改善大跨度矮墩连续刚构桥受力的措施及其可行性研究

2016-07-13肖光清

湖南交通科技 2016年2期

关键词：连续刚构桥改善措施

肖光清

(广东省公路工程质量监测中心，广东广州　510500)

改善大跨度矮墩连续刚构桥受力的措施及其可行性研究

肖光清

(广东省公路工程质量监测中心，广东广州510500)

摘要：以一座大跨度矮墩连续刚构桥为背景，运用有限元软件建立了全桥的仿真计算模型，从调整结构受力方面，提出了改善大跨度矮墩连续刚构桥受力的措施，并对比分析了各种措施的实施效果及其可行性。

关键词：连续刚构桥；矮墩；结构受力；改善措施

0引言

连续刚构桥因其具有受力性能好、桥型美观、施工方便、经济等特点而被广泛的运用在大跨度桥梁建设中。设计时，为使连续刚构桥整体结构受力更为合理，通常会将其墩都设计得相对较高，高墩的柔度较好，能有效的减小桥墩对上部结构的约束作用，从而使得下部结构在竖向荷载作用下基本不受推力影响[1]。对于一些地处市政、跨河跨湖中的连续刚构桥，由于受到地理环境、桥梁线形等因素的影响，需要把结构做成矮墩连续刚构体系，随着墩高度的降低，墩的抗推刚度将增大，但下部结构的受力偏大[2]。因此，对于如何改善矮墩连续刚构桥的受力充分发挥其优势这个问题有必要做下研究。

1措施

从受力分析的角度来看，矮墩连续刚构桥存在两个方面问题：一是墩身内力过大，墩顶和墩底容易产生过大的拉应力，造成结构开裂，严重时将导致结构破坏，难以满足强度要求；二是基础受力过大，为满足结构的受力需要，尽管可通过扩大基础的方法利用基础柔度的有利作用来解决，但增加基础的费用过高。因此，减小墩身和基础内力成为了改善矮墩连续刚构桥受力的主要着手点，改善措施如下[3]：一是从设计上调整结构的设计参数，如调整墩身间距和边中跨比、墩身设缝、基础偏心等；二是从施工过程中调整结构的受力状态，如合龙前边跨悬臂端永久配重、中跨悬臂端反向顶推、调整合龙顺序等。具体操作可根据实际情况采用以上一种或者几种措施综合使用。在考察结构受力时，需同时兼顾上下部结构的受力情况是否合理、可行。本文主要从施工过程中调整结构受力方面对改善矮墩连续刚构桥的受力措施进行研究。

1.1合龙前边跨悬臂端永久配重

大跨度矮墩连续刚构桥的主墩通常采用双肢薄壁，双薄壁矮主墩在荷载作用下内外墩的轴力差过大，且墩顶和墩底弯矩偏大。成桥状态，主墩越矮这种受力特点表现得越为明显，且类似于降温荷载工况相同的效应。通常，降温荷载组合工况控制着连续刚构桥墩身和基础的内力。若在最大双悬臂状态边跨侧悬臂端配重，合龙后可根据实际情况进行部分配重的卸载，这一配重荷载效应与降温荷载效应相反，从而有利于改善主墩墩身和基础的受力。具体分析如下：

仅以配重作为研究对象，而不考虑双肢薄壁墩间距和其他荷载的影响，可将结构模型简化为图1所示进行分析。设合龙前边跨侧悬臂端的竖向恒载配重为F，桥墩的弯矩为M、轴力为N；边跨合龙后，进行部分卸载，就相当于在边跨侧悬臂端施加了一个反向力F′(|F|≥|F′|)，此时桥墩的弯矩变为M′、轴力为N′。合龙前后结构体系发生了变化，由受力分析可知，|M|≥|M′|、|N|≥|N′|，则结构内将产生一个弯矩差ΔM和轴力差ΔN，ΔM与ΔN的符号与降温荷载作用下相反，对减小墩身和基础的受力是有利的。

