不同跨徑高鐵連續梁橋懸臂施工線形分析研究

楊耀，方淑君，段傳武，余豪

(中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075)

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不同跨徑高鐵連續梁橋懸臂施工線形分析研究

楊耀，方淑君，段傳武，余豪

(中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075)

結合高速鐵路中主跨64，80和100 m的3種常見連續梁橋，基于Midas/civil軟件平臺，采用數值分析方法計算分析了懸臂施工過程不同工況下梁體的變形規律，并與施工過程中的實測值進行對比。研究結果表明：高速鐵路連續梁橋剛度較大，活載引起的最大撓度較小，一般在5-15 mm范圍；3種跨度連續梁橋的最大施工預拱度在20-30 mm范圍，且方向向下；連續梁橋邊跨合攏后，邊跨向上變形，中跨向下變形；連續梁橋中跨合攏后，邊跨向下變形，中跨向上變形；受混凝土收縮徐變的影響，連續梁橋的中跨出現微小的上撓，邊跨受影響較小；施工過程中梁體變形實測值與理論值吻合較好，有限元結果能很好地反映梁體變形的實際情況。

高速鐵路；連續梁橋；懸臂施工；線形；數值分析

隨著鐵路工程建設的發展，鐵道專項工程的信息化成為現在和將來的發展趨勢，鐵路信息化是鐵路現代化的主要標志，其重要目的是將信息技術廣泛應用于鐵路生產經營的各項活動中，改造這一傳統產業，提高鐵路運輸生產率和競爭力[1]。連續梁橋線形監控信息化旨在充分利用信息化手段，規范連續梁線形監控量測工作，加強偏差超限控制，實現連續梁線形監控量測信息化，但在此過程中存在一系列有待解決的問題，設計人員對實測數據的分析有限，現場技術人員對梁體變形規律的認知不夠等。為了更好推進連續梁橋線形監控信息化，提升設計人員和現場技術人員對連續梁線形變化規律的認知度，不同跨徑連續梁橋施工過程中線形變化規律的研究和理論結果具有重要的現實意義。依托于高速鐵路中的(40+64+40)m、(48+80+48)m 和(60+100+60)m 3種常見跨度連續梁橋，分別建立Midas有限元模型，結合2座(60+100+60)m連續梁橋的實測數據，從活載撓度、施工預拱度、合攏工況撓度變化和收縮徐變撓度變化4個方面探討施工過程中梁體線形的變化規律。

1　工程概況

高速鐵路(40+64+40) m連續梁橋，中支點截面中心線處梁高6.035 m，跨中10 m直線段及邊跨13.75 m直線段截面中心線處梁高3.035 m；高速鐵路(48+80+48) m連續梁橋，中支點截面中心線處梁高6.635 m，跨中9m直線段及邊跨13.25 m直線段截面中心線處梁高3.835 m；高速鐵路(60+100+60) m連續梁橋，中支點截面中心線處梁高7.835 m，跨中10 m直線段及邊跨15.75 m直線段截面中心線處梁高4.835 m；梁底下緣按二次拋物線變化，邊支座中心線至梁端0.75 m，橋梁寬度為12.6 m，底板寬度6.7 m。

2　梁體變形有限元結果分析

2.1有限元模型

參照時速350 km/h客運專線鐵路無砟軌道現澆預應力混凝土連續梁設計圖紙，建立3座連續梁橋的有限元模型，如圖1所示。模擬施工過程考慮的因素有:結構自重、張拉預應力、收縮徐變、溫度變化、臨時支撐體系、體系的轉換及施工荷載等[2]。連續梁橋采用梁單元來模擬，單元劃分考慮到施工節段、變截面、支座等因素；本模型的邊界條件采用一般支承+彈性連接模擬；梁段濕重和掛籃自重均采用集中力+集中力偶模擬。

(a)(40+64+40) m連續梁橋；(b)(48+80+48)m 連續梁橋；(c)(60+100+60)m 連續梁橋圖1　連續梁橋有限元模型Fig.1 FEM of continuous girder bridges

2.2活載撓度結果

列車豎向靜活載采用ZK活載，ZK標準活載如圖2所示。

圖2　ZK標準活載Fig.2 ZK standard live load

圖3為(40+64+40) m連續梁橋、(48+80+48) m連續梁橋、(60+100+60) m連續梁橋活載撓度圖[3]。

(a)(40+64+40) m連續梁橋；(b)(48+80+48) m 連續梁橋；(c)(60+100+60) m 連續梁橋圖3　連續梁橋活載撓度Fig.3 Live-load deflection of continuous girder bridges

