沿海山區(qū)高墩連續(xù)剛構(gòu)橋梁邊墩支座受力研究

唐 翔

(廣西交通設計集團有限公司,廣西 南寧 530029)

0 引言

伴隨國家經(jīng)濟快速發(fā)展,沿海山區(qū)的橋梁建設也得以迅猛推進,連續(xù)剛構(gòu)橋因其跨越能力強、橋面寬度利用率高,已成為山區(qū)公路建設的常見橋型,眾多研究者對該類橋梁各部件的受力進行了大量研究。郭梅[1]指出穩(wěn)定性分析最不利階段在于最大懸臂施工階段,并推導了橋墩穩(wěn)定性計算公式,為設計人員提供了難得的計算經(jīng)驗。欽會賓[2]闡述了連續(xù)剛構(gòu)橋無邊跨現(xiàn)澆段施工方案,并對不同邊中比一次落架成橋時的邊墩支座反力進行了分析。梁勇旗[3]提出了多個合龍方案,推算了合龍頂推力,對不同合龍方式下邊墩支座反力進行了對比。

對于連續(xù)剛構(gòu)橋來說,主梁一般采用懸澆法,大部分都是采用對稱的方式進行施工。沿海山區(qū)連續(xù)剛構(gòu)橋過渡墩墩身較高的情況比較常見,為增大邊墩支座壓力儲備通常會設置較長的邊跨現(xiàn)澆段,若采用落地滿堂支架施工,具有造價高、施工風險大的明顯缺點,而利用墩身搭設托架施工時,則由于墩身單側(cè)受載大導致過渡墩墩底彎矩過大而出現(xiàn)安全隱患。有學者提出,設計時邊跨較中跨多懸澆一個施工節(jié)段可增大邊跨支座正反力,然而,邊墩支座反力主要來自邊跨現(xiàn)澆段施工后各個荷載累加效應,多懸澆一個節(jié)段對增大邊墩支座正反力的增量可忽略不計。綜上所述,從經(jīng)濟性和施工便捷性考慮,設計邊跨過渡墩較高的山區(qū)連續(xù)剛構(gòu)橋時,邊跨與中跨比取值一般為0.53左右。如沿海大風山區(qū)的連續(xù)剛構(gòu)橋邊中比過小,則可能導致邊跨過渡墩支座出現(xiàn)負反力。目前,對如何減少沿海大風山區(qū)連續(xù)剛構(gòu)橋邊墩支座反力的研究相對較少。為此,本文以某沿海山區(qū)高速公路某連續(xù)剛構(gòu)橋為背景,從設計角度研究高墩連續(xù)剛構(gòu)橋邊墩支座反力,對大風速下高墩連續(xù)剛構(gòu)橋邊墩支座反力提出了改進設計方案。

1 工程概況

該橋位于山區(qū),離最近海岸線約55 km,十年一遇風速值為28.2 m/s。橋梁隨路線跨越V形溝谷,橋跨布置為2×(3×30)m先簡支后連續(xù)預制T梁+(80+150+80)m連續(xù)剛構(gòu)橋+2×30 m先簡支后連續(xù)預制T梁,單幅橋?qū)?2.75 m。主橋邊中比為0.533,主梁劃分為17個懸澆節(jié)段,邊跨現(xiàn)澆段長3.88 m。主墩為雙肢薄壁墩,其中7號墩高80.81 m,8號墩高77.65 m,過渡墩為矩形墻式墩,其中6號墩高49.67 m,9號墩高50.29 m。在有限元模型中,主梁、橋墩、蓋梁等均使用空間梁單元進行模擬,全橋共380個單元,359個節(jié)點,其中主梁單元162個,主梁節(jié)點163個。墩身底部采用固結(jié)約束,施工階段按結(jié)構(gòu)特點及懸臂施工流程進行劃分,共63個施工階段。主橋橋型布置、過渡墩支座布置、建模圖如圖1～3所示。

圖1 主橋橋型布置示意圖(cm)

圖2 邊墩支座橫向布置示意圖(cm)

圖3 有限元模型圖

2 高墩連續(xù)剛構(gòu)橋邊墩支座反力影響因素分析

在沿海山區(qū)高墩連續(xù)剛構(gòu)橋設計過程中,規(guī)范對于荷載規(guī)定很多,研究能夠引起邊墩負反力的荷載對后續(xù)設計進行優(yōu)化至關(guān)重要,建模細節(jié)也值得深入探討。本文從過渡墩支座反力成因、過渡墩支座約束布置、過渡墩墩身剛度等三個方面開展高墩連續(xù)剛構(gòu)橋邊墩支座受力研究。

