混凝土收缩对空心墩墩顶实体段的应力影响研究

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混凝土收缩对空心墩墩顶实体段的应力影响研究

董红科，戚　铁

(中铁工程设计咨询集团有限公司太原设计院，太原　030013)

摘　要：为分析混凝土收缩荷载对空心墩墩顶实体段应力的影响，以某单线铁路空心墩为例，对墩顶实体段进行结构有限元建模分析。分析表明：仅考虑竖向荷载(含动力系数)时，最大拉、压应力出现在顺桥向；考虑混凝土收缩荷载后，最大拉、压应力出现在横桥向，且拉应力数值增加明显，尤其是横桥向拉应力增加2～3倍，混凝土收缩荷载对墩顶实体段应力影响很大，设计配筋时应予以考虑。

关键词：铁路桥梁；空心墩；混凝土收缩；应力

1　概述

空心墩一般由墩顶实体段、墩身空心段和墩底实体段3部分组成。墩顶实体段作为空心墩的重要组成部分之一，一般由托盘和顶帽两部分组成。设置的目的在于使支座反力能够均匀地传递给墩身，并减少活载动力作用对墩身的影响。目前常规的设计计算方法是将其简化成四周支承的厚板结构，按照深梁或悬臂梁理论来进行结构验算[1]。验算荷载往往只考虑竖向荷载(含动力系数)[2]，相关文献认为还应考虑制动力和风荷载的影响，但未提及混凝土收缩荷载[3]。

2　混凝土收缩荷载应被考虑的必要性

混凝土收缩是混凝土材料的物理力学性能之一[4]。对空心墩来讲，施工时一般采用分段灌注施工。因此，墩顶实体段与墩身空心段因灌注时间不同会产生混凝土龄差，而墩顶实体段属于周边支承的超静定结构，所以应当按照分段灌注的混凝土结构考虑混凝土收缩的影响。对于分段灌注的混凝土或钢筋混凝土结构，相当于降低温度10 ℃[5]。

3　某单线空心墩墩顶尺寸概述

某新建时速≤200 km客货共线单线铁路32 m有砟轨道预应力混凝土简支T梁圆端形空心墩顶帽托盘均采用C30混凝土。顶帽纵向宽3.6 m，横向总宽6.4 m，其中横向直线段长2.8 m。受桥墩外坡比影响，托盘底尺寸略有增加。顶帽和托盘结构总高3.5 m。墩身高h适用范围为16.5～46.5 m。当h=16.5～25.5 m时，墩身直坡；当h=26.5～36.5 m时，外坡比n=60，内坡比m=85；当h=37.5～46.5 m时，外坡比n=45，内坡比m=80。墩身顶壁厚0.6 m，墩身顶设0.5 m×0.5 m的梗肋。墩顶结构尺寸如图1所示。

图1　墩顶结构尺寸示意(单位：cm)

4　有限元模型的建立

4.1　有限元模型简介

墩顶实体段建模借助MIDAS-CIVIL有限元分析软件，采用实体单元建模[6]。考虑到墩身高度h和墩壁厚度变化对实体段应力影响不大，本模型墩身高度截取6 m，墩壁按直坡模拟，墩底约束按固结处理[7]。结构有限元模型见图2，其中横桥向为x轴，顺桥向(纵桥向)为y轴，桥墩向下为z轴，坐标原点位于托盘底中心位置[1]。

图2　3/4结构有限元模型

4.2　模型正确性验证

为了确保模型正确，用结构自重荷载作用下的模型截面应力与手算比较[8]，比较结果见表1，可见，计算结果接近，模型正确。

表1　有限元模型与手算结果比较

位置/m有限元模型计算结果/kPax=0,y=1.8,z=-6-338.09x=0,y=-1.8,z=-6-338.09x=3.2,y=0,z=-6-362.82x=-3.2,y=0,z=-6-362.82平均值-350.46手算结果/kPa-348.60-348.60

注：“-”号表示受压

5　混凝土收缩荷载作用下的应力分布

本模型混凝土收缩荷载取值按降温10 ℃加载[4]。因桥墩在几何尺寸、荷载(指混凝土收缩荷载)和边界约束下完全对称，取1/4结构研究其应力分布[9]。

在混凝土收缩荷载作用下，实体段应力变化明显，数值较大。应力分布表现为：无论是横桥向应力还是顺桥向应力，在顶面以压应力为主，在底面以拉应力为主。拉压应力分界线由实体段中心约1/2实体段高度位置向两墩壁边支撑位置下降。应力具体分布见图3。

图3　收缩荷载作用下的内部应力分布云图(单位：MPa)