由連續梁橋活載撓度圖可知，邊跨活載撓度遠小于中跨活載撓度，這也是很多學者認為邊跨設置預拱度時可以不考慮活載的原因。根據Midas活載分析的數值結果，就活載撓度最大值而言，在高鐵活載影響下，64 m跨連續梁橋邊跨下撓1.83 mm，中跨下撓6.32 mm，中跨撓度是邊跨撓度的3.45倍，中跨撓度是跨徑的1/10 126；80 m跨連續梁橋邊跨下撓2.13 mm，中跨下撓9.60 mm，中跨撓度是邊跨撓度的4.5倍，中跨撓度是跨徑的1/8 333；100 m跨連續梁橋邊跨下撓2.74 mm，中跨下撓12.94 mm，中跨撓度是邊跨撓度的4.72倍，中跨撓度是跨徑的1/7 728；故高速鐵路三跨連續梁橋中跨活載撓度約是邊跨活載撓度的3～5倍，約是跨徑的1/10 000～1/7 500。上述3種跨度連續梁橋的最大活載撓度分別為6.32，9.60和12.94 mm，相比于公路橋梁，活載撓度較小，說明高速鐵路連續梁橋的剛度較大，這是由于在設計時箱梁截面尺寸取值較大，并且預應力鋼束設置較多，通過橋梁博士軟件估束功能分析，高鐵連續梁橋預應力鋼束設置數量約是公路橋梁的2倍左右。

2.3施工預拱度結果

施工預拱度考慮梁體自重、掛籃自重、張拉預應力和混凝土收縮徐變的影響，本模型根據設計院要求，施工預拱度不考慮活載的影響。

圖4分別為(40+64+40) m連續梁橋、(48+80+48) m連續梁橋、(60+100+60) m連續梁橋施工預拱度圖[4]。

(a)(40+64+40) m連續梁橋;(b)(48+80+48) m 連續梁橋;(c)(60+100+60) m 連續梁橋圖4　連續梁橋施工預拱度Fig.4 Construction camber of continuous girder bridges

由連續梁橋施工預拱度圖可知，80 m跨和100 m跨連續梁橋的邊跨施工預拱度最大值和中跨施工預拱度最大值大致相當，每個墩身的大里程和小里程懸臂段施工段預拱度也以墩頂對稱分布，64 m跨邊跨施工預拱度比中跨大。根據Midas施工預拱度分析的數值結果，就施工預拱度最大值而言，64 m跨連續梁橋邊跨為-22.7 mm，中跨為-9.6 mm；80 m跨連續梁橋邊跨為-23.2 mm，中跨為22.7 mm；100 m跨連續梁橋邊跨為23.9 mm，中跨為29.3 mm。上述3種跨度連續梁橋的最大施工預拱度在20～30 mm范圍[5,6]，相比于公路橋梁，施工預拱度較小，說明高速鐵路連續梁橋的剛度較大；并且公路橋梁的施工預拱度一般是向上的，上述高速鐵路橋梁施工預拱度是向下的，說明預應力鋼束設置較多，使橋梁在施工過程中會有上撓的趨勢。

2.4合攏工況撓度結果

邊跨合攏施工步驟為：拆除掛籃，安裝臨時剛性連接構造和水箱，立模澆筑邊跨合攏段，邊澆筑邊放空水箱；混凝土達到設計強度95%后張拉并錨固第1批合攏束和橫向預應力束；拆除中墩墩身臨時固結，落梁，將中支點水平方向臨時約束，張拉第2批合攏束，并壓漿封錨。

中跨合攏施工步驟為：安裝中跨跨中臨時剛性連接構造和水箱，拆除邊孔支架和中支點水平方向臨時約束；用懸吊支架現澆中跨合攏段，邊澆筑邊放空水箱；混凝土達到設計強度95%后張拉中跨合攏塊頂板預應力束、底板預應力束，并壓漿封錨。

