某大桥过渡墩船撞后性能评估与加固研究

曲宛桐

（广东省交通规划设计研究院股份有限公司）

1 引言

近年来，珠三角地区航运事业发展迅速，船撞事故也越来越多，船撞后应急抢险工作的开展受到越来越多人的重视[1]。桥梁船撞后损伤评估得到的较好程度的研究，有关船撞桥全过程分析及相关数值模拟等也得到人们的重视[2]。本文以某船撞事故为背景，开展了桥梁下部结构的评定和加固设计工作。

2 工程背景

本次船撞事故为广清立交（广州至佛山）白坭河大桥第一联非通航孔的过渡墩，过渡墩两侧分别为变宽连续梁和40m 跨简支T 梁。连梁侧为预应力混凝土连续梁体系，跨径组合为(20.35+21.897+25+27)m，采用等高单箱多室截面，桥宽从34.7m 过渡变化到11.5m。简支梁为5 片40m 简支变桥面连续混凝土T 梁。

过渡墩采用D160 柱配D180 的双桩柱式桥墩，桩间用系梁连接。事发时为某空载内河散货船斜向撞至该过渡墩1#桩柱（非被撞墩为2#桩柱）。

3 下部结构损坏情况

图1 为支座及垫石病害图。依据应急检测评估报告，支座垫石相对梁体的纵向位移量值为：近被撞墩侧的T 梁的纵向位移量值为29cm，远离被撞墩侧的T 梁的处约为16cm 。

图1 支座及垫石病害图

1#墩柱自柱顶向下5.1m 处有混凝土破损，面积约100cm×90cm，剥落深度最大7cm，可见长5cm 的竖向主筋。自盖梁底往下约2m 范围内有4 条斜向裂缝，裂缝最大宽度0.62mm。桩基存在1 条斜向裂缝、1 条环向裂缝和1 处网状裂缝，最大裂缝宽度达3mm。

图2 1# 柱裂缝图

图3 1# 桩身裂缝图

2#柱盖梁底往下约2.3m 范围有7 条斜向裂缝，裂缝集中在左侧面，裂缝最大宽度约0.8mm。桩基存在3条斜向裂缝、1 条环向裂缝和1 处露筋。

图4 2# 桩身裂缝图

图5 2# 桩身露筋图

同时，系梁与0-1#桩顶和0-2#桩顶交接处各有1条裂缝，与1#桩基交接处裂缝宽度达5mm，与2#桩基交接处裂缝宽度为0.2mm，且延伸至系梁侧面。盖梁侧面有少量竖向裂缝，裂缝宽度为0.16～0.18mm。过渡墩墩顶伸缩缝型钢间距65mm，两侧型钢出现上下错台现象，错缝约10mm。在盖梁右侧挡块出现斜裂缝并延伸至盖梁外侧边缘。预应力现浇连梁及40m T 梁均未见明显开裂等病害。T 梁边梁支座有不同程度的脱空，支座和垫石有不同程度的损坏。

4 现状结果分析及评估

4.1 对原结构施加强迫位移

针对以上病害，首先利用有限元分析软件midas 建立桥墩线弹性有限元模型，依据应急检测评估报告中的墩顶变位（如表1 所示），在墩顶施加强迫位移，使模型与船撞后桥墩变形一致，可得到该工况下的内力结果，如图6 所示。地质条件根据实际土层分布采用“m”法以土弹簧的形式模拟。

表1 墩顶强迫位移数值

图6 桥墩内力图 （单位：k N·m）

通过上述计算方式，得到基于线弹性分析的过渡墩墩柱及桩基内力，如表2 所示。

表2 强迫位移下墩柱内力

由表2 可知：墩柱最大弯矩均发生在柱底截面；桩基最大范围位置有所不同，1#桩基最大弯矩在距离桩顶10.5m 处（即河床泥面以下3m），2#桩基最大弯矩在桩顶截面。

