填充混凝土对V形钢墩刚构-连续梁桥船撞桥墩的影响研究

2020-10-22王大为钟华栋

陕西理工大学学报(自然科学版) 2020年5期

唐杨，任荣，王大为，钟华栋

(1.五峰土家族自治县农村公路管理所，湖北宜昌 443413；2.五峰土家族自治县交通运输局公路造价质量监督站，湖北宜昌 443413；3.温州市交通规划设计研究院，浙江温州 325000；4.中铁二院成都勘察设计院有限责任公司，四川成都 610081)

近几十年来，大江大河上修建了越来越多的桥梁，方便了陆上交通却在一定程度上恶化了水路交通，相关课题组对2000年以来国内91起桥梁倒塌事故分析发现，撞击(船舶或者车辆)是仅次于洪水灾害造成桥梁倒塌的重要因素[1-2]，相比于汽车撞击，船舶撞击通常能导致更为严重的桥梁倒塌事故。2000年，舟山金塘大桥被一艘7000多吨的货轮驶入非通航孔，造成4人死亡，60米长的桥面垮塌；2007年，广州九江大桥被一艘2000吨的运砂船撞断桥墩，造成200米长的桥面垮塌，约100米长的桥面坠入江中，另有4辆车坠入江中造成9人失踪[3]。

近些年来，由于V形支撑结构力学性能良好，同时能够兼顾经济性和美观性，在很多风景区以及城市中大量兴起[4]。通常钢筋混凝土桥墩都较为厚重，有着相当强的抗撞击能力，而V形墩一般较为纤细，在船撞作用下的抗撞击能力有待深入研究。相关文献可以看出，目前大都针对竖直的钢筋混凝土桥墩进行船撞分析和防撞设计[5-7]，而对V形墩的研究主要都针对施工过程中的受力分析[8-9]和极限承载能力分析[10-11]，鲜有针对V形墩的船撞分析研究。目前的桥梁建设中，桥墩多采用圆形截面或者近似圆形的截面[12]，而很少见到方形截面的桥墩，在本文中将对方形截面的V形墩在船撞作用下的力学行为进行分析研究，同时对钢桥墩内部填充混凝土对抗撞击能力的影响做出对比分析。

1 工程概况

重庆市合川区乡野步道云门试验段连接桥工程项目的4#桥采用两个V形钢桥墩刚构-连续梁桥的结构形式，全桥长174.12 m，全桥桥面宽8.9 m，桥跨组合为3.06 m(桥台)+20 m+24 m+34 m+56 m+34 m+3.06 m(桥台)[13]。上部结构采用钢-混凝土组合结构，下部结构的桥台采用柱式台，P1和P2桥墩为柱式墩，P3和P4桥墩为V形墩，V形墩上部采用高强螺栓与钢主梁连接，竖直墩其上设置支座。其总体布置如图1所示。

图1 4#桥总体布置图

4#桥主梁采用双工字形组合梁，工形梁上翼缘设置剪力钉，与预制混凝土桥面板形成组合结构。钢-混凝土组合梁的标准梁段高1370 mm，其中钢梁高1000 mm，V形墩顶梁高1970 mm，其中钢梁高1600 mm，V形墩两侧8 m范围内梁高线性渐变到1370 mm。钢梁上翼缘宽600 mm，下翼缘宽600 mm，在桥墩支点处渐变至800 mm，上、下翼缘的钢板厚度为40 mm，腹板厚度为20 mm，腹板设置加劲肋。在两片钢主梁之间设置小横梁、中支点横梁和端支点横梁。V形墩采用工字钢结构形式，工字形截面高1200 mm，上、下翼缘宽800 mm，上、下翼缘板厚32 mm，腹板厚20 mm，在工字形槽内设置槽型加劲肋，加劲肋间距1.2 m，加劲肋厚度16 mm，工形柱槽以12 mm的外封板封槽，其V形墩的细部构造如图2所示[14]。

图2 V形支撑结构/mm

桥面板采用C40混凝土，剪力钉灌浆孔采用C50微膨胀混凝土，后浇湿接缝处采用C40微膨胀混凝土，钢桥墩内部灌注C40混凝土。C40混凝土的弹性模量为32 500 MPa，泊松比为0.2，容重为25 kN/m3；C30混凝土的弹性模量为30 000 MPa，泊松比为0.2，容重为25 kN/m3。钢结构均采用Q345qDNH钢，屈服强度为345 MPa，抗拉强度不小于490 MPa。

2 有限元模型建立

在Midas Civil中建立整体结构的梁单元模型，全桥共划分587个单元，模型中没有考虑桥面纵坡的影响，因而V形墩的两肢简化为相同的结构尺寸建模，模型中的V形墩右肢按照左肢建模。承台与V形墩采用刚性连接，V形墩与钢主梁之间采用弹性连接中的刚性，桥面板与钢主梁之间同样采用弹性连接中的刚性，承台底部固结，竖直墩位置采用一般支承模拟活动支座。计算分析中在撞击点位置同时施加横桥向撞击力和顺