成孔,兩端張拉。

(3)框架墩立柱高 7m;采用矩形截面,截面尺寸2.2m×1.8m,采用鋼筋混凝土結構。

(4)3號墩基礎為樁基礎,每根立柱下采用 5根φ1.25m樁基礎。

(5)支座采用 TGPZ盆式橡膠支座。

(6)線形控制:按預施應力后 60 d鋪設二期恒載,二期恒載上橋后 6個月開始運營計算,恒載 +靜活載的最大豎向變形小于L/1 600,故不設置預拱度。

圖1 全橋布置(單位:cm)

圖2 主縱梁 1/2立面(單位:cm)

4 施工方法

采用支架現澆法施工,先施工基礎、框架墩柱;再澆筑墩柱頂部 2m以內段落、橫梁混凝土,主梁先澆段混凝土,待混凝土達到設計強度,張拉橫梁鋼束;最后澆筑主梁后澆段混凝土,待混凝土達到設計強度,張拉縱梁鋼束。

5 結構計算分析

采用西南交大“橋梁結構分析系統 BSAS4.26”程序,采用結構分離,通過考慮有效寬度折減,不同荷載組合(計算荷載包括恒載、活載、支座不均勻沉降、溫度變化、預加應力、混凝土收縮、徐變影響等)、體系轉換的影響等進行平面結構驗算。同時用 MIDAS空間程序整體結構分析計算進行校核,空間計算模型見圖5。

主梁和框架墩橫梁固接處的強度安全是設計的主要控制因素,因此,對該區域的局部應力和構造措施進行分析和研究。通過建立空間模型,對主梁和框架墩橫梁固接處結構在各種加載工況下做有限元計算。從而為優化結構設計和鋼筋配置提供重要依據。主梁和框架墩橫梁固接區域內的剛臂區域模擬,通過對梁單元模型中主梁剛域內采用約束縱向轉角的主從約束,橫梁剛域內采用約束橫向轉角的主從約束來實現。同時計算考慮剛域和不考慮剛域兩種情況,進行了結果對照,考慮剛域后總體豎向剛度提高了約 3倍。由于考慮剛域效應后,梁單元模型更接近于實際情況,對豎向撓度有分擔的效益,對豎向剛度有提高作用。

框架墩為超靜定結構,基礎的剛度和不均勻沉降非常敏感?；A剛度較大時,主梁、框架墩橫梁設計不安全,墩柱和基礎設計較困難;基礎剛度較小時,主梁、框架墩橫梁設計較困難,墩柱和基礎設計不安全;所以對于結構不同的部位,需根據實際基礎布置采用不同的基礎剛度進行驗算。本結構主梁、框架墩橫梁設計采用 1倍的基礎剛度驗算,墩柱和基礎設計采用 3倍的基礎剛度驗算。

圖4 縱梁跨中截面(單位:cm)

圖5 空間模型

5.1 基礎剛度計算(表1)

采用樁基計算程序 RBCAD,基礎配置 5根 1.25m樁計算。

表1 基礎剛度計算 kN/cm

5.2 空間結構的剛度拆分計算

1倍基礎剛度計算結果見表2。

5.3 結構整體特性計算(表3、表4)

根據振型判斷第四階頻率為豎向基頻,滿足規范要求,20m簡支梁 80/20=4Hz。

表2 主梁與框架墩橫梁固接點剛度 kN/cm

表3 靜活載作用下梁體變形

表4 主梁動力特性

5.4 主縱梁計算分析

(1)采用 Midas軟件,對空間模型和單獨的框架墩和主梁平面模型分別計算縱橫梁結構剛度,實現空間結構的剛度分離;然后采用平面計算程序 BSAS軟件建立平面主梁模型,將橫梁剛度簡化為彈性支撐作用在主梁上,縱橫梁固接節點處增加考慮橫梁的恒載和溫度變化的節點位移,讓固接節點位移協調一致,驗算主梁。

(2)主力作用下,主梁上、下緣的正應力如圖6、圖7所示(Midas計算)。

圖6 主力作用縱梁上緣的正應力(單位:kPa)

圖7 主力作用縱梁下緣的正應力(單位:kPa)

(3)主力 +附加力作用下,主梁上、下緣的正應力如圖8、圖9所示(Midas計算)。

圖8 主力+附加力作用縱梁上緣的正應力(單位:kPa)

圖9 主力+附加力作用縱梁下緣的正應力(單位:kPa)

各種工況下的應力主要計算結果見表5。通過計算結果可以得出,恒荷載(包括結構自重和二期恒荷載)在設計中起到了主導的因素?？v梁的正截面都處于受壓狀態,最大壓應力 13.4MPa。

表5 主梁截面驗算計算結果(BSAS軟件驗算)

5.5 橫梁計算分析

(1)采用平面計算程序 BSAS軟件建立平面框架墩模型,驗算橫梁時,將主梁剛度簡化為彈性支撐作用在橫梁上,同時在橫梁上加載縱橫梁固接節點處的支座反力。

(2)主力作用下,縱梁上、下緣的正應力如圖10、圖11所示(Midas計算)。

圖10 主力作用橫梁上緣的正應力(單位:kPa)

圖11 主力作用橫梁下緣的正應力(單位:kPa)

(3)主力 +附加力作用下,縱梁上、下緣的正應力如圖12、圖13所示(Midas計算)。

圖12 主力+附加力作用橫梁上緣的正應力(單位:kPa)

圖13 主力+附加力作用橫梁下緣的正應力(單位:kPa)

各種工況下的應力主要計算結果見表6。由計算結果可以看出,橫梁的正截面基本上也都是處于受壓的狀態。橫梁與縱梁相交處的局部應力,因采用桿系模型的模擬缺陷計算存在著一定程度上的失真。

表6 橫梁截面驗算計算結果(BSAS軟件驗算)

5.6 框架墩柱計算分析

墩柱設計采用 3倍的基礎剛度,地震荷載作用下按照 B類結構設計,地震放大系數取 1.5,墩柱底截面控制設計,截面驗算采用的控制工況內力如下:順橋向彎矩 My=6171kN?m,橫橋向彎矩 Mx=4206kN? m,軸向力 N=6236kN,剪力 Q=1336kN。按照鋼筋混凝土結構驗算配筋,立柱采用單筋布置,直徑 28mm,間距 10cm。

6 結語

(1)縱梁與框架墩橫梁固接結構,框架墩立柱設計時應保證足夠的柔度,減小縱橫梁的伸縮對框架墩立柱產生過大內力。

(2)橫梁與縱梁相交接的區域,由于桿系模型計算方法的缺陷,應力計算存在著失真的情況。桿系模型在橫梁與縱梁相交的區域應力的計算結果是偏大的,按此應力進行設計偏于安全,實際應力應予以折減。

(3)地基基礎的剛度對框架墩梁、墩柱結構的內力影響很明顯,設計中應準確模擬基礎剛度,同時在結構不同部位驗算時,要采用對應的安全數值去檢算。

(4)主梁與橫梁、橫梁與墩柱連接施工與成橋后體系發生轉換,要求在縱梁與框架墩橫梁固接處、橫梁與墩柱固接處的混凝土分階段澆筑,以符合設計的目的。

[1] 中華人民共和國鐵道部.TB10002.1—2005鐵路橋涵設計基本規范[S].北京:中國鐵道出版社,2005.

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