葉梅新，曹建安，侯文崎，肖佳

(中南大學 土木建筑學院，湖南 長沙，410075)

無碴軌道因軌道穩(wěn)定性、剛度均勻性和耐久性好、線路平順性高、維修工作量小等突出優(yōu)點，在國內(nèi)外高速鐵路中得到廣泛應(yīng)用[1-2]。有碴軌道可通過道碴調(diào)節(jié)軌道線形，而無碴軌道只能通過調(diào)整扣件保證軌道線形，且扣件的可調(diào)節(jié)量非常有限[3-4]。對于橋上無碴軌道，橋梁結(jié)構(gòu)受活載作用引起的彈性變形和恒載作用引起的長期變形都會直接影響到軌道結(jié)構(gòu)的受力和線路平順性，從而危及行車安全。因此，為保證橋上無碴軌道線路平順性，必須研究并有效控制無碴軌道預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁后期變形(后期變形指二期恒載施加完成后橋梁的變形)。石現(xiàn)峰等[5]認為，預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋后期變形主要由混凝土徐變引起?；炷列熳冏冃斡绊懸蛩貜?fù)雜，現(xiàn)行各種規(guī)范對混凝土徐變系數(shù)的定義和計算方法差異較大。徐變計算理論和計算軟件較多，但所得計算結(jié)果差別很大，且與實測結(jié)果不太吻合[6-7]。這些都給預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁后期變形控制帶來很大困難。與簡支梁橋相比，預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋的收縮徐變規(guī)律更加復(fù)雜，特別是懸臂施工橋梁，其徐變規(guī)律和徐變的離散性很大[8-9]。我國新建鐵路廣珠(廣州—珠海)城際軌道交通全線采用無碴軌道。其中，容桂水道特大橋是1座預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，跨度為(108+2×185+115) m，為目前我國跨度最大的無碴軌道預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁。該橋主梁采用C60混凝土，單箱單室直腹板變截面，三向預(yù)應(yīng)力體系，懸臂澆筑施工。橋梁后期變形控制是該橋設(shè)計、施工急需解決的關(guān)鍵問題之一。本文按照容桂水道橋?qū)崢蚺浔?，在實驗室條件下的混凝土試塊徐變試驗基礎(chǔ)上，確定該橋后期變形計算方法。根據(jù)全橋后期變形計算結(jié)果，按照邊跨的應(yīng)力水平設(shè)計，制作3根后張法預(yù)應(yīng)力混凝土簡支試驗梁，通過長達762 d的試驗觀測，研究試驗梁后期變形規(guī)律及其影響因素，并提出有效控制預(yù)應(yīng)力混凝土梁后期變形的建議措施。

1 徐變變形計算方法

混凝土徐變變形是指在持續(xù)荷載作用下，混凝土結(jié)構(gòu)變形隨時間不斷增加的現(xiàn)象，通常采用徐變系數(shù)來描述。國內(nèi)外主要混凝土規(guī)范[10-15]都以混凝土齡期28 d時的彈性應(yīng)變?yōu)榛鶞蕘矶x徐變系數(shù)，如歐洲規(guī)范 CEB/FIP(1990)[15]、中國鐵路規(guī)范 TB10002.3—2005[10](下稱中鐵05規(guī)范)和中國公路規(guī)范JTG D62—2004[13](下稱中交04規(guī)范)等。各種規(guī)范都規(guī)定了各自適用的橋梁跨度范圍。容桂水道特大橋的跨度已遠超過這些規(guī)范所規(guī)定的跨度范圍，需要根據(jù)實測徐變系數(shù)確定適用規(guī)范。

為此，本文按照實橋混凝土配比(見表 1)制作 1組共3個C60高性能混凝土棱柱體試件，測試了徐變系數(shù)。試件尺寸(長×寬×高)為100 mm×100 mm×400 mm，試驗環(huán)境相對濕度為60%，加載齡期為28 d。實測徐變系數(shù)取3個試件的平均值。

表1 容桂水道橋?qū)崢駽60高性能耐久性混凝土配合比Table 1 Mix proportion of C60 high performance concrete of RGB kg/m3

圖1所示為混凝土徐變系數(shù)實測值與按各種規(guī)范所得計算值的對比結(jié)果。由圖1可見：按各種規(guī)范計算所得徐變系數(shù)均大于實測徐變系數(shù)；按中鐵05規(guī)范計算所得徐變系數(shù)與實測值差別最大，中交04規(guī)范和CEB/FIP(1990)兩者的計算值較接近，與實測值差別較小。其中，中交04規(guī)范混凝土徐變系數(shù)計算考慮了混凝土強度等級的影響，強度等級越高，徐變系數(shù)越小；而中鐵05規(guī)范則沒有考慮混凝土強度等級的影響。