图1　边跨悬臂永久配重受力分析示意图

1.2合龙前中跨悬臂端反向顶推

由上述分析可知，降温荷载工况控制着矮墩连续刚构桥墩身和基础的受力。当温度下降时，合龙前主梁将整体向跨中靠拢，导致主墩墩顶产生沿跨中方向的水平和转角位移[4]。为有效解决这个问题，可在中跨悬臂端施加一个沿边跨侧的顶推力，使桥墩事先储备一个与降温效应相反的内力，待合龙后进行拆除。设水平顶推力为P，则距离作用点H处的承台底将产生一个约为M=PH的弯矩。同时，墩身将产生一定的弯矩和不平衡轴力差，由此产生的作用效果与降温荷载效应恰好相反。

1.3调整合龙顺序

对于三跨连续刚构桥，一般会选择先合龙边跨再合龙中跨，这样的合龙顺序对减小墩身和基础的受力有一定的影响，但影响较小[5-7]，一些相关论文已对此做了分析，本文将不再赘述。

2计算实例

2.1工程概况

本文以一座跨径布置为110 m+195 m+110 m的预应力混凝土连续刚构桥为例。该桥上部结构分幅布置，每幅均为单箱单室箱型截面，箱梁顶底板均设有3%的单向横坡。截面梁高由箱梁根部的11.5 m按2次抛物线变化至跨中的4.0 m；单幅箱梁顶板宽16.4 m，标准段厚度为30 cm，根部加厚到50 cm；底板宽8.4 m，厚度由箱梁根部的120 cm按2次抛物线变化至跨中的32 cm；腹板厚度由箱梁根部的120 cm变化至跨中的55 cm。主梁为三向预应力结构。

下部结构主墩基础采用钻孔灌注桩和整体式承台，桩基布置为18根桩径2.8～2.5 m的变直径钻孔桩，桩间净距为2.8 m。过渡墩采用分离式承台，单个承台下布置4根直径2.0 m的钻孔桩，桩间净距为2.2 m。主墩墩身、承台和桩基分别采用C50、C40、C30混凝土，过渡墩墩身、承台和桩基均采用C30混凝土，主桥桥型布置图见图2所示。

图2　主桥桥型布置示意图(高程单位： m；其余单位： cm)

2.2有限元模型计算

本文主要从施工过程中调整结构受力方面对改善矮墩连续刚构桥的受力措施进行研究，因此，在上下部结构设计尺寸不变的情况下选取如下4个方案进行仿真计算：方案1，无顶推力和配重；方案2，在最大双悬臂状态边跨侧悬臂端施加一个715 kN恒载配重；方案3，合龙前中跨悬臂端施加一个沿边跨方向的5 000 kN水平顶推力，待合龙后进行卸载；方案4为方案2、3的综合。各方案施工顺序均为下部结构→0号梁段施工→最大悬臂阶段→边跨合龙→中跨合龙。

全桥仿真分析采用Midas Civil有限元软件建立空间杆系模型(图3)。全桥结构均模拟为空间梁单元，模型共计709个节点，676个单元，其中主梁单元116个、桩基单元520个。成桥时，有限元模型边界条件如下：上部结构采用墩梁刚性连接，两边支点只约束竖向位移模拟；下部结构在桩底约束全部自由度，采用m法模拟群桩边界[8，9]。

