24m箱梁制造工艺

第23卷 ， 第1期 中 国 铁 道 科 学 Vol.23 No.1 2 0 0 2 年 2 月 CHINA RAILWAY SCIENCE February，2002 ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═
期静载试验和长期上拱测试验证了制梁工艺措施的
1
Baidu Nhomakorabea
前
言
-1
合理性，也为我国铁路大规模采用工地预制预应力 混凝土简支箱梁提供了较为成熟的经验。
秦沈客运专线列车运行速度达 200 km ・h ，为 保证列车安全运行及旅客乘坐舒适，对桥上轨道的 平顺性要求很高，桥梁不仅应有足够的强度、刚度 以及小的后期徐变变形，同时还应具有良好的耐久 性，并要求实现快速施工，因此大量使用了预应力 混凝土简支箱梁，并主要采用现场预制、架桥机架 设的施工方法。预应力混凝土简支箱梁在我国铁路 建设中大规模采用尚属首次，没有工业化制造的成 熟经验，梁体重量和体积大，桥面宽，施工技术含 量高、控制要求严、制造难度大。本文从跨度 24 m 预应力混凝土双线整孔简支箱梁模板设计、混凝土 配合比试验、混凝土灌注和振捣工艺、水化热温度 和弹性模量随时间变化、张拉工艺和各项摩阻、预 施应力效果、顶梁和移梁、梁 体 弹 性 上 拱 及 缩 短 量、梁端横向拉应力、徐变上拱、混凝土保护层等 一系列实用性试验和测试，介绍了预应力混凝土双 线整孔简支箱梁工艺试验研究结果，通过梁体的后
料用量大于 1 100 kg ・m ；掺用高效减水剂和缓凝
-3
48
中
国
铁
道
科
学
第 23 卷
养护，最高蒸养温度 43 ℃ 。18 h 左右水化温度达 到最高。截面底板、腹板、顶板混凝土芯部的最高 温度分别约为 58℃ ，64℃ 利 62℃ ；底板混凝土水化 热温度相对较低，持续时间相对较短；腹板和顶板 混凝土水化热温度相对较高，持续时间相对较长。 2 昼夜后，与空气温度相差在 15℃ 之内，满足拆模 要求；3 昼夜后，梁体温度与天气状况温度基本接 近；此时，梁体跨中截面腹板 表 面 与 芯 部 温 差 在 3℃ 之内。由于箱梁混凝土体积大、水化热高、散 热慢，因此在现场制梁中应对拆模的时间进行严格 控制。在箱梁大量生产时，宜根据实际梁体表面温 度与天气状况适当调整拆模的时间。在无实测温度 时，可根据试验梁混凝土水化热温度及降温速度计 算最早拆模时间。当采用带模初拉时，可适当提早 拆模。 !"# 箱梁张拉及跨中截面预应力效果 锚具的锚 口、喇 叭 口 摩 阻 在 特 制 的 试 件 上 进 行。实测 AM 锚具锚口摩阻率 4.5% ，喇叭口摩阻 率 2.0% ，夹片回缩量 4 mm，小于设计值锚口 + 喇 叭口摩阻率 7.0% 和夹片回缩量 6 mm。实测跨中截 面管 道 摩 阻 平 均 为 13.0% ， 大 于 设 计 值 平 均 值 8.4% ：腹板内侧及底板管道摩阻的偏差较腹板外 侧偏大。实测管道摩擦系数 µ 的平均值与设计值接 近， 而实测摆动系数 K 却大于设计值，表明箱梁预 应力管道（特别是腹板内侧及底板管道）的定位仍 需加强。同时混凝土灌筑时尽量减少对管道的 扰 动。 