圖5為(40+64+40)m連續梁橋、(48+80+48)m連續梁橋、(60+100+60)m連續梁橋合攏撓度變化圖。

(a)(40+64+40) m連續梁橋;(b)(48+80+48) m 連續梁橋;(c)(60+100+60) m 連續梁橋圖5　連續梁橋合攏撓度Fig.5 Closure deflection of continuous girder bridges

由連續梁橋合攏撓度變化圖可知，連續梁橋邊跨合攏后，邊跨向上變形，中跨向下變形[7]；邊跨合攏后，就梁體變形最大值而言，64 m跨連續梁橋邊跨上撓14.2 mm，中跨下撓19.3 mm；80 m跨連續梁橋邊跨上撓15.9 mm，中跨下撓14.5 mm；100 m跨連續梁橋邊跨上撓18.2 mm，中跨下撓17.4 mm。連續梁橋中跨合攏后，邊跨向下變形，中跨向上變形；中跨合攏后，就梁體變形最大值而言，64 m跨連續梁橋邊跨下撓6.0 mm，中跨上撓15.5 mm；80 m跨連續梁橋邊跨下撓6.4 mm，中跨上撓21.8 mm；100 m跨連續梁橋邊跨下撓9.6 mm，中跨上撓31.7 mm。相對于最大懸臂施工狀態，中跨合攏后的成橋線形邊跨和中跨都是上撓的，不過64 m跨連續梁的中跨撓度變化不大，這與預拱度的大小規律吻合良好。

2.510 a收縮徐變撓度結果

收縮徐變按《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG D60—2004)考慮，公路規范JTG D62—2004的徐變系數采用的是歐洲CEB-FIP (1990)中的徐變模型，歐洲CEB-FIP (1990)模型關于收縮應變的計算除了考慮構件尺寸和時間、環境相對濕度、水泥種類外，還考慮了混凝土的極限抗壓強度，極限收縮應變則由混凝土軸心抗壓強度和相對濕度所確定[5]。

圖6為(40+64+40) m連續梁橋、(48+80+48) m連續梁橋、(60+100+60) m連續梁橋10 a收縮徐變撓度變化圖。

(a)(40+64+40) m連續梁橋；(b)(48+80+48) m 連續梁橋；(c)(60+100+60) m 連續梁橋圖6　連續梁橋收縮徐變撓度Fig.6 Shrinkage and creep deflection of continuous girder bridges

由連續梁橋l0 a收縮徐變撓度圖可知，受混凝土收縮徐變的影響，連續梁橋的中跨出現微小的上撓，邊跨受影響較小。根據Midas收縮徐變分析的數值結果，就收縮徐變撓度最大值而言，64 m跨連續梁橋邊跨為2.3 mm，中跨為4.0 mm；80 m跨連續梁橋邊跨為1.5 mm，中跨為7.1 mm；100 m跨連續梁橋邊跨為1.0 mm，中跨為5.3 mm。與活載撓度和施工預拱度不同，收縮徐變撓度并不是跨度越大撓度越大，此處是80 m連續梁橋收縮徐變上撓最大[8]。

3　梁體變形實測值與理論值對比分析

為了驗證梁體線形變化規律有限元結果的正確性，以京沈客專下桃花吐(60+100+60) m連續梁橋和鐵營子(60+100+60) m連續梁橋為例，進行理論值和實測值的對比分析[9]。

3.1懸臂施工狀態下變形分析

圖7～9分別為(60+100+60) m連續梁橋2號塊、5號塊和8號塊頂板和底板撓度實測值與理論值的對比圖，其中“G”代表灌注混凝土施工階段，“Z”代表張拉預應力施工階段。

圖7　2號塊頂板和底板撓度實測值與理論值對比Fig.7 Comparison of measured value and theoretical value for roof and floor plate of block No.2

圖8　5號塊頂板和底板撓度實測值與理論值對比Fig.8 Comparison of measured value and theoretical value for roof and floor plate of block No.5

圖9　8號塊頂板和底板撓度實測值與理論值對比Fig.9 Comparison of measured value and theoretical value for roof and floor plate of block No.8

由懸臂施工狀態下3個節塊的頂板和底板撓度實測值與理論值對比圖可知，梁體在預應力張拉后上撓0～6 mm，梁體在灌注混凝土后下撓0～6 mm，并且隨著懸臂段的伸長，梁體變形更明顯。梁體變形的實測值與理論值差距都在0～4 mm范圍，說明理論數據與實測數據較吻合[2,9]，并且高鐵連續梁橋的剛度較大，所以梁體懸臂施工狀態下梁體變形較小。