經(jīng)綜合比較，本文徐變變形計算采用中交 04規(guī)范。計算結(jié)果表明：容桂水道橋后期徐變變形在邊跨上拱，中跨靠近邊跨部分下?lián)希拷卸詹糠稚瞎?，且邊跨的變形幅度大于中跨的變形幅度，見圖2。

圖1 徐變系數(shù)實測值與計算值對比Fig.1 Comparison of tested and calculated values of creep coefficient for concrete

圖2 容桂水道橋后期變形曲線Fig.2 Long term deformation curves of Ronggui bridge

2 預(yù)應(yīng)力混凝土梁長期變形試驗

2.1 試驗梁設(shè)計

本試驗?zāi)M容桂水道橋變形較大邊跨的后期徐變變形情況和受力狀態(tài)。考慮實驗室場地、預(yù)應(yīng)力筋位置、張拉控制應(yīng)力、預(yù)應(yīng)力加載齡期、堆載(模擬二期恒載)齡期(分6種)以及堆載大小等因素，本文共設(shè)計了5大類共30根等截面簡支預(yù)應(yīng)力混凝土試驗梁。通過有限元對比分析，并考慮到試驗梁后期變形、材料用量、堆載實現(xiàn)難易程度等因素，經(jīng)反復(fù)篩選，最終確定3根試驗梁，記為Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ。這3根試驗梁的幾何尺寸(長×寬×高)均為10.0 m×0.3 m×0.4 m，普通鋼筋配筋率和預(yù)應(yīng)力鋼束的布置也相同，但預(yù)應(yīng)力張拉與二期恒載加載時的混凝土齡期不同。其中：Ⅰ和Ⅱ號梁應(yīng)力張拉齡期為7 d，Ⅲ號梁為30 d；Ⅰ號梁堆載齡期為28 d，Ⅱ和Ⅲ號梁為60 d。圖3所示為試驗梁預(yù)應(yīng)力鋼束布置圖。

2.2 試驗梁制作、加載和測試

表2所示為實測混凝土強度和彈性模量。在滿足構(gòu)造要求的前提下，試驗梁縱向普通鋼筋配筋率與實橋的相同，為0.05%；預(yù)應(yīng)力鋼筋采用無黏結(jié)鋼絞線，抗拉強度標準值fpk=1.86 GPa，單根張拉力為188 kN。二期恒載采用堆載實現(xiàn)。

表2 實測試驗梁混凝土強度和彈性模量Table 2 Tested cubic strength and elastic modulus of experimental beams

圖3 跨中及梁端預(yù)應(yīng)力筋布置圖Fig.3 Pre-stressed tendons arrangement in middle span and beam end

整個試驗歷時762 d，主要測試內(nèi)容包括：

(1) 試驗梁跨中變形，采用千分表測量，測點布置見圖4。

(2) 混凝土的應(yīng)變，采用表面式應(yīng)變計測量；

(3) 預(yù)應(yīng)力鋼束張拉力損失，采用穿心式壓力傳感器測量；

圖4 各試驗梁千分表布置圖Fig.4 Arrangement of dial gauges on test beams

(4) 試驗室環(huán)境濕度、溫度等，分別采用溫度計和濕度計測量。

3 長期試驗結(jié)果及分析

試驗結(jié)果表明：各試驗梁的位移、應(yīng)變和預(yù)應(yīng)力鋼束內(nèi)力的實測值均小于計算值，且實測值與計算值變化規(guī)律基本相同。

3.1 環(huán)境溫度、濕度變化規(guī)律

試驗期間，環(huán)境溫度和濕度隨天氣和季節(jié)的變化波動較大，溫度變化范圍為 5～36 ℃，夏季最高溫度為36 ℃，冬季最低氣溫為5 ℃，平均溫度約為20 ℃；濕度變化范圍為50%～100%，冬季濕度普遍較高，平均濕度約為75%。見圖5。

3.2 試驗梁跨中位移變化規(guī)律

在試驗觀測期間，各試驗梁跨中均發(fā)生上拱變形。預(yù)應(yīng)力張拉完成后，各試驗梁跨中位移急劇上移，堆載后產(chǎn)生突降，然后繼續(xù)發(fā)展，但變化緩慢，見表 3和圖 6～8。圖 6(a)～8(a)中：曲線以試驗梁預(yù)應(yīng)力張拉完成后的線形為基準。