对实体段来讲，拉压应力最大值出现在顶面和底面，顶面以压应力为主，分布均匀，最大值0.63 MPa，考虑压应力对混凝土结构影响不大，不予以细究。

底面以拉应力为主，且横桥向拉应力大于顺桥向拉应力，横桥向拉应力数值约为顺桥向的2倍。底面拉应力分布可见图4。由图4可见，横桥向应力σx分布均匀，数值介于0.88 ～1.02 MPa。顺桥向应力σy在底面中心处较小，约0.37 MPa，在底面与墩壁的连接处增加到最大，约0.63 MPa。

图4　收缩荷载作用下的底面应力分布云图(单位：MPa)

6　混凝土收缩荷载作用下的应力影响研究

墩顶实体段受多种荷载作用，一般来讲，主要为竖向荷载(含动力系数)。混凝土收缩属恒载，现将竖向荷载(含动力系数)作用下的应力与考虑混凝土收缩并组合竖向荷载(含动力系数)作用下的应力进行比较，以研究混凝土收缩对实体段总应力的影响[10]。

6.1　荷载作用及荷载组合

对墩顶实体段来讲，竖向荷载主要包括结构自重、上部T梁自重、桥面二期恒载、活载(含动力系数)等[11]。因本文以混凝土收缩荷载为研究对象，因此增加此种荷载。所有荷载的具体取值及加载说明见表2，荷载组合见表3。

表2　荷载取值及加载模式

序号荷载名称加载说明1结构自重材料容重:25kN/m32T梁自重及二期恒载按均布荷载加载,总值6058.2kN3活载(取双孔重载,动力系数取1.2)按均布荷载加载,总值3568.3kN4混凝土收缩仅墩顶实体段降温10℃

表3　荷载组合

组合名称组合类别组合说明组合1主力1结构自重+T梁自重及二期恒载+混凝土收缩组合2主力2结构自重+T梁自重及二期恒载+混凝土收缩+活载

6.2　应力影响研究

(1)混凝土收缩荷载对应力分布规律的影响

在组合1和组合2两种主力组合下，未考虑混凝土收缩作用(组合1、组合2去掉混凝土收缩)的应力分布与考虑混凝土收缩作用(组合1、组合2)的应力分布规律大致一致。即：实体段顶面受压，底面受拉；压应力最大值出现在顶面支承垫石附近；拉应力最大值出现在底面中心处。未考虑混凝土收缩时的组合2应力分布云图如图5所示；组合2应力分布云图如图6所示。

图5　未考虑混凝土收缩时的组合2作用下
的应力分布云图(单位：MPa)

图6　组合2作用下的应力分布云图(单位：MPa)

(2)混凝土收缩荷载对应力数值的影响

在组合1和组合2两种荷载组合作用下，未考虑混凝土收缩荷载和考虑混凝土收缩荷载后的应力最大值及变化见表4。

表4　混凝土收缩荷载考虑前后的应力最大值及变化

应力横桥向应力σx顺桥向应力σy荷载组合未考虑混凝土收缩荷载/MPa考虑混凝土收缩荷载后/MPa应力增加百分比/%maxminmaxmin拉应力压应力组合10.33-2.181.24-2.49275.814.2组合20.49-3.361.39-3.77183.712.2组合10.45-2.270.67-2.3048.91.3组合20.66-3.600.80-3.6321.20.8

注：“-”号表示受压

从表4可看出，在考虑混凝土收缩荷载作用后，应力数值变化很大。主要表现在以下几个方面：(1)未考虑混凝土收缩作用时，最大拉、压应力均出现在顺桥向，这一点可用双向板荷载主要沿短边方向传递的理论解释。考虑混凝土收缩作用后，最大拉、压应力均出现在横桥向；(2)混凝土收缩作用对拉应力影响很大，尤其是横桥向拉应力，考虑混凝土收缩作用后，横桥向拉应力比原来增大2～3倍，顺桥向拉应力增大0.2～0.5倍，混凝土收缩作用对长边方向应力影响大于短边方向应力，值得重视；(3)混凝土收缩作用对压应力影响较小，横桥向压应力有所增加， 增大0.1～0.15倍，顺桥向压应力几乎无变化，可以忽略。

(3)混凝土收缩荷载对实体段底面拉应力的影响

由实体段应力分布规律可知，拉应力出现在底面，由应力数值变化可知，混凝土收缩作用对拉应力数值影响很大，尤其是横向拉应力。由表4可见，横向拉应力在组合2时达到1.39 MPa，远高于C30素混凝土的允许主拉应力0.73 MPa。因此有必要对底面拉应力做相关研究，用以指导设计。混凝土收缩荷载对底面拉应力的影响见图7、图8。

图7　未考虑混凝土收缩时的组合2作用下的
底面应力分布云图(单位：MPa)