根据箱梁摩阻试验的实测结果，张拉控制应力 由设计的 0.72 fpu 调整为 0.745 fpu，以保证跨中的 有效应力与设计值相符。初拉后底模还承受 35% 的 梁体自重；终张拉后，跨中底 板 有 效 预 压 应 力 为 ，与张拉施工记 17.3 MPa（设计计算值 16.3 MPa） 录实测钢绞线伸长量比理论计算值偏大 5.8% 相吻 合。 !"$ 梁体弹性上拱及缩短量 箱梁终张拉前后实测跨中预应力产生的弹性上 拱度（不含自重影响）为 10.1 mm，换算至全部预 应力 作 用 后 为 16.4 mm。设 计 计 算 弹 性 上 拱 17.1 mm，终张拉时混凝土弹性模量为 36.3 GPa，与随梁 试件的弹模试验结果相符。箱梁终张拉前后下缘长 度平均缩短 2.5 mm，换算至全部预应力作用约为 4.1 mm。 !"% 梁端横向拉应力 试验箱梁终张拉进行至 N1B 束时，箱梁底板中
第1期
秦沈客运专线预应力混凝土双线整孔简支箱梁制造工艺
47
模精度 较 高、成 本 低，但 劳 动 强 度 大，操 作 环 境 差，拼装速度较慢。气囊式内模施工方便，但不能 满足结构尺寸的精度要求。全自动液压式内模在国 外采用较多，国内也曾尝试过，它具有定位准确， 又可以降低劳动强度，改善 操 作 环 境，但 成 本 较 高。半自动液压式内模，定位准确，成本适中，又 可以减轻劳动强度，操作环境也较好。根据我国现 状，采用半自动液压式内模较为合适。 内模由走行机构、液压系统、内模板三部分组 成。走行结构包括支撑纵梁、滑靴和钢轨；液压系 统包括系列油缸、高低压油缸、液压油管路和控制 阀门等；内模板包括面板、内模劲性钢骨架、竖向 加力肋等。考虑到端部截面扩大，为便于内模收起 和移出，横向对称分为五段，侧模铰接，顶模与侧 模分体。内模纵向分 12 节，节段之间均采用栓接， 分段拆卸。为防止混凝土浇注后连接角钢之间的互 相挤压，造成脱模困难，节段联接角钢之间预留间 隙。内模采用逐节组装、整体吊运就位。内模液压 油缸能否同步是保证整体液压内模小车正常使用的 关键之一。在扩收过程中，油缸不同步会造成内模 扭曲变形甚至无法修整。因此，液压系统应采用同 步控制油缸。内模端段人工拆卸；中段采用自动拆 卸，并沿轨道移出箱外。 秦沈 24 m 双线箱梁桥面宽 12.4 m，翼缘宽度 达 3 m，是传统的 T 型梁翼缘宽度的 3 倍多，因此， 首先要考虑到外模结构的稳定性。外模分 8 m 一段 制造，整体焊接拼装。外模的拆装方案，一是采用 龙门吊车拆装；二是采用移梁小车和滑道进行 横 移、纵移拆装。每台移梁小车的四个轮子可以进行 90º旋转，工艺简单，成本底，易操作。移梁小车和 滑道方案在秦沈客运专线各制梁场中得到普遍采 用。 !"! 混凝土配合比设计 混凝土配合比设计是保证梁体混凝土质量的中 心环 节。 24 m 双 线 整 孔 简 支 箱 梁 混 凝 土 用 量 为 204 m3 ，从梁体的一次灌注和制梁周期等的要求， 采用泵送混凝土，应综合考 虑 混 凝 土 的 强 度、弹 模，24 m 双线整孔简支箱梁合理灌注时间为 6 个小 时左右，故对混凝土的原材料配合比设计、施工工 艺等 均 提 出 了 较 高 的 要 求。 水 泥 用 量 小 于 500 ・ kg m - 3 ，水灰比控制在 0.34 ～ 0.36；混凝土总碱量 小于 3 kg ・ m ；砂率应控制在 34% ～ 36% ；粗骨料 岩样抗压强度与混凝土强度等级之比大于 2；粗骨