图3　全桥仿真计算有限元模型

2.3计算结果与分析

各方案墩身、承台底在成桥10 a收缩徐变、最不利荷载组合作用下的内力见表1所示，墩顶纵桥向位移见表2所示。

表1 各个方案墩身和基础的结构受力情况方案成桥10a收缩徐变最不利荷载组合(恒载+汽车+温度)N/kNQ/kNM/(kN·m)Nmax/kNQmax/kNMmax/(kN·m)Nmin/kNQmin/kNMmin/(kN·m)1外侧墩顶-71990-3796-32213-60439-4110-33209-83721-6604-57070外侧墩底-80720-379631011-69169-411052491-92451-660436305内侧墩顶-63087-2194-19089-55357-1561-11843-79565-4175-36616内侧墩底-71818-219417462-64087-156132530-88295-417515403承台底-205086-5990109122-205452-5673228746-212919-107481315352外侧墩顶-78281-3828-33492-66730-4143-34488-90012-6637-58349外侧墩底-87011-382830274-75460-414351753-98742-663735568内侧墩顶-57290-2171-19809-49560-1538-12564-73768-4152-37336内侧墩底-66020-217116350-58290-153831417-82498-415214290承台底-205579-599964497-205946-5682184120-213413-10757869103外侧墩顶-74175-2198-19235-62624-2512-20230-85906-5006-44092外侧墩底-82905-219817373-71354-251238853-94637-500622667内侧墩顶-60506-665-6799-52775-32447-76983-2646-24326内侧墩底-69236-6654275-61506-3219342-85714-26462215承台底-204689-286317208-205055-2545136831-212522-7621396214外侧墩顶-80466-2230-20514-68915-2545-21509-92197-5039-45371外侧墩底-89197-223016636-77646-254538116-100928-503921930内侧墩顶-54708-641-7520-46978-8-274-71186-2622-25047内侧墩底-63439-6413162-55708-818230-79917-26221102承台底-205183-2872-27418-205549-255492206-213016-7630-5005

由表1可知： ①由于主墩较矮，墩身和基础的内力均偏大，且内外两侧墩的轴力差也较大。 ②在边跨侧悬臂端施加永久配重对减小墩身和基础的轴力、剪力作用较小，但能有效减小基础弯矩。 ③合龙前中跨悬臂端反向顶推对减小墩身和基础的轴力作用较小，但能大幅度的减小墩身和基础的剪力和弯矩，剪力和弯矩最大减小幅度分别为98%、 85%，且外侧墩内力均要大于内侧墩，以剪力和弯矩变化情况较为突出，这是由于内侧墩受顶推力的作用效果要大于外侧墩而引起的。 ④综合几种措施使用，取长补短，有效的减小墩身和基础的受力，使结构受力更为合理。

由表2可知，不采取任何施工措施时，墩顶在成桥状态和成桥10 a收缩徐变下均向跨中侧偏移，最大偏移值为32.92 mm，随着施工措施的采取，墩顶位移逐步由跨中方向向边跨侧偏移，且偏移量由方案2～方案4逐步增大，最大偏移量达到32.98 mm；同时采取配重和顶推施工措施时，成桥阶段内外侧墩顶向边跨侧分别偏移25.14 mm、22.71 mm，考虑10 a的收缩徐变后，墩顶位移基本为0，这说明采取配重和顶推措施能有效的减小由收缩徐变引起的主梁轴向变形，使得桥墩在温度荷载作用下向跨中方向的偏移减小，对整个结构的受力是有益的。

表2 墩顶纵桥向位移mm荷载组合成桥阶段成桥10a收缩徐变外侧墩内侧墩外侧墩内侧墩无顶推和配重9.67.1632.9229.32仅有配重1.82-0.6725.1421.49仅有顶推-14.94-17.318.725.18有顶推和配重-22.71-25.140.94-2.65 注:表中位移中,“-”表示沿边跨侧偏移;“+”表示沿中跨侧偏移。

3可行性

1) 合龙前边跨悬臂端永久配重。实际施工过程中可通过在箱内浇筑混凝土或者堆放试块等措施来实现。配重的取值主要应考虑两个方面的因素：一方面，是悬臂端两侧由于荷载偏差的不平衡性对结构顺桥向稳定性的影响；另一方面，经济合理性问题。施工过程中应考虑对结构顺桥向稳定性影响的荷载偏差一般有施工荷载、外界风荷载、已浇筑梁段自重等荷载，通常可按小于上述各项荷载偏差之和来确定配重值，配重值应综合受力和经济两方面因素进行合理选取，不应过大或者过小，过大配重容易造成经济负担，过小对改善结构受力不明显。因此，只要合理控制，合龙前在边跨悬臂端实施永久配重是可行的。

2) 合龙前中跨悬臂端反向顶推。顶推力的取值主要应考虑： ①对悬臂状态结构顺桥向稳定性的影响； ②对主梁内力和线形的影响，可通过设计时增加截面配束和现场施工控制来处理。

参考文献：

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[9] 葛俊颖.桥梁工程软件Midas Civil使用指南[M].北京：人民交通出版社，2013.

文章编号：1008-844X(2016)02-0143-04