3.2邊跨合攏工況變形分析

圖10為2座(60+100+60)m連續梁橋邊跨合攏后全橋撓度變化實測值與理論值的對比[10]。

圖10　邊跨合攏工況撓度實測值與理論值對比Fig.10 Comparison of measured value and theoretical value for deflection of side span closure

由連續梁邊跨合攏撓度變化線形可知，鐵營子連續梁橋的實測值與理論值吻合較好，說明梁體變形的有限元結果能很好地反映連續梁施工的實際情況。下桃花吐連續梁橋的實測值較理論值小，兩座相同跨度連續梁橋的梁體變形有一定的差距，變形最大差距7～10 mm，原因可能是：2座橋的邊跨現澆支架形式不同，下桃花吐橋0號塊懸臂施工全程設置臨時鋼管支撐[11]，如圖11～12所示，導致下桃花吐連續梁橋懸臂長度較小，所以變形較理論值小。

圖11　邊跨現澆支架對比Fig.11 Comparison of cast-in-place bracket for side span

圖12　0號塊臨時支撐對比Fig.12 Comparison of temporary support for block No.0

3.3中跨合攏工況變形分析

圖13為2座(60+100+60) m連續梁橋中跨合攏后全橋撓度變化實測值與理論值的對比圖。

圖13　中跨合攏工況撓度實測值與理論值對比Fig.13 Comparison of measured value and theoretical value for deflection of midspan closure

由連續梁中跨合攏撓度變化線形可知，2座連續梁橋的實測值與理論值中跨吻合較好，邊跨撓度有微小的差距，鐵營子連續梁橋邊跨變形與理論值最大差距0～5 mm，下桃花吐連續梁橋邊跨變形與理論值最大差距0～8 mm。總之，Midas軟件計算的梁體變形有限元結果能很好地反映連續梁橋施工的實際情況[12-13]。

4　結論

1)高速鐵路三跨連續梁橋剛度較大，活載引起的最大撓度較小，一般在5～15 mm范圍，中跨活載撓度約是邊跨活載撓度的3～5倍，約是跨徑的1/10 000～1/7 500。

2)3種跨度連續梁橋的最大施工預拱度在20～30 mm范圍，且方向向下。

3)連續梁橋邊跨合攏后，邊跨向上變形，中跨向下變形；連續梁橋中跨合攏后，邊跨向下變形，中跨向上變形。

4)受混凝土收縮徐變的影響，連續梁橋的中跨出現微小的上撓，邊跨受影響較小。

5)梁體變形實測值與理論值吻合較好，說明梁體變形的有限元結果能很好地反映連續梁施工的實際情況。并且施工過程中臨時結構的設置會對梁體變形產生影響，如邊跨現澆段支架形式和零號塊支承情況等。

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Linear analysis research on cantilever construction of different spans continuous girder bridge for high-speed railway

YANG Yao,FANG Shujun, DUAN Chuanwu,YU Hao

(School of Civil Engineering , Central South University, Changsha 410075,China)

According to three kinds of common continuous girder bridges with main span of 64, 80 and 100 m in high-speed railway, based on the software platform of Midas/civil, this article calculated and analyzed the deformation variation of beam compared with actual measured values under different conditions during cantilever construction process. The results show that: The maximum deflection caused by live load is small, generally between 5-15 mm, for stiffness of continuous girder bridges is much in high-speed railway. The maximum downward construction camber of three kinds of continuous girder bridges is between 20-30 mm. Side span is upward and midspan is downward after closure construction of side span, and side span is downward and midspan is upward after closure construction of midspan. Because of influence of shrinkage and creep of concrete, there is a tiny scratch for the midspan and is smaller for the side span. In the construction process, the deformation of the beam is in good agreement with the theoretical values and the results of the finite element method can reflect the actual situation of the deformation of the beam.

high-speed railway; continuous girder bridges; cantilever construction;linear; numerical analysis

2015-11-04

國家自然科學基金資助項目(51378504)

方淑君(1974-)，女，浙江義烏人，副教授，從事橋梁結構空間分析與極限承載力研究；E-mail：xbyujun@csu.edu.cn

U448.23

A

1672-7029(2016)08-1549-06