平顺性要求很高，桥梁不仅应有足够的强度、刚度以及小的后期徐变变形，同时还应具有良好的耐久性，并要 求实现快速施工，因此大量使用了预应力混凝土简支箱梁，并主要采用现场预制、架桥机架设的施工方法。预 应力混凝土简支箱梁在我国铁路建设中大规模采用尚属首次，没有工业化制造的成熟经验。本文通过跨度 24 m 预应力混凝土双线整孔简支箱梁模板设计、混凝土配合比试验、混凝土灌注和振捣工艺、水化热温度、张拉工 艺和各项摩阻、预施应力效果、顶梁和移梁、梁体弹性上拱及缩短量、徐变上拱等一系列实用性试验和后期静 载试验、长期上拱测试的验证，为秦沈客运专线预应力混凝土简支箱梁制造质量提供了保证，也为我国铁路大 规模采用预应力混凝土简支箱梁提供了较为成熟的经验。 关键词：预应力混凝土；箱梁；制造工艺 中图分类号：U448.35：V238 文献标识码：A
-3
剂。要求混凝土坍落度在 140 mm ～ 180 mm，2 h 的 坍落度损失率小于 20% ；初凝时间 6 h ～ 8 h；有好 的和易性。由以上配合比设计原则，并采用蒸汽养 护，均能满足 2 天拆模、10 天终拉的混凝土性能指 标要求。 !"# 钢筋绑扎及吊装 底板、腹板和顶板钢筋分别在整体绑扎胎具上 按图纸定位绑扎。斜腹板的钢筋骨架倾斜度，利用 自锁、旋转装置实现，梁端底板钢筋绑扎利用支座 样板避开支座套筒。端边墙钢筋与挡碴墙钢筋单独 绑扎，以利于桥面钢筋吊装、就位、绑扎。为保证 钢筋骨架在吊装过程中不发生局部变形，采用自平 衡式专制吊具吊装钢筋骨架，吊点间距 2 m。斜腹 板的钢筋骨架倾斜度采用刚性斜撑临时加固底腹板 钢筋予以保证。顶板与腹板钢筋之间的对位利用导 向钢筋来实现。采用以上钢筋绑扎工艺措施后钢筋 笼规则、钢筋位置准确，提高了工效。 !"$ 箱梁混凝土灌注和振捣 混凝土灌注及振捣方式是 箱 梁 制 造 的 关 键 之 一。需综合考虑底板混凝土的密实性、腹板混凝土 因下陷可能出现空洞、混凝土的流动对抽拔橡胶管 的冲击、梁体外观等。箱梁混凝土一次灌注方式比 选了四种： （1）底板→腹板 → 顶板； （2）腹板 → 底 板→顶板； （3）底板 1 / 3→腹板→底板 → 顶板； （4） 腹板 1 / 3→底板 → 腹板 → 顶板。先灌底板，后灌腹 板不可避免地会大量翻浆，造成较大的浪费；先灌 1 / 3腹板或底板方案，工序中断次数增多。合理的 灌注顺序应是腹板→底板 → 顶板。考虑到箱梁内模 上浮及底板混凝土的密实，内模不封底；为防止灌 注腹板时混凝土拌合物的挤出，并给腹板混凝土下 陷予以阻力以达到腹板的密实，在内模侧面拐角处 设压浆板。 采用腹板→底板→顶板的灌注顺序，关键是腹 板混凝土的振捣，整个腹板振捣过程以插入式振捣 棒为主，侧振为辅，侧振要短振、勤振。第一层腹 板混凝土侧振为主，插入式振动棒引灰。利用压浆 板产生的阻力，充分翻浆，使得从腹板翻出的混凝 土密实，获得足够的阻力，达到腹板及与底板拐角 处的混凝土密实。当混凝土灌至距顶板 60 cm 处时 停止侧振，采用振捣棒振捣方式。 秦沈客运专线制梁普遍采用了腹板 → 底板 → 顶 板灌注顺序，只设部分侧振，不设底振。 !"% 混凝土水化温度 试验箱梁混凝土灌筑结束，静停后，进行蒸汽
