某大橋過渡墩船撞后性能評估與加固研究

曲宛桐

（廣東省交通規(guī)劃設(shè)計研究院股份有限公司）

1 引言

近年來，珠三角地區(qū)航運事業(yè)發(fā)展迅速，船撞事故也越來越多，船撞后應(yīng)急搶險工作的開展受到越來越多人的重視[1]。橋梁船撞后損傷評估得到的較好程度的研究，有關(guān)船撞橋全過程分析及相關(guān)數(shù)值模擬等也得到人們的重視[2]。本文以某船撞事故為背景，開展了橋梁下部結(jié)構(gòu)的評定和加固設(shè)計工作。

2 工程背景

本次船撞事故為廣清立交（廣州至佛山）白坭河大橋第一聯(lián)非通航孔的過渡墩，過渡墩兩側(cè)分別為變寬連續(xù)梁和40m 跨簡支T 梁。連梁側(cè)為預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁體系，跨徑組合為(20.35+21.897+25+27)m，采用等高單箱多室截面，橋?qū)拸?4.7m 過渡變化到11.5m。簡支梁為5 片40m 簡支變橋面連續(xù)混凝土T 梁。

過渡墩采用D160 柱配D180 的雙樁柱式橋墩，樁間用系梁連接。事發(fā)時為某空載內(nèi)河散貨船斜向撞至該過渡墩1#樁柱（非被撞墩為2#樁柱）。

3 下部結(jié)構(gòu)損壞情況

圖1 為支座及墊石病害圖。依據(jù)應(yīng)急檢測評估報告，支座墊石相對梁體的縱向位移量值為：近被撞墩側(cè)的T 梁的縱向位移量值為29cm，遠離被撞墩側(cè)的T 梁的處約為16cm 。

圖1 支座及墊石病害圖

1#墩柱自柱頂向下5.1m 處有混凝土破損，面積約100cm×90cm，剝落深度最大7cm，可見長5cm 的豎向主筋。自蓋梁底往下約2m 范圍內(nèi)有4 條斜向裂縫，裂縫最大寬度0.62mm。樁基存在1 條斜向裂縫、1 條環(huán)向裂縫和1 處網(wǎng)狀裂縫，最大裂縫寬度達3mm。

圖2 1# 柱裂縫圖

圖3 1# 樁身裂縫圖

2#柱蓋梁底往下約2.3m 范圍有7 條斜向裂縫，裂縫集中在左側(cè)面，裂縫最大寬度約0.8mm。樁基存在3條斜向裂縫、1 條環(huán)向裂縫和1 處露筋。

圖4 2# 樁身裂縫圖

圖5 2# 樁身露筋圖

同時，系梁與0-1#樁頂和0-2#樁頂交接處各有1條裂縫，與1#樁基交接處裂縫寬度達5mm，與2#樁基交接處裂縫寬度為0.2mm，且延伸至系梁側(cè)面。蓋梁側(cè)面有少量豎向裂縫，裂縫寬度為0.16～0.18mm。過渡墩墩頂伸縮縫型鋼間距65mm，兩側(cè)型鋼出現(xiàn)上下錯臺現(xiàn)象，錯縫約10mm。在蓋梁右側(cè)擋塊出現(xiàn)斜裂縫并延伸至蓋梁外側(cè)邊緣。預(yù)應(yīng)力現(xiàn)澆連梁及40m T 梁均未見明顯開裂等病害。T 梁邊梁支座有不同程度的脫空，支座和墊石有不同程度的損壞。

4 現(xiàn)狀結(jié)果分析及評估

4.1 對原結(jié)構(gòu)施加強迫位移

針對以上病害，首先利用有限元分析軟件midas 建立橋墩線彈性有限元模型，依據(jù)應(yīng)急檢測評估報告中的墩頂變位（如表1 所示），在墩頂施加強迫位移，使模型與船撞后橋墩變形一致，可得到該工況下的內(nèi)力結(jié)果，如圖6 所示。地質(zhì)條件根據(jù)實際土層分布采用“m”法以土彈簧的形式模擬。

表1 墩頂強迫位移數(shù)值

圖6 橋墩內(nèi)力圖 （單位：k N·m）

通過上述計算方式，得到基于線彈性分析的過渡墩墩柱及樁基內(nèi)力，如表2 所示。

表2 強迫位移下墩柱內(nèi)力

由表2 可知：墩柱最大彎矩均發(fā)生在柱底截面；樁基最大范圍位置有所不同，1#樁基最大彎矩在距離樁頂10.5m 處（即河床泥面以下3m），2#樁基最大彎矩在樁頂截面。

4.2 結(jié)構(gòu)截面驗算

原結(jié)構(gòu)柱、蓋梁采用C30 混凝土，系梁及樁基礎(chǔ)采用C25 混凝土，墩樁主筋為HR B335，螺旋箍筋為R235。截面驗算使用的材料力學(xué)指標如表3 所示。

