肖光清

(廣東省公路工程質(zhì)量監(jiān)測中心， 廣東 廣州　510500)

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改善大跨度矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋受力的措施及其可行性研究

肖光清

(廣東省公路工程質(zhì)量監(jiān)測中心， 廣東 廣州510500)

摘要：以一座大跨度矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋為背景，運(yùn)用有限元軟件建立了全橋的仿真計算模型，從調(diào)整結(jié)構(gòu)受力方面，提出了改善大跨度矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋受力的措施，并對比分析了各種措施的實(shí)施效果及其可行性。

關(guān)鍵詞：連續(xù)剛構(gòu)橋； 矮墩； 結(jié)構(gòu)受力； 改善措施

0引言

連續(xù)剛構(gòu)橋因其具有受力性能好、橋型美觀、施工方便、經(jīng)濟(jì)等特點(diǎn)而被廣泛的運(yùn)用在大跨度橋梁建設(shè)中。設(shè)計時，為使連續(xù)剛構(gòu)橋整體結(jié)構(gòu)受力更為合理，通常會將其墩都設(shè)計得相對較高，高墩的柔度較好，能有效的減小橋墩對上部結(jié)構(gòu)的約束作用，從而使得下部結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用下基本不受推力影響[1]。對于一些地處市政、跨河跨湖中的連續(xù)剛構(gòu)橋，由于受到地理環(huán)境、橋梁線形等因素的影響，需要把結(jié)構(gòu)做成矮墩連續(xù)剛構(gòu)體系，隨著墩高度的降低，墩的抗推剛度將增大，但下部結(jié)構(gòu)的受力偏大[2]。因此，對于如何改善矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋的受力充分發(fā)揮其優(yōu)勢這個問題有必要做下研究。

1措施

從受力分析的角度來看，矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋存在兩個方面問題：一是墩身內(nèi)力過大，墩頂和墩底容易產(chǎn)生過大的拉應(yīng)力，造成結(jié)構(gòu)開裂，嚴(yán)重時將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞，難以滿足強(qiáng)度要求；二是基礎(chǔ)受力過大，為滿足結(jié)構(gòu)的受力需要，盡管可通過擴(kuò)大基礎(chǔ)的方法利用基礎(chǔ)柔度的有利作用來解決，但增加基礎(chǔ)的費(fèi)用過高。因此，減小墩身和基礎(chǔ)內(nèi)力成為了改善矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋受力的主要著手點(diǎn)，改善措施如下[3]：一是從設(shè)計上調(diào)整結(jié)構(gòu)的設(shè)計參數(shù)，如調(diào)整墩身間距和邊中跨比、墩身設(shè)縫、基礎(chǔ)偏心等；二是從施工過程中調(diào)整結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，如合龍前邊跨懸臂端永久配重、中跨懸臂端反向頂推、調(diào)整合龍順序等。具體操作可根據(jù)實(shí)際情況采用以上一種或者幾種措施綜合使用。在考察結(jié)構(gòu)受力時，需同時兼顧上下部結(jié)構(gòu)的受力情況是否合理、可行。本文主要從施工過程中調(diào)整結(jié)構(gòu)受力方面對改善矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋的受力措施進(jìn)行研究。

1.1合龍前邊跨懸臂端永久配重

大跨度矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋的主墩通常采用雙肢薄壁，雙薄壁矮主墩在荷載作用下內(nèi)外墩的軸力差過大，且墩頂和墩底彎矩偏大。成橋狀態(tài)，主墩越矮這種受力特點(diǎn)表現(xiàn)得越為明顯，且類似于降溫荷載工況相同的效應(yīng)。通常，降溫荷載組合工況控制著連續(xù)剛構(gòu)橋墩身和基礎(chǔ)的內(nèi)力。若在最大雙懸臂狀態(tài)邊跨側(cè)懸臂端配重，合龍后可根據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行部分配重的卸載，這一配重荷載效應(yīng)與降溫荷載效應(yīng)相反，從而有利于改善主墩墩身和基礎(chǔ)的受力。具體分析如下：

僅以配重作為研究對象，而不考慮雙肢薄壁墩間距和其他荷載的影響，可將結(jié)構(gòu)模型簡化為圖1所示進(jìn)行分析。設(shè)合龍前邊跨側(cè)懸臂端的豎向恒載配重為F，橋墩的彎矩為M、軸力為N；邊跨合龍后，進(jìn)行部分卸載，就相當(dāng)于在邊跨側(cè)懸臂端施加了一個反向力F′(|F|≥|F′|)，此時橋墩的彎矩變?yōu)镸′、軸力為N′。合龍前后結(jié)構(gòu)體系發(fā)生了變化，由受力分析可知，|M|≥|M′|、|N|≥|N′|，則結(jié)構(gòu)內(nèi)將產(chǎn)生一個彎矩差ΔM和軸力差ΔN，ΔM與ΔN的符號與降溫荷載作用下相反，對減小墩身和基礎(chǔ)的受力是有利的。