4.2 结构截面验算

原结构柱、盖梁采用C30 混凝土，系梁及桩基础采用C25 混凝土，墩桩主筋为HR B335，螺旋箍筋为R235。截面验算使用的材料力学指标如表3 所示。

表3 材料力学指标

首先，根据规范[3]，按照材料设计强度对柱、桩控制截面进行抗弯承载能力验算，可得到基于偏压构件验算截面保持弹性工作状态的抗弯承载能力M1，如表4 所示。

表4 基于规范的抗弯承载能力验算

由表4 可知：两根桩柱的墩柱及桩基控制截面，其弹性抗弯承载能力均小于强迫位移下对应截面的内力。因此，现状位移下墩柱及桩基的内力已超过其弹性设计值，过渡墩已不满足规范的使用要求。

其次，利用截面非线性分析软件U c f y b er 对柱、桩控制截面进行纤维单元非线性分析，采用材料标准强度计算截面极限抗弯承载能力M2。截面的极限抗弯承载能力与截面配筋率、配箍率、材料强度及截面所受的轴力大小有关，因此对不同控制截面分别建立纤维单元有限元模型。桩柱最不利截面验算如图7～图9 所示：

图7 柱最不利截面弯矩- 曲率曲线

图8 1# 桩最不利截面弯矩- 曲率曲线

图9 2# 桩最不利截面弯矩- 曲率曲线

由图7～图9 可知：柱底截面的极限抗弯强度M2为6754k N·m；1# 桩身截面的极限抗弯强度M2 为8051k N·m；2#桩身截面的极限抗弯强度M2 为7652k N·m。

根据上述结算结果，基于非线性截面分析，对柱、桩控制截面进行极限抗弯承载能力验算，结果如表5 所示。

表5 基于纤维截面的抗弯承载能力验算

由表5 可知：过渡墩墩柱及桩基控制截面，其桩基基于纤维截面的极限抗弯承载能力小于强迫位移下对应截面的内力。因此，现状位移下桩基的内力已超过其极限强度，结构进入塑性且不可恢复，截面强度开始下降，结构安全可靠性下降，无法满足使用要求。

4.3 基于受力过程的叠加分析

需要指出的是，由于支座摩擦力的存在，桥墩产生位移前支座亦产生了部分变形，因此在进行桥墩的内力状态分析时，考虑将此项变形与现状位移进行叠加（表6 所示），进行受力过程分析。

表6 过渡墩拟过程分析最不利内力

将上述支座摩擦力弯矩、恒载附加弯矩与强迫位移弯矩叠加后，对柱、桩控制截面进行抗弯承载能力验算，结果如表7 所示。

表7 过渡墩基于过程分析的抗弯承载能力验算

通过以上计算结论可知，大桥过渡墩受船撞作用，虽目前在恒载作用下处于弱平衡段，但柱、桩受力不利截面均进入塑性状态且有较大的残余变形，结构安全风险较大，需尽快进行加固处理。

5 加固设计

根据以上结果，对桥梁下部结构进行加固：新建承台和桩基，但仍利用原有墩柱，对原墩柱进行外包植筋加固[4]。为避免桥墩加固施工期间对既有平衡状态的破坏以及对上部结构的影响，如图10 所示，加固施工前先设置临时支墩顶升主梁，使主梁与桥墩脱离，再进行墩柱加固施工。

临时墩由4 处钢管群桩组成，位于过渡墩两侧，每处群桩基础由9 根D800mm 钢管桩组成，钢管入土深度由计算确定，钢管内灌砂，管顶0.7m 范围内灌注混凝土。管身通过平联、斜联连接；管顶通过纵、横向分配梁连接。

为使上部结构反力更均匀地分配到9 根钢管桩上，如图11 所示，在钢管桩顶共设置5 层分配梁（不含托梁）。分配梁采用热轧型钢，每层分配梁根据受力验算选用型号。

图10 临时墩总体布置图

图11 桩顶分配梁示意图

过渡墩两侧连梁和T 梁顶升完成后，对原墩柱进行植筋加固，使墩柱与新承台、新桩基重新组合为安全可靠的下部结构。●