13上海磁悬浮列车轨道梁超大型张拉台座设计
第! " 卷第#期
建筑结构
" $$" 年#月
上海磁悬浮列车轨道梁超大型张拉台座设计
廖汶李海光姚嗣
(上海市建工设计研究院" )$$%! !
[提要]以用于磁悬浮列车轨道梁的先张法预应力台座为工程背景,着重分析上海磁悬浮列车工程的台座设计方案及实际设计中遇到的问题。用三维有限元计算分析了台座及其桩的受力和变形特性,并且通过使用阶段的实际观测验证了计算分析结果,满足了实际工程的需要。[关键词]磁悬浮轨道梁
先张法预应力
张拉台座
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一、引言
上海市运用德国技术,营建从龙阳路地铁站到浦东机场的磁悬浮高速轨道列车工程,将成为世界上首个拥有正式投入商业运营的磁悬浮列车路线的城市。按德方要求,磁悬浮列车载体的轨道梁设计成既有先张法预应力(上下翼缘)又有后张法预应力(两侧腹板)的混凝土箱梁形式。最终的设计方案确定多数梁为梁的高" C 3的单跨简支梁,
度为" 混凝土强度等D " 3,级为E #$。轨道梁设计要求尽量消除高强度混凝土的初期收缩和徐变变形,梁体断面面积较大是受到梁体自振频率因素的制约,使其先张法预应力达B %$$$这在国内是从未遇到过8F ,的(根据笔者的调查,上海
图B 轨道梁断面示意图
方案设计思路由压柱式台座演变而来。轨道梁的生产工艺要求台座区横向通道须畅通,以满足快节奏生产的需要。若采用普通的压柱式台座设计,粗大的水平压杆位于地面以上,严重妨碍交通和观测视线,且影响轨道梁模板系统布置。方案的水平张拉力由刚度很大的张拉立柱传至两根位于地坪下的传力压杆,而水平张拉力产生的端部倾覆力矩主要由一组抗压桩和一组抗拔桩来平衡,张拉立柱实际受力是一固定于端部承台的悬臂梁,设计成B 3G " 3的钢骨混凝土断面。传力压杆兼作地基梁,梁下每隔一定距离有一! $$33G 以减小传力压杆竖向平面! $$33的混凝土预制方桩,
内的计算长度,并且控制台座中间区的地基沉降变形。两张拉立柱间设置张拉横梁(钢构件)。
该设计方案受力明确,传力构件皆位于地下,非常有利于张拉的工艺布置,保证留出台座区的横向施工通道,并且张拉横梁的跨度不至于太大。但是,摩擦桩的承载力是通过桩身的位移得到的,这给该方案台座的变形控制增加了难度。
三、超大型张拉台座设计
B D 台座基础及承台设计
台座的基础设计是整个台座设计的核心部分。设计思路是:首先巨大的张拉力通过张拉立柱传到张拉台座两端的位于立柱下的厚" 其中水D C 3的承台上,平张拉力由兼作水平地基梁的两根B 3G B 3的压杆自相平衡,而张拉力矩(压杆非中心受力)则由接近刚性的厚承台传递到承台下的抗压及抗拔桩顶。实际受力时,对水平力而言,不能首先肯定承台下桩不参与承受水平力,桩受水平力的状况取决于压杆和桩的抵抗水
市的预应力张拉台座还没有超过B 。德方$$$$8F 的)提供的轨道梁设计断面示意图如图B 。
二、超大型张拉台座设计思路
超大型预应力张拉台座结构设计所需解决的主要)平衡水平张拉力;)平衡张拉倾覆力矩。用问题是:B "
于磁悬浮列车的轨道梁生产工艺非常复杂,巨大的张拉力和倾覆力矩若用常规的台座设计思路来处理会带来很多问题,需要找到更合理的设计方法,同时又要兼顾台座变形影响、梁体模板系统设计及大型梁体吊运通道等生产工艺问题。
工程采用传力压杆加锚固式设计方案(图" )。该
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束,张拉荷载分为水平张拉力和弯矩分别输入,其他参数皆参考当地地质资料。计算承台中心位移值见表) 。
承台中心点位移值
平动位移($$)
转角位移()678
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典型桩身的内力随深度分布的曲线如图5,(所
图! 传力压杆加锚固式设计方案