圖1　邊跨懸臂永久配重受力分析示意圖

1.2合龍前中跨懸臂端反向頂推

由上述分析可知，降溫荷載工況控制著矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋墩身和基礎(chǔ)的受力。當(dāng)溫度下降時，合龍前主梁將整體向跨中靠攏，導(dǎo)致主墩墩頂產(chǎn)生沿跨中方向的水平和轉(zhuǎn)角位移[4]。為有效解決這個問題，可在中跨懸臂端施加一個沿邊跨側(cè)的頂推力，使橋墩事先儲備一個與降溫效應(yīng)相反的內(nèi)力，待合龍后進(jìn)行拆除。設(shè)水平頂推力為P，則距離作用點(diǎn)H處的承臺底將產(chǎn)生一個約為M=PH的彎矩。同時，墩身將產(chǎn)生一定的彎矩和不平衡軸力差，由此產(chǎn)生的作用效果與降溫荷載效應(yīng)恰好相反。

1.3調(diào)整合龍順序

對于三跨連續(xù)剛構(gòu)橋，一般會選擇先合龍邊跨再合龍中跨，這樣的合龍順序?qū)p小墩身和基礎(chǔ)的受力有一定的影響，但影響較小[5-7]，一些相關(guān)論文已對此做了分析，本文將不再贅述。

2計算實(shí)例

2.1工程概況

本文以一座跨徑布置為110 m+195 m+110 m的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋為例。該橋上部結(jié)構(gòu)分幅布置，每幅均為單箱單室箱型截面，箱梁頂?shù)装寰O(shè)有3%的單向橫坡。截面梁高由箱梁根部的11.5 m按2次拋物線變化至跨中的4.0 m；單幅箱梁頂板寬16.4 m，標(biāo)準(zhǔn)段厚度為30 cm，根部加厚到50 cm；底板寬8.4 m，厚度由箱梁根部的120 cm按2次拋物線變化至跨中的32 cm；腹板厚度由箱梁根部的120 cm變化至跨中的55 cm。主梁為三向預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)。

下部結(jié)構(gòu)主墩基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁和整體式承臺，樁基布置為18根樁徑2.8～2.5 m的變直徑鉆孔樁，樁間凈距為2.8 m。過渡墩采用分離式承臺，單個承臺下布置4根直徑2.0 m的鉆孔樁，樁間凈距為2.2 m。主墩墩身、承臺和樁基分別采用C50、C40、C30混凝土，過渡墩墩身、承臺和樁基均采用C30混凝土，主橋橋型布置圖見圖2所示。

圖2　主橋橋型布置示意圖(高程單位： m；其余單位： cm)

2.2有限元模型計算

本文主要從施工過程中調(diào)整結(jié)構(gòu)受力方面對改善矮墩連續(xù)剛構(gòu)橋的受力措施進(jìn)行研究，因此，在上下部結(jié)構(gòu)設(shè)計尺寸不變的情況下選取如下4個方案進(jìn)行仿真計算：方案1，無頂推力和配重；方案2，在最大雙懸臂狀態(tài)邊跨側(cè)懸臂端施加一個715 kN恒載配重；方案3，合龍前中跨懸臂端施加一個沿邊跨方向的5 000 kN水平頂推力，待合龍后進(jìn)行卸載；方案4為方案2、3的綜合。各方案施工順序均為下部結(jié)構(gòu)→0號梁段施工→最大懸臂階段→邊跨合龍→中跨合龍。

全橋仿真分析采用Midas Civil有限元軟件建立空間桿系模型(圖3)。全橋結(jié)構(gòu)均模擬為空間梁單元，模型共計709個節(jié)點(diǎn)，676個單元，其中主梁單元116個、樁基單元520個。成橋時，有限元模型邊界條件如下：上部結(jié)構(gòu)采用墩梁剛性連接，兩邊支點(diǎn)只約束豎向位移模擬；下部結(jié)構(gòu)在樁底約束全部自由度，采用m法模擬群樁邊界[8，9]。