堆載后的后期變形期間，前185 d內(nèi)各試驗梁跨中上拱發(fā)展較快，平均約占總后期變形的75%；之后的500余d內(nèi)各試驗梁跨中上拱發(fā)展趨于平緩，平均約占總后期變形的25%。見表3和圖6(b)～8(b)，圖中曲線以堆載后試驗梁的線形為基準。

圖5 試驗室環(huán)境溫度和濕度時程曲線Fig.5 Time history curves of ambient temperature and humidity in laboratory

表3 不同階段各試驗梁跨中變形理論值與實測值的對比Table 3 Comparison of tested and calculated deformation in mid-span of test beams

圖6 Ⅰ梁預(yù)應(yīng)力張拉后和堆載后跨中后期變形位移時程曲線Fig.6 Displacement-time curves in mid-span of beam Ⅰ after pre-stress tension and after surface loading

圖7 Ⅱ梁預(yù)應(yīng)力張拉后和堆載后跨中后期變形位移時程曲線Fig.7 Displacement-time curves in mid-span of beam Ⅱ after pre-stress tension and after surface loading

圖8 Ⅲ梁預(yù)應(yīng)力張拉后和堆載后跨中后期變形位移時程曲線Fig.8 Displacement-time curves in mid-span of beam Ⅲ after pre-stress tension and after surface loading

3.3 試驗梁跨中截面混凝土表面應(yīng)變變化規(guī)律

在試驗期間，各試驗梁跨中截面混凝土下表面應(yīng)變的發(fā)展規(guī)律與跨中上拱變形的發(fā)展規(guī)律相吻合，均是在預(yù)應(yīng)力張拉完成后迅速增大，堆載后產(chǎn)生突降，之后繼續(xù)發(fā)展，但速度緩慢；混凝土齡期達到 400 d以后，各試驗梁混凝土表面應(yīng)變基本穩(wěn)定，到齡期762 d時基本沒有增大。冬季由于溫度降低和濕度增大，各試驗梁混凝土表面應(yīng)變均明顯減小，隨著溫度回升，混凝土表面應(yīng)變有短暫突增，隨即趨于穩(wěn)定，見圖9。試驗結(jié)果表明：Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ號試驗梁堆載后的后期應(yīng)變分別占762 d總應(yīng)變的31.6%，22.5%，28.1%。見表4。

3.4 預(yù)應(yīng)力鋼束內(nèi)力變化規(guī)律

在762 d的試驗中，各試驗梁實測預(yù)應(yīng)力鋼束內(nèi)力的損失很小，最大不超過8.63%，見表5。堆載前，各試驗梁預(yù)應(yīng)力鋼束拉力損失速率相對較大，堆載后逐漸趨于平緩，特別是在混凝土齡期500 d以后，預(yù)應(yīng)力鋼束拉力的損失速率很小。以Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ號試驗梁的SL1鋼束為例，預(yù)應(yīng)力張拉后到混凝土齡期762 d期間，鋼束SL1預(yù)應(yīng)力損失率分別為 8.25%，8.07%和 6.54%；堆載后到混凝土齡期 762天(后期變形)期間，SL1的預(yù)應(yīng)力損失率分別為 4.38%，3.51%和2.70%。后者最多不超過前者的 53%。這說明預(yù)應(yīng)力混凝土梁的后期變形主要還是由混凝土徐變引起，預(yù)應(yīng)力損失引起的變形很小。

表4 不同階段各試驗梁跨中截面混凝土下表面應(yīng)變Table 4 Concrete strain on bottom surface of mid-span section of test beams in different periods με

圖9 Ⅰ梁預(yù)應(yīng)力張拉后和堆載后跨中混凝土下表面總應(yīng)變Fig.9 Strain-time curves on bottom concrete surface in mid-span of beamⅠ after pre-stress tension and after surface loading

表5 試驗梁預(yù)應(yīng)力鋼束拉力損失對比Table 5 Comparison of loss of pre-stress of test beams