表3 材料力學(xué)指標

首先，根據(jù)規(guī)范[3]，按照材料設(shè)計強度對柱、樁控制截面進行抗彎承載能力驗算，可得到基于偏壓構(gòu)件驗算截面保持彈性工作狀態(tài)的抗彎承載能力M1，如表4 所示。

表4 基于規(guī)范的抗彎承載能力驗算

由表4 可知：兩根樁柱的墩柱及樁基控制截面，其彈性抗彎承載能力均小于強迫位移下對應(yīng)截面的內(nèi)力。因此，現(xiàn)狀位移下墩柱及樁基的內(nèi)力已超過其彈性設(shè)計值，過渡墩已不滿足規(guī)范的使用要求。

其次，利用截面非線性分析軟件U c f y b er 對柱、樁控制截面進行纖維單元非線性分析，采用材料標準強度計算截面極限抗彎承載能力M2。截面的極限抗彎承載能力與截面配筋率、配箍率、材料強度及截面所受的軸力大小有關(guān)，因此對不同控制截面分別建立纖維單元有限元模型。樁柱最不利截面驗算如圖7～圖9 所示：

圖7 柱最不利截面彎矩- 曲率曲線

圖8 1# 樁最不利截面彎矩- 曲率曲線

圖9 2# 樁最不利截面彎矩- 曲率曲線

由圖7～圖9 可知：柱底截面的極限抗彎強度M2為6754k N·m；1# 樁身截面的極限抗彎強度M2 為8051k N·m；2#樁身截面的極限抗彎強度M2 為7652k N·m。

根據(jù)上述結(jié)算結(jié)果，基于非線性截面分析，對柱、樁控制截面進行極限抗彎承載能力驗算，結(jié)果如表5 所示。

表5 基于纖維截面的抗彎承載能力驗算

由表5 可知：過渡墩墩柱及樁基控制截面，其樁基基于纖維截面的極限抗彎承載能力小于強迫位移下對應(yīng)截面的內(nèi)力。因此，現(xiàn)狀位移下樁基的內(nèi)力已超過其極限強度，結(jié)構(gòu)進入塑性且不可恢復(fù)，截面強度開始下降，結(jié)構(gòu)安全可靠性下降，無法滿足使用要求。

4.3 基于受力過程的疊加分析

需要指出的是，由于支座摩擦力的存在，橋墩產(chǎn)生位移前支座亦產(chǎn)生了部分變形，因此在進行橋墩的內(nèi)力狀態(tài)分析時，考慮將此項變形與現(xiàn)狀位移進行疊加（表6 所示），進行受力過程分析。

表6 過渡墩擬過程分析最不利內(nèi)力

將上述支座摩擦力彎矩、恒載附加彎矩與強迫位移彎矩疊加后，對柱、樁控制截面進行抗彎承載能力驗算，結(jié)果如表7 所示。

表7 過渡墩基于過程分析的抗彎承載能力驗算

通過以上計算結(jié)論可知，大橋過渡墩受船撞作用，雖目前在恒載作用下處于弱平衡段，但柱、樁受力不利截面均進入塑性狀態(tài)且有較大的殘余變形，結(jié)構(gòu)安全風險較大，需盡快進行加固處理。

5 加固設(shè)計

根據(jù)以上結(jié)果，對橋梁下部結(jié)構(gòu)進行加固：新建承臺和樁基，但仍利用原有墩柱，對原墩柱進行外包植筋加固[4]。為避免橋墩加固施工期間對既有平衡狀態(tài)的破壞以及對上部結(jié)構(gòu)的影響，如圖10 所示，加固施工前先設(shè)置臨時支墩頂升主梁，使主梁與橋墩脫離，再進行墩柱加固施工。

臨時墩由4 處鋼管群樁組成，位于過渡墩兩側(cè)，每處群樁基礎(chǔ)由9 根D800mm 鋼管樁組成，鋼管入土深度由計算確定，鋼管內(nèi)灌砂，管頂0.7m 范圍內(nèi)灌注混凝土。管身通過平聯(lián)、斜聯(lián)連接；管頂通過縱、橫向分配梁連接。

為使上部結(jié)構(gòu)反力更均勻地分配到9 根鋼管樁上，如圖11 所示，在鋼管樁頂共設(shè)置5 層分配梁（不含托梁）。分配梁采用熱軋型鋼，每層分配梁根據(jù)受力驗算選用型號。

圖10 臨時墩總體布置圖

圖11 樁頂分配梁示意圖

過渡墩兩側(cè)連梁和T 梁頂升完成后，對原墩柱進行植筋加固，使墩柱與新承臺、新樁基重新組合為安全可靠的下部結(jié)構(gòu)?！?/p>