示。这些曲线都是桩受水平力时典型的内力随桩身的分布形式,为最后选定桩型和确定整个台座变形设计提供了很好的参考依据。计算结果显示,最大张拉力平力的刚度。如果压杆刚度太小,桩就要承受很大的水平力,桩身也将由此产生很大的弯曲内力。
实际进行设计时,桩型采用了桩身强度很大、直径为" ##$$(%&#)的预应力混凝土管桩,台座一端设计了’根抗压桩和&根抗拔桩,桩长(’$,桩尖进入层! 土) *+$左右。由于有抗拔桩,所以须按照抗拔的要求进行特殊处理:在焊接于桩顶钢板的环状钢箍上再焊接锚固钢筋,锚筋伸入承台至少(#! ,使得桩顶上拔力合理地传递到桩身结构。
普通的预应力混凝土管桩锚入承台构造,桩顶都有一段用微膨胀混凝土填充的实心段,并有锚筋与承台相连。实心段微膨胀混凝土与预应力混凝土管桩内壁之间的摩擦力是设计抗拔桩锚固接头的可供利用的潜在资源。目前几家预应力混凝土管桩生产厂家的数据也证实了我们的判断。但是,利用这一资源还需要政府权威机构和部门出具的正式检测报告或论证材料。理论上说,新旧混凝土之间仍存在+#, 剪切强度是很正常的。
为了准确得到承台桩桩身内力设计值,采用自编的桥梁桩基础空间静力分析程序-%. /01234来分析计算台座桩基础的内力和位移,承台、桩身和土体均采用三维杆元。该程序是专门用来计算承受水平荷载较大的不规则桥梁承台桩内力的应用程序,程序编制采用下列三个基本假定:)
)在水平和竖向力作用下,任何深度处的土压缩性均用地基抗力系数表示,桩侧土的地基抗力系数与地基深度成正比,即将土视为地基抗力系数随深度成正比增长的弹性变形介质,基础与土之间的粘着力和摩阻力均不考虑,即目前工程界较广泛使用的“" ”法假定;! )桩身在各变化断面上的侧向位移假定为三阶微分连续,即桩身位移为连续性的假定;5
)不计桩顶承台的变形,即承台为刚性的假定。程序基于以上假定,即可计算桩身变截面、斜桩、桩端支承等,并用虚拟桩输入不同抗力系数的方法考虑承台或桩侧地基的一些具体情况(如地基变形约束、桥台等)。本项分析中,兼作地基梁的水平压杆用虚拟桩(输入弹性变形系数)模拟其对承台的变形弹性约
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时台座两端向内的水平位移是! >) *##" ? ! *#) ! $$,而由转角位移所造成的张拉立柱顶点的向内的水平位移是5! ##>@A B #*
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=?"*($$,这些数据都表明台座具有很好的刚度来抵抗变形,这对于张拉台座设计是很关键的。
图5典型桩剪力分布图图(典型桩弯矩分布图
另外,台座的轨道梁放置区(中间段)在大型轨道梁自重等竖向荷载作用下的竖向变形是控制轨道梁制作精度、保证先张法钢筋线形水平的重要环节。在该区段的两根压杆兼地基梁下每隔+$设置5##$$>##$$混凝土方桩。设计时将整个台座视为整体
(轨道梁自重作为活荷载),依据上海地基规范C A B 8D A B 公式计算台座中心点的沉降变形值为+$$。在这种情况下,设计仍然提出应在轨道梁制作期间建立对台座区变形的观测体系,一旦观测到过大的台座变形,可通过模板的局部垫高调整竖向变形,可通过超张拉调整水平变形。
厚! *+$的台座张拉端和固定端的承台,一方面作为抗压和抗拔桩的承台,另一方面作为张拉立柱的固定端,承担着将张拉力和力矩传递到抗压和抗拔桩顶的作用,具有很大的刚度。承台受力基本上是立柱内侧(近抗压桩)底部受拉,立柱外侧(近抗拔桩)则是上部受拉。
! *台座张拉立柱设计
台座张拉立柱是一端固定、承受集中荷载的悬臂梁。由于巨大的张拉力() (###E F )使得立柱须承受很大的弯矩及剪力,立柱设计成大尺度的普通钢筋混凝土构件既不合理,台座区空间布置也有困难。张拉立
5
柱设计成了断面为! 钢骨"#$" 的钢骨混凝土结构,是用%厚$! &&’(钢材、) " 钢板焊接而成的工字钢,在外包混凝土的受拉侧配纵筋及箍筋,与钢骨一起承受弯矩及剪力。