4 預(yù)應(yīng)力混凝土梁后期徐變影響因素分析

4.1 環(huán)境溫度和濕度的影響

試驗結(jié)果表明：低溫度、高濕度環(huán)境能夠有效減小預(yù)應(yīng)力混凝土梁的后期徐變變形。從圖5～9可見：

(1) 混凝土齡期180～240 d時段內(nèi)，環(huán)境濕度相對穩(wěn)定在82%左右，溫度下降約19 ℃，各試驗梁跨中位移和混凝土下表面應(yīng)變均明顯減小。其中，Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ號試驗梁堆載后的跨中位移分別減小 0.177，0.039和0.077 mm，平均減小約8.0%；跨中混凝土下表面應(yīng)變分別減小了 8.63με，8.50με和 8.29με，平均減小約8.5%。

(2) 混凝土齡期360～400 d時段內(nèi)，環(huán)境溫度相對穩(wěn)定在11 ℃左右，濕度降低約15%；各試驗梁跨中位移和混凝土下表面應(yīng)變均明顯增大；其中，Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ試驗梁堆載后的跨中位移分別增大 0.160，0.234和0.063 mm，平均增大約11.6%；跨中混凝土下表面應(yīng)變分別增大 18.07με，9.25με和 11.78με，平均增大約5.2%。

因此，在實際工程中特別是高溫環(huán)境下，預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁的保濕養(yǎng)護對其后期變形控制十分重要。

4.2 預(yù)應(yīng)力鋼束張拉齡期的影響

預(yù)應(yīng)力鋼束張拉齡期越早，預(yù)應(yīng)力混凝土梁的后期徐變變形越大，適當延長預(yù)應(yīng)力加載齡期可有效減小預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁的后期變形。

試驗梁Ⅱ和Ⅲ的堆載齡期相同，但預(yù)應(yīng)力鋼束張拉齡期不同。其中，試驗梁Ⅱ預(yù)應(yīng)力鋼束張拉齡期為7 d，試驗梁Ⅲ為30 d，比前者晚23 d。表3所示結(jié)果表明：試驗梁Ⅱ和Ⅲ跨中處的后期變形分別為1.50和1.25 mm，后者比前者減小了約16.51%。因此，在實際工程中，可采用預(yù)留部分后張鋼束和設(shè)計體外束的措施以控制橋梁后期徐變變形。

4.3 堆載齡期的影響

二期恒載的加載齡期越早，預(yù)應(yīng)力混凝土梁的后期徐變變形越大，適當推遲二期恒載加載時間可有效減小預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁的后期徐變變形。

試驗梁Ⅰ和Ⅱ的預(yù)應(yīng)力鋼束張拉齡期相同，但堆載齡期不同。其中，試驗梁Ⅰ堆載齡期為28 d，試驗梁Ⅱ堆載齡期為60 d，比前者推遲了32 d。表3、圖8(b)、圖 9(b)所示試果表明：試驗梁Ⅰ和Ⅱ跨中處的后期變形分別為2.28和1.50 mm，后者比前者減小約34.27%。在實際工程中，可適當延長鋪軌時間以有效控制橋梁后期徐變變形，考慮到橋梁施工和運營成本，一般延長半年鋪軌為宜。

5 結(jié)論

(1) 按照各種規(guī)范計算所得混凝土徐變系數(shù)差異較大，且均大于實測徐變系數(shù)。按中交04規(guī)范計算所得徐變系數(shù)較按中鐵05規(guī)范所得值更接近實測值，且考慮了混凝土強度等級對徐變系數(shù)的影響。因此，本文采用中交04規(guī)范計算C60高性能混凝土結(jié)構(gòu)徐變變形。

(2) 預(yù)應(yīng)力混凝土梁的位移和應(yīng)變都是在預(yù)應(yīng)力張拉完成后急劇增大，堆載后產(chǎn)生突降，之后繼續(xù)發(fā)展，但速度緩慢。堆載后的后期變形期間，在前185 d內(nèi)各試驗梁的跨中上拱變形平均約占總后期變形的75%；在之后的500余d內(nèi)，跨中上拱變形平均約占總后期變形的25%；混凝土表面應(yīng)變在400 d時基本穩(wěn)定，之后僅隨環(huán)境溫度、濕度的變化有所波動。

(3) 預(yù)應(yīng)力混凝土梁預(yù)應(yīng)力鋼束內(nèi)力的損失很小，最多不超過 8.63%。因此，預(yù)應(yīng)力混凝土梁的后期變形主要是混凝土徐變引起的，預(yù)應(yīng)力損失引起的變形很小。