心线处横向拉应变达到 240 µ ，箱梁两端底板中心 ε 线附近均发现裂缝。根据有限元计算结果，在全部 预应力作用下，梁端截面底板中心线附近产生最大 横向拉应力为 7.45 MPa，呈抛物线分布，分布宽度 约 2.0 m；横向拉应力沿梁纵向分布长度约 1.0 m， 且衰 减 较 快， 在 距 梁 端 约 0.3 m 处 应 力 下 降 约 50% ；计算结果与两片箱梁端部开裂的时间、裂缝 分布及长度等均较为一致，箱梁端部出现较宽裂缝 主要是由梁端布束不合理、端隔墙配筋量小造 成 的。为解决梁端开裂的问题，设计院在梁体预应力 效果不变的前提下，对箱梁预应力束布置进行了调 整，并加强了梁端横向钢筋的配置并减小梁端进入 孔的尺寸。修改设计后，梁端底板横向最大拉应力 下降至 3.54 MPa。实测底板最大横向拉应力为 3.47 MPa；未发现肉眼可见裂缝。 为防止预施应力时，梁端出现较宽裂缝，预应 力束的布置应均匀并加强梁端的配筋量。对于混凝 土宽箱梁，尤其应注意按理论计算确定合理的张拉 顺序。此外，自重作用下，箱梁端部底板中心线产 生横向压应力，并随支点内移，压应力逐渐减小， 因此在确定存梁支点悬臂长度时，除检算上缘纵向 拉应力外，还应检算梁端的横向拉应力。 !"& 混凝土收缩、徐变及梁体徐变上拱 箱梁混凝土应变测点的长期测试从梁体混凝土 灌筑后开始，目前已累计进行了 300 天观测。从底 ，尽量 板混凝土收缩、徐变量的发展过程看（图 1） 缩短存梁的时间、早期施加部分二期恒载（上碴） 对控制后期的徐变上拱有利。根据实测结果，终张 拉 300 天后预应力束中预应力损失为 70.0 MPa，约 为计算 全 部 收 缩、徐 变 损 失 83.0 MPa 的 84.5% ， 比现行《规范》计算的 67.8 MPa 偏大 3.3% 。《规 范》计算的预应力长期损失终极值取值偏低；混凝 土的徐变系数宜适当放大。
文章编号：1001-4632（2002）01-0046-05
秦沈客运专线预应力混凝土双线整孔 简支箱梁制造工艺
杨梦蛟，牛 斌，马 林，殷宁骏
100081） （铁道部科学研究院 铁建所，北京 摘
・h - 1 ，为保证列车安全运行及旅客乘坐舒适，对桥上轨道的 要：秦沈客运专线列车运行速度达 200 km
收稿日期：2001-10-23 作者简介：杨梦蛟（1964—） ，男，浙江桐乡市人，研究员
2
箱梁制造工艺
跨度 24 m 预应力混凝土双线整孔简支箱梁全 长 24.6 m，混凝土体积 204.3 m3 ，总重 5 260 kN； 梁高 2.0 m，顶宽 12.4 m，底宽 6.12 m，腹板、顶 板和底板厚分别为 0.45 m，0.3 m 和 0.25 m。箱梁 一次灌注成型，对内模和混凝土灌注和振捣提出了 较高的要求。为防止发生早期裂缝需严格控制拆模 时梁体混凝土表面与外界的温差。为控制梁体的徐 变拱度以及保证梁体的抗裂性，要求确保混凝土的 弹性模量及准确施加预应力。由于箱梁较宽、重量 大，对四支点的平整性要求高，大大增加了箱梁的 起吊和移动难度。 !"# 模板设计原则 箱梁内模构造大体分为四种形式：即机械式、 气囊式、全自动液压式和半自动液压式。机械式内