桥墩变位对预应力混凝土刚构连续T梁桥受力性能的影响分析

（阳光学院，福州 350015）

桥墩变位对预应力混凝土刚构连续T梁桥受力性能的影响分析

■李嘉维

（阳光学院，福州 350015）

结合环境振动测试和精细有限元模型，对一座桥墩变位的3×40m预应力混凝土刚构连续T梁桥的受力性能进行了分析。首先，介绍了该桥概况以及由于施工导致的桥墩变位情况。其次，在环境振动测试的基础上，建立能反映当前状况的基准有限元模型。最后，对该桥的正常使用性能进行了评估，并分析了桥墩偏位发展对桥梁受力性能的影响。结果表明，当前状态下桥梁能够满足正常使用性能，但当扭转偏位达到0.2°时，将引起主梁开裂。

刚构连续梁桥 环境振动测试 扭转偏位 正常使用性能 开裂

1 工程背景

红毛里I号分离式大桥为国家高速公路沈海线 (闽)罗宁高速公路K166改线工程，红毛里I号分离式大桥全长1057m，桥面宽度：净11.0m+2×0.5m防撞栏。该桥上部结构采用3×40m预应力混凝土T梁结构，每跨桥由5片T梁组成，主梁和桥墩固结。13号桥墩为2.2×6.5m矩形实心桥墩，平均墩高分别为42.939m，采用C40混凝土；14号桥墩为双柱式圆形实心桥墩，平均墩高为28.316m，采用C30混凝土。该桥于2008年5月建成通车。图1为红毛里I号分离式大桥实景图，图2为14跨所在联桥梁总体布置图。

图1 红毛里I号分离式大桥实景图

由于该桥施工时变更较多，梁体及下部结构存在不同程度的缺陷，桥墩变位便是其中之一。为了跟踪测量红毛里I桥14号墩偏位，在墩顶、墩底设置观测点，实测结果见图3。可以看出，14号墩1号测点最大水平位移达到0.132m，线倾斜度达到0.91%，已经超过规范容许墩偏位范围[1]。

图2 第14跨所在联总体布置图

图3 红毛里I桥14号墩偏位示意图

2 基于环境振动测试的基准有限元模型

2.1 环境振动测试和模态参数识别

桥梁振动的加速度信号由传感器拾振，由采集仪采集大量的加速度信号。三个测试跨三个方向各有四个测站。采样频率500Hz，滤波300Hz。测试所得的数据用随机子空间 (SSI)方法进行处理[2-3]，共得到竖向前4阶，横向前2阶和纵向1阶的频率和振型。其中用MAC表示的实测动力特性和计算动力特性的相关程度。

式中， φa与φe分别代表计算与实测模态振型向量。

2.2 基准有限元模型

按结构的实际尺寸并考虑由于施工原因导致的桥墩偏位建立有限元模型 (桥墩偏位以实际测量结果为准)。全桥有限元模型共有单元20245个，节点31224个，如图4和图5。在有限元模型中，14号墩桥墩墩身及横撑采用Beam4单元，其余均采用Solid45单元模拟，用Combin14单元模拟桥两端支座[4]。

通过文献［5］的方法进行有限元模型修正，得到基本材料参数如下： (1)T梁、横隔板、现浇混凝土C55混凝土：弹性模量 E=4.4×104MPa，容重Dens= 24.5kN/m3，密度为2.55×103kg/m3，泊松比0.167； (2)承台 C30混凝土：弹性模量E=3.6×104MPa，容重Dens=24.5kN/m3，密度为2.55×103kg/m3，泊松比0.167；(3)桥面板、桥墩墩身C40混凝土弹性模量E=4.0×104MPa，容重Dens=24.5kN/m3，密度为2.55×103kg/m3，泊松比0.167。根据实际位置施加约束，对主桥桥墩承台底面节点固结，模拟实际的固结状况；在桥梁两端截面的节点竖向固结同时添加纵向和横向弹簧约束，纵向弹簧刚度取2.2×106N/m，横向弹簧刚度取8×108N/m，；桥面伸缩缝通过采用纵向，横向弹簧单元模拟，纵向弹簧刚度取3×104N/m，横向弹簧刚度取1×104N/m。

图4 有限元模型空间图

图5 有限元模型平面图

通过环境振动试验和实验模态分析，得到红毛里I号大桥竖向4阶、横向2阶及纵向1阶的频率和振型，有限元计算的频率和MAC值也列于表1。可以看出，实测和计算频率吻合较好，误差基本在5%以内，实测和计算的振型也吻合良好，MAC值基本在90%以上。

表1 实测与计算动力特性比较

3 正常使用性能评估

利用基准有限元模型，计算红毛里I号大桥在静力荷载作用下各控制截面的应力及结构变形，从而确定桥梁结构实际工作状态与设计期望值是否相符。

3.1 挠度验算

红毛里I号大桥边跨主梁跨中在各个工况荷载作用下最大挠度值为10.76mm，中跨跨中主梁在各个工况荷载作用下，最大挠度值为5.60mm，考虑长期作用的影响，仍远小于规范容许值L/600(66.7mm)，说明桥梁的整体刚度满足要求[6-7]。