图8　组合2作用下的底面应力分布云图

比较图7、图8可知：(1)混凝土收缩对实体段底面的拉应力分布规律影响不大，底面应力分布较为均匀；(2)拉应力最大值出现的方向和数值均发生很大变化，表现在：由图7可见，拉应力最大值出现在顺桥向，即顺桥向拉应力σy，数值0.66 MPa。由图8可见，拉应力最大值出现在横桥向，即横桥向拉应力σx，数值1.39 MPa。

7　结论

对墩顶实体段来讲，混凝土收缩荷载应被考虑，简化计算往往很难把握其结构内力。因此，采用空间有限元法对墩顶实体段进行建模分析很有必要，通过研究分析得出以下结论。

(1)混凝土收缩不改变墩顶实体段应力分布“顶面受压、底面受拉”的总规律。

(2)混凝土收缩改变了墩顶实体段在竖向荷载作用下的最大应力方向。即：未考虑混凝土收缩荷载作用时，最大拉、压应力出现在短边支承方向即顺桥向，考虑混凝土收缩荷载作用后，最大拉、压应力出现在长边支承方向即横桥向。

(3)混凝土收缩荷载对拉应力数值影响很大。顺桥向拉应力增大0.2～0.5倍，横桥向拉应力几乎增加了2～3倍，而且已成为结构设计的控制组合。因此，设计时必须给予重视。

(4)混凝土收缩荷载对压应力数值影响较小。顺桥向压应力变化很小，可以忽略。横桥向压应力增大10%～15%，其最大值一般在顶面支承垫石处，设计时须给予留意。

(5)由于混凝土收缩对墩顶实体段应力影响很大。墩顶实体段通过梗肋将荷载传递给墩壁，因此，也应重视梗肋位置处的应力变化。

综上所述，混凝土收缩荷载对墩顶实体段应力影响很大。设计时应给予考虑，并按照结构计算配置钢筋，以保证墩顶实体段各截面在横桥向和顺桥向的混凝土应力、钢筋应力及裂缝宽度均满足规范要求[12]。

参考文献：

[1]　李艳.双线圆端形空心桥墩顶帽应力分析[J].铁道标准设计，2007(2):91-93.

[2]　向艳丽，黄建波.空心墩墩顶实体段的设计理论及计算方法研究[J]. 中国水运，2013(3):241-242.

[3]　铁道部第四勘测设计院.铁路工程设计技术手册·桥梁墩台[M].北京：中国铁道出版社，1999.

[4]　李乔.混凝土结构设计原理[M].北京：中国铁道出版社，2003.

[5]　中华人民共和国铁道部.TB 10002.1—2005铁路桥涵设计基本规范[S].北京：中国铁道出版社，2005.

[6]　陈慧.铁路桥梁圆端形空心墩的设计[J].铁道标准设计，2009(4):77-79.

[7]　李乔.混凝土桥(第二分册)[M].成都：西南交通大学出版社，2002.

[8]　凌知民，吴迅.铁路重力式实体桥墩应力分析[J].铁道标准设计，2002(5):3-5.

[9]　何海，王荣辉.混凝土连续梁桥空心墩墩顶局部应力分析[J].华东公路，2004(4):3-6.

[10]刘钊.桥梁概念设计与分析理论[M].北京：人民交通出版社，2010.

[11]靳飞，杨喜文.时速200 km城际铁路双线圆端形空心墩受力性能分析[J].铁道标准设计，2015(7):95-99.

[12]中华人民共和国铁道部.TB 10002.3—2005铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范[S].北京：中国铁道出版社，2005.

Study on Stress Effect of Concrete Shrinkage on Top Solid Section of Hollow Pier

DONG Hong-ke， QI Tie

(Taiyuan Design Institute， China Railway Engineering Consulting Group Co.， Ltd.， Taiyuan 030013， China)

Abstract： In order to explain the importance of the stress effect of concrete shrinkage on the top solid section of the hollow pier， a single track railway hollow pier is taken for reference and the finite element model is established to analyze the top solid section of the pier. The analysis reveals that the maximum tensile stress and compressive stress appear in the axial direction of the bridge when the vertical load (including the aerodynamic coefficients) is only taken into consideration. The maximum tensile stress and compressive stress appear in lateral direction when the concrete shrinkage load is also considered. Moreover， the tensile stress value increases significantly， and the transverse tension stress increases by about 2～3 times. Concrete shrinkage load has great influence on the stress at the top solid section of the pier and attention shall be paid to it in the design and calculation of the reinforcement．

Key words： Railway bridge; Hollow pier; Concrete shrinkage; Stress

中图分类号：U443.22

文献标识码：A　　

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.04.014

文章编号：1004-2954(2016)04-0058-04

作者简介：董红科(1983—)，男，工程师，2006年毕业于西南交通大学土木工程专业，工学学士，E-mail：[e-mail]。

收稿日期：2015-09-02； 修回日期：2015-09-16