圖3　全橋仿真計算有限元模型

2.3計算結(jié)果與分析

各方案墩身、承臺底在成橋10 a收縮徐變、 最不利荷載組合作用下的內(nèi)力見表1所示，墩頂縱橋向位移見表2所示。

表1 各個方案墩身和基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)受力情況方案成橋10a收縮徐變最不利荷載組合(恒載+汽車+溫度)N/kNQ/kNM/(kN·m)Nmax/kNQmax/kNMmax/(kN·m)Nmin/kNQmin/kNMmin/(kN·m)1外側(cè)墩頂-71990-3796-32213-60439-4110-33209-83721-6604-57070外側(cè)墩底-80720-379631011-69169-411052491-92451-660436305內(nèi)側(cè)墩頂-63087-2194-19089-55357-1561-11843-79565-4175-36616內(nèi)側(cè)墩底-71818-219417462-64087-156132530-88295-417515403承臺底-205086-5990109122-205452-5673228746-212919-107481315352外側(cè)墩頂-78281-3828-33492-66730-4143-34488-90012-6637-58349外側(cè)墩底-87011-382830274-75460-414351753-98742-663735568內(nèi)側(cè)墩頂-57290-2171-19809-49560-1538-12564-73768-4152-37336內(nèi)側(cè)墩底-66020-217116350-58290-153831417-82498-415214290承臺底-205579-599964497-205946-5682184120-213413-10757869103外側(cè)墩頂-74175-2198-19235-62624-2512-20230-85906-5006-44092外側(cè)墩底-82905-219817373-71354-251238853-94637-500622667內(nèi)側(cè)墩頂-60506-665-6799-52775-32447-76983-2646-24326內(nèi)側(cè)墩底-69236-6654275-61506-3219342-85714-26462215承臺底-204689-286317208-205055-2545136831-212522-7621396214外側(cè)墩頂-80466-2230-20514-68915-2545-21509-92197-5039-45371外側(cè)墩底-89197-223016636-77646-254538116-100928-503921930內(nèi)側(cè)墩頂-54708-641-7520-46978-8-274-71186-2622-25047內(nèi)側(cè)墩底-63439-6413162-55708-818230-79917-26221102承臺底-205183-2872-27418-205549-255492206-213016-7630-5005

由表1可知： ①由于主墩較矮，墩身和基礎(chǔ)的內(nèi)力均偏大，且內(nèi)外兩側(cè)墩的軸力差也較大。 ②在邊跨側(cè)懸臂端施加永久配重對減小墩身和基礎(chǔ)的軸力、剪力作用較小，但能有效減小基礎(chǔ)彎矩。 ③合龍前中跨懸臂端反向頂推對減小墩身和基礎(chǔ)的軸力作用較小，但能大幅度的減小墩身和基礎(chǔ)的剪力和彎矩，剪力和彎矩最大減小幅度分別為98%、 85%，且外側(cè)墩內(nèi)力均要大于內(nèi)側(cè)墩，以剪力和彎矩變化情況較為突出，這是由于內(nèi)側(cè)墩受頂推力的作用效果要大于外側(cè)墩而引起的。 ④綜合幾種措施使用，取長補(bǔ)短，有效的減小墩身和基礎(chǔ)的受力，使結(jié)構(gòu)受力更為合理。

由表2可知，不采取任何施工措施時，墩頂在成橋狀態(tài)和成橋10 a收縮徐變下均向跨中側(cè)偏移，最大偏移值為32.92 mm，隨著施工措施的采取，墩頂位移逐步由跨中方向向邊跨側(cè)偏移，且偏移量由方案2～方案4逐步增大，最大偏移量達(dá)到32.98 mm；同時采取配重和頂推施工措施時，成橋階段內(nèi)外側(cè)墩頂向邊跨側(cè)分別偏移25.14 mm、22.71 mm，考慮10 a的收縮徐變后，墩頂位移基本為0，這說明采取配重和頂推措施能有效的減小由收縮徐變引起的主梁軸向變形，使得橋墩在溫度荷載作用下向跨中方向的偏移減小，對整個結(jié)構(gòu)的受力是有益的。

表2 墩頂縱橋向位移mm荷載組合成橋階段成橋10a收縮徐變外側(cè)墩內(nèi)側(cè)墩外側(cè)墩內(nèi)側(cè)墩無頂推和配重9.67.1632.9229.32僅有配重1.82-0.6725.1421.49僅有頂推-14.94-17.318.725.18有頂推和配重-22.71-25.140.94-2.65 注:表中位移中,“-”表示沿邊跨側(cè)偏移;“+”表示沿中跨側(cè)偏移。

3可行性

1) 合龍前邊跨懸臂端永久配重。實(shí)際施工過程中可通過在箱內(nèi)澆筑混凝土或者堆放試塊等措施來實(shí)現(xiàn)。配重的取值主要應(yīng)考慮兩個方面的因素：一方面，是懸臂端兩側(cè)由于荷載偏差的不平衡性對結(jié)構(gòu)順橋向穩(wěn)定性的影響；另一方面，經(jīng)濟(jì)合理性問題。施工過程中應(yīng)考慮對結(jié)構(gòu)順橋向穩(wěn)定性影響的荷載偏差一般有施工荷載、外界風(fēng)荷載、已澆筑梁段自重等荷載，通?？砂葱∮谏鲜龈黜椇奢d偏差之和來確定配重值，配重值應(yīng)綜合受力和經(jīng)濟(jì)兩方面因素進(jìn)行合理選取，不應(yīng)過大或者過小，過大配重容易造成經(jīng)濟(jì)負(fù)擔(dān)，過小對改善結(jié)構(gòu)受力不明顯。因此，只要合理控制，合龍前在邊跨懸臂端實(shí)施永久配重是可行的。

2) 合龍前中跨懸臂端反向頂推。頂推力的取值主要應(yīng)考慮： ①對懸臂狀態(tài)結(jié)構(gòu)順橋向穩(wěn)定性的影響； ②對主梁內(nèi)力和線形的影響，可通過設(shè)計時增加截面配束和現(xiàn)場施工控制來處理。

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文章編號：1008-844X(2016)02-0143-04

收稿日期:2015-12-04

作者簡介:肖光清( 1989-) ，男，碩士，主要從事橋梁檢測工作。

中圖分類號：U 448.23

文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A