3.2 应变验算

在汽车荷载作用下，14号墩墩顶截面最大的计算拉应变发生在为48με，表明负弯矩作用下墩顶截面不会产生开裂。在正弯矩作用下，边跨跨中截面最大计算应变145με，中跨跨中截面计算应变为105με。由于该桥为预应力混凝土梁桥，梁体内部有一定的压应力储备，因此，在预应力和汽车荷载共同作用下的应变不会超过C55混凝土的极限拉应变，桥梁强度满足要求[6-7]。

综合计算得出，在施工引起的桥墩偏位情况下，该桥仍然可以满足梁的正常使用功能。

4 桥墩扭转偏位对主梁受力影响分析

由于Solid45实体单元节点没有扭转自由度，14号桥墩扭转偏位通过桥墩与梁连接的支座弹簧节点，以及墩身相应节点纵向偏转相应位移来模拟。

以墩顶截面和中跨跨中截面为例，分析最大拉应变随14号墩扭转偏位的变化，如图6所示。可以看出，14号墩发生扭转偏位，在自重及设计车道荷载组合作用下，墩顶负弯矩截面和跨中正弯矩截面应变会发生较为明显的变化。14号墩扭转偏位每增大0.05°，应变大约增大100%。在14号墩扭转偏位达到0.2°时，墩顶负弯矩截面最大拉应变达到650με，中跨跨中正弯矩截面最大拉应变达到818με。

图6 最大拉应变随14号墩扭转偏位的变化

(1)墩顶截面抗裂验算

计算得到预应力产生的压应力为5.1MPa，得到墩顶截面可抵抗最大拉应变为43.7με，梁端墩顶截面梁顶最大拉应变达到650με，说明墩顶主梁截面会出现拉应力，拉应变大小为606.3με，超过C55混凝土极限抗拉应变77.2με，因此T梁梁顶开裂[7-8]。

(2)跨中截面抗裂验算

计算得到预应力产生的压应力为24.9MPa，计算得到跨中截面可抵抗最大拉应变为701.4με，中跨跨中截面梁底最大应变达到818με，说明中跨跨中截面会出现拉应力，扣除预应力效应后拉应变大小为116.6με，已超过C55混凝土极限抗拉应变77.2με，说明T梁跨中梁底将会开裂[7-8]。

5 结论

(1)由于施工原因，一座3×40m的刚构-连续梁桥的桥发生偏位，测量结果表明，最大水平位移达到0.132m，垂线倾斜度达到0.91%，超过规范容许墩偏位范围。

(2)通过环境振动测试识别出了桥梁基本动力特性，共得到该竖向前4阶，横向前2阶和纵向1阶模态特性。其中，竖向基频为 3.135Hz，横向基频为1.507Hz，纵向基频为0.696Hz，一阶模态阻尼比竖向为3.9%，横向为4.0%，纵向为5.3%，介于一般桥梁结构临界阻尼比1.0%~10.0%之间，属于正常范围。

(3)以施工已经造成的扭转偏位为基准建立有限元模型，并利用环境振动测试结果对桥梁有限元模型进行修正。桥梁理论模态与实验模态比较吻合，表明所采用的计算参数和边界条件是基本正确的，修正后的有限元模型能够基本反映桥梁当前的真实状态。

(4)根据基准有限元模型进行了桥梁的正常使用状态分析，表明该桥满足正常使用性能。但是如果扭转进一步发展，则对结构整体受力极为不利。当14号墩扭转偏位达到0.2°时，在自重及设计车道荷载组合作用下，墩顶截面以及中跨跨中截面应变均超过规范要求抗裂限值，说明边跨及中跨跨中截面T梁梁底将会开裂。因此，需要对该桥的扭转偏位进行定期观察，掌握其发展趋势，确保桥梁安全

［1］JTGF80／1—2004，公路工程质量检验评定标准［S］.

［2］De Roeck G，Peeter B. MACEC2.0-Modal Analysis on Civil Engineering Constructions.Belgium: Department of Civil Engineering ［D］.Catholic University of Leuven，1999.

［3］任伟新.环境振动系统识别方法的比较分析［J］.福州大学学报(自然科学版),2001.12,29(6):80-86.

［4］王新敏，李义强，许宏伟.ANSYS结构分析单元与 应用［M］.北京：人民交通出版社，2011.

［5］魏锦辉,任伟新.基于响应面方法的桥梁静动力有限元模型修正［J］.公路交通科技,2015,32(002):68-73.

［6］JTGD60-2004，公路桥涵设计通用规范［S］.

［7］JTGD62-2004，公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范［S］.

［8］JTG/TJ21-2011.公路桥梁承载能力检测评定规程［S］.

福建省教育厅科技项目 (JA12041)和福建省重点交通科技项目