2.1 邊墩支座負反力成因

參照現(xiàn)行《公路橋涵設計通用規(guī)范》(JTG D60-2015)[4],與該橋過渡墩支座反力的相關(guān)荷載主要包括:一期恒載(結(jié)構(gòu)重力、預加力、混凝土收縮徐變)、二期恒載(鋪裝及護欄)、梯度升溫、梯度降溫、汽車荷載、汽車制動力、基礎變位、整體升溫、整體降溫、橫向10年一遇風荷載、縱向10年一遇風荷載。其中汽車荷載采用三車道計算,基礎變位考慮每個墩沉降2 cm并進行自由組合,取最不利值,其余荷載均根據(jù)規(guī)范規(guī)定進行選取。規(guī)范中關(guān)于支座選型時采用標準組合,各項荷載系數(shù)取值均為1。為更好地掌握后續(xù)設計優(yōu)化時應重點關(guān)注哪些荷載,分別對各個荷載因素引起的支座反力進行分析。根據(jù)前述模型,邊墩支座暫先按雙向支座進行考慮,恒載按照實際選取,活載僅統(tǒng)計各個荷載使邊墩支座出現(xiàn)受拉時最大負反力。該橋結(jié)構(gòu)形式基本對稱,因此選取6號邊墩支座1的反力作為分析對象,其結(jié)果如表1和圖4所示。

表1 各荷載對6號墩中支座1的反力貢獻一覽表

馬高速公路

圖4 荷載對6號墩支座1的反力貢獻示意圖

從表1及圖4可以看出,一期恒載、二期恒載、整體降溫及梯度升溫等荷載對6號邊墩支座1產(chǎn)生了有利的受壓正反力。汽車荷載、汽車制動力、基礎變位、橫向風荷載、縱向風荷載、整體升溫、梯度降溫等荷載造成了不利的受拉負反力,其中橫向風荷載形成的負反力最大,達到了-3 805 kN,占產(chǎn)生負反力荷載總和的77%。綜上分析,設計時應重點關(guān)注橫向風荷載在邊墩支座負反力的貢獻。

2.2 邊墩支座約束布置

對于本次研究的連續(xù)剛構(gòu)橋來說,邊墩橫向采用兩個支座,邊墩支座橫向布置如圖2所示。采用不同支座,意味著不同的約束,結(jié)構(gòu)體系也有所區(qū)別,主梁受到較大的橫向荷載時,邊墩支反力響應也不一樣。根據(jù)前述分析,橫向風荷載對邊墩支座反力的影響最大,因此本小節(jié)僅分析橫向風荷載作用下,邊墩支座不同約束的響應,6號墩支座約束各方案如表2所示。

在同樣的橫向風荷載作用下,采用如表2所示三種不同邊墩支座約束方案時,6號墩支座支反力值如表3所示。

表3 三個方案下6號墩支座反力值表

從表3分析結(jié)果來看,橫向風荷載下采用方案一時支座1負反力最大,其值為-3 805 kN;方案三時負反力最小,其值為-595 kN,兩者差值百分比為177%。然而實際上在支座布置時尚需考慮橫向溫度變形,不將橫向全部約束,一般選擇方案二,支座1最大負反力為-1 816 kN,該值相對方案一和方案三處于適中水平,是比較合理的。同時,由于支座本身水平抗力較小,邊墩蓋梁需設置抗水平推力較強的擋塊。

2.3 建模時過渡墩墩身對支座反力的影響

在進行過渡墩墩高較矮的連續(xù)剛構(gòu)橋計算時,過渡墩的縱橫向抗彎及抗推剛度較大,考慮墩身與否對邊墩支座反力影響不大。為了節(jié)省建模時間,一般僅將連續(xù)剛構(gòu)橋的主梁、主墩建出來,而忽略過渡墩墩身剛度的存在。對于高墩連續(xù)剛構(gòu)橋分析,能否直接省去,則需要進行進一步分析。本次對比計算時僅考慮10年一遇的橫向風荷載,對比結(jié)果如表4所示。

表4 過渡墩墩身對支座反力的影響對比結(jié)果表

由表4可知,從變形角度來說,過渡墩本身具有一定的剛度,可以使過渡墩與主梁間的力通過墩身變形產(chǎn)生一定的釋放效果。從分析的結(jié)果看,考慮過渡墩墩身剛度時的邊墩支座負反力為-3 805 kN,不考慮過渡墩墩身剛度時為-7 181 kN,差值為3 376 kN,極大地影響了分析精度。所以,模擬分析高墩連續(xù)剛構(gòu)橋受力情況時,不能忽略墩身剛度。如遇V型山谷高主墩、矮邊跨過渡墩的連續(xù)剛構(gòu)橋,在確保安全的情況下設計者應盡可能地減少過渡墩墩身抗推及抗彎剛度,防止在橫向風荷載作用下過渡墩支座的負反力過大。