(4) 當預(yù)應(yīng)力混凝土梁的截面尺寸、預(yù)應(yīng)力鋼束布置、配筋率相同時，環(huán)境溫度和濕度、預(yù)應(yīng)力加載齡期、二期恒載加載齡期等是結(jié)構(gòu)后期徐變變形的主要影響因素。在實際工程中，在高濕度、低溫度的混凝土養(yǎng)護環(huán)境下，適當延長預(yù)應(yīng)力張拉齡期，預(yù)留后張鋼束和設(shè)計體外備張鋼束，并適當延長鋪軌時間等都是控制預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁后期徐變變形的有效措施。

[1] 朱高明. 國內(nèi)外無砟軌道的研究與應(yīng)用綜述[J]. 鐵道工程學報, 2008, 118(7): 28-30.ZHU Gao-ming. Overall comments on study and application of ballastless track at home and abroad[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2008, 118(7): 28-30.

[2] 沈東升. 客運專線無砟軌道的技術(shù)應(yīng)用與發(fā)展[J]. 中國鐵路,2009(10): 11-14 SHEN Dong-sheng. Technical application and development of ballastless track on passenger express railway[J]. Chinese Railways, 2009(10): 11-14.

[3] 江成, 范佳, 王繼軍. 高速鐵路無砟軌道設(shè)計關(guān)鍵技術(shù)[J]. 中國鐵道科學, 2004, 25(2): 42-47.JIANG Cheng, FAN Jia, WANG Ji-jun. Key techniques of ballastless track design on high-speed railway[J]. China Railway Science, 2004, 25(2): 42-47.

[4] 向俊, 曹曄, 劉保鋼, 等. 客運專線板式無碴軌道動力設(shè)計參數(shù)[J]. 中南大學學報: 自然科學版, 2007, 38(5): 981-986.XIANG Jun, CAO Ye, LIU Bao-gang, et al. Dynamic parameters of slab track of passenger transport line[J]. Journal of Central South University: Since and Technology, 2007, 38(5): 981-986.

[5] 石現(xiàn)峰, 王瀾, 萬家. 無砟軌道混凝土橋梁的徐變變形研究[J]. 石家莊鐵道學院學報, 2007, 20(1): 61-63.SHI Xian-feng, WANG Lan, WAN Jia. Analysis of creep deformation of concrete bridge with ballastless track[J]. Journal of Shijiazhuang Railway Institute, 2007, 20(1): 61-63.

[6] 林波. 混凝土收縮徐變及其效應(yīng)的計算分析和試驗研究[D].南京: 東南大學土木工程學院, 2006: 57-67.LIN Bo. Experimental and theoretical analysis of shrinkage and creep effects of concrete[D]. Nanjing: South East University.Civil Engineering Institute, 2006: 57-67.

[7] 劉杰. 預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)徐變效應(yīng)的計算理論及計算方法研究[D]. 長沙: 中南大學土木建筑學院, 2009: 27-36.LIU Jie. Study on the theory and calculation methods of creep effect of pre-stressed concrete structure[D]. Changsha: Central South University. School of Civil Engineering and Architecture,2009: 27-36.

[8] 何義斌. 大跨度無砟軌道連續(xù)梁橋后期徐變變形研究[J]. 鐵道學報, 2008, 30(4): 120-124.HE Yi-bin. Study on post creep deformation of long-span concrete continuous bridge with ballastless tracks[J]. Journal of the China Railway Society, 2008, 30(4):120-124.

[9] 羅許國, 鐘新谷, 戴公連. 高性能混凝土梁長期變形性能試驗研究[J]. 鐵道科學與工程學報, 2005, 2(4): 45-49.LOU Xu-guo, ZHONG Xin-gu, DAI Gong-lian. Experimental study on the long term deformations in high performance concrete beam[J]. Journal of Railway Science and Engineering,2005, 2(4): 45-49

[10] TB l0002.3—2005. 鐵路橋涵設(shè)計基本規(guī)范[S].TB l0002.1—2005. Fundamental norms for railway bridge design[S].

[11] TB l0002.3—99. 鐵路橋涵鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[S].TB l0002.3—99. Design codes for railway reinforced concrete and pre-stressed concrete bridge structures[S].

[12] JTJ 023—85. 公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范[S].JTJ 023—85. Design codes for highway reinforced concrete and pre-stressed concrete bridge structures[S].

[13] JTG D62—2004. 公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范[S].JTG D62—2004. Design codes for highway reinforced concrete and pre-stressed concrete bridge structures[S].

[14] CEB-FIP (1978). CEB-FIP model code for concrete structures[S].

[15] CEB-FIP (1990). CEB-FIP model code for concrete structures[S].