在悬臂梁(立柱)的受压侧配置了剪力连接件(栓钉),抵抗混凝土与钢骨之间的滑移剪力,保证钢骨和混凝土共同工作。巨大的钢骨混凝土立柱必须锚固在台座端承台内,立柱锚固端钢骨上、下翼缘钢板皆布置了剪力连接件,确保钢骨被牢牢地锚固在混凝土承台内,其承受的内力完全通过承台传递到桩顶。
承台厚为$巨大的钢骨混凝土立柱插入其中*(" ,立柱与承台连接处受力是相当复杂的。$" 。实际上,
针对受拉区局部应力,设计配置了抗剪钢筋;对于受压区混凝土,则配置了垂直立柱面的双向钢筋网片,并且在承台内部连接两个立柱锚固端设计了暗梁。这样设计,大大增加了立柱和承台受力的整体性,同时缓解了立柱承台连接处局部的应力集中。
&*台座其他设计
台座总长+(包括张拉端区和锚固端区),是按! " 照同时张拉两根$(" 轨道梁的规格设计的。配合轨道梁的生产工艺,台座纵向开了蒸汽养护槽,在轨道梁的支座处设置了支座坑。在台座结构内,对与轨道梁模板系统相连的大量预埋件设计要求精确定位。另外,张拉台座的端横梁用钢结构制成,与张拉操作轻便(上接第&(页)程序所模拟的则是有粘结预应力混凝土梁,其预应力筋中的预应力是有一定分布的(图! 就是由
图! 预应力筋的预应力分布
平台一道,由施工厂家自行设计。
四、问题与总结
()实际对张拉台座的使用阶段进行竖向和水平!
向变形观测,结果表明,台座具有很好的刚度和抗变形能力,很好地满足了轨道梁高精度生产的要求。)使用初期在张拉立柱的受拉侧根部发现了细($
小裂纹,经过核对计算和实际观测,裂纹的宽度仅为不影响结构的正常使用,这是由立柱受, *! " " 左右,
拉侧根部的局部应力引起的。另外,个别台座张拉端立柱发现有侧面’的斜向细小裂纹,经过分析,是由(-于施工厂家自行设计的钢结构张拉横梁设计刚度不足,造成了张拉力分配给两侧立柱不均匀,使立柱产生局部扭转所致。设计提出应在张拉横梁与张拉立柱之间设置橡胶垫片,以确保传力均匀,观测其情况已发生根本性改变。
()作为上海磁悬浮列车工程中的一个重要环节,&
本项设计是在工期非常紧迫的情况下完成的,设计中对一些参数取值、局部受力等来不及详尽分析,考虑到工程的重要性,设计采用了偏保守的做法,比如:最大张拉力及其分项系数取值;局部应力配筋;抗拔桩与承台连接设计等等。对通过计算尚不能达到设计要求精度的,如对台座竖向变形(沉降)的控制,设计提出了须对这项指标进行动态监测和动态调节。这些措施都达
到了预期的效果。
实测有效预应力与" #$%&’! 程序计算结果比较表(
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. /0123! 程序计算出的与试验梁. 4! 相应的有粘
结预应力混凝土梁预应力筋中的预应力),为了便于两者相互比较,表$采用有粘结预应力筋中预应力的加权平均值! 与试验梁的有效预应力值! 进行比较! 55! ! ! " " $$5! " " $! %式中:为预应力筋单元$的预" 为预应力筋的长度;! $应力,为预应力筋单元$的长度;" " %,#分别为预应$
力筋第一个单元和最后一个单元的编号。
共用参数表
(67)&58
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注:为混凝土的实测单轴抗压强度,为下部非预应力筋的) ) >) ;
屈服应力。
五、结论
从以上比较可以看出:预应力筋中的计算平均预应力与实测有效预应力符合很好,六根梁的最大相对由图! 可知,在试验所加预应力的范误差仅为! *3? ;围内,除预应力筋两端点的预应力值较小外,中间各点的预应力值基本相等。可见式()用于计算无粘结预! ! 应力混凝土梁中预应力筋的输入初始应变与有效预应力的换算关系具有足够的精度。
参
考
文
献
预应力混凝土设计A 中国铁道出版社,! *林同炎A ! 3B B A
现代预应力混凝土结构A 中国建筑工业出版社,$*杜拱辰A ! 3B B A
王志浩,李志方无粘结预应力混凝土简支梁在快速加载下的抗&*A 弯性能A 防护工程,(! )! 33B ,A
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