3 改善邊跨過渡墩支座受力的措施

該橋主橋按照常規(guī)設計思路:過渡墩墩頂上設置蓋梁,蓋梁與分別與主橋、引橋主梁間采用支座連接。施工工序為:主橋主梁按照常規(guī)懸澆法施工,澆筑過渡墩之后施工蓋梁、架設引橋主梁,再在過渡墩身搭設托架,在托架上施工主橋現(xiàn)澆段,然后進行邊跨合龍、中跨合龍、二期鋪裝[5]。根據(jù)前文分析結(jié)論,該橋邊墩支座最終采用一個單向支座、一個雙向支座的布置方式。按照本工序模擬計算時發(fā)現(xiàn)6號支座1在標準組合下最小反力為-459 kN,支座出現(xiàn)脫空,一般的受壓支座不能滿足要求,如選擇拉壓支座時,其耐久性較差且造價貴。因此,設計者應采取措施將該負反力消除,確保結(jié)構(gòu)安全、耐久?？傮w而言,可采取的措施有:(1)方案一,邊中比由0.533調(diào)整為0.56,邊跨現(xiàn)澆段長度增加4 m;(2)方案二,在不增加邊跨現(xiàn)澆段長度的情況下,邊跨實心段采用鋼砂混凝土壓重;(3)方案三,采用邊跨合龍前,在中跨17號梁段配重,中跨合龍后釋放配重;(4)方案四,在不改變邊中比的情況下,邊跨現(xiàn)澆段橫梁做寬并設置牛腿,引橋主梁放置在牛腿上,使引橋主梁的重量傳遞至邊跨現(xiàn)澆段。經(jīng)對比計算,6號墩四個方案的最小反力如表5所示。

表5 四個方案邊墩支反力值計算結(jié)果表

由表5可知,從結(jié)構(gòu)受力來說四種方案均能改善邊墩支座受力,方案一改善效果最好,增幅達到了3 172 kN,但是方案一的現(xiàn)澆段長度達7.88 m,滿堂支架施工時施工措施費高,施工風險大,墩身托架施工時過渡墩墩底彎矩大,顯然不合理。對于方案二來說,該橋邊跨現(xiàn)澆段僅3.88 m,除去橋結(jié)構(gòu)本身的構(gòu)造外,施加鋼砂混凝土的空間有限,而鋼砂混凝土的容重為40 kN/m3,因此該方案增加的邊墩支座壓力的幅度亦有限,經(jīng)推算僅增加6號墩支座412 kN壓力儲備,支座1依然出現(xiàn)-47 kN的負反力,不滿足規(guī)范要求。采用方案三時,在邊跨合龍前跨中配重時,需要考慮不平衡的配重在主墩墩底產(chǎn)生的彎矩,根據(jù)以往工程經(jīng)驗,最大懸臂時連續(xù)剛構(gòu)橋T構(gòu)最外端懸臂不平衡荷載不宜超過最后一個節(jié)段重量,因此配重選擇為17號梁段的重量2 636 kN,并在中跨合龍后釋放,最終增加邊墩支座正反力164 kN,實際效果最差。方案四考慮邊跨引橋活載后,支座1的反力增幅為2 457 kN,最小正反力為1 998 kN,滿足規(guī)范要求。方案四實施時,高過渡墩身可按照正常爬模施工即可,短現(xiàn)澆段僅僅按照常規(guī)工序搭一個小托架即可完成施工,墩底也不存在過大的偏心受載彎矩,又能大幅提高山區(qū)高墩連續(xù)剛構(gòu)橋的過渡墩支座正反力儲備。綜合上述分析,該橋最終推薦采用方案四進行設計。

4 結(jié)語

(1)在沿海山區(qū)連續(xù)高墩連續(xù)剛構(gòu)橋邊墩支座反力成因中,橫向風荷載對邊跨過渡墩支座的負反力貢獻最大,設計時應特別注意風荷載的存在。

(2)在大風速高墩連續(xù)剛構(gòu)橋中,支座約束的選擇對邊墩支座負反力的影響不容忽視。對該橋來說,最大差值百分比達到177%,直接左右邊墩支座大小的選擇合理性。

(3)對于高過渡墩連續(xù)剛構(gòu)橋的建模計算,就該橋而言,考慮墩身剛度與否其差值百分比達到88.7%。為此,計算邊墩支座反力時應考慮其過渡墩抗彎及抗推剛度的存在。

(4)經(jīng)過論證,提出了一種改善沿海山區(qū)高墩連續(xù)剛構(gòu)橋邊墩支座反力的設計方案,對設計后續(xù)同類型橋梁有一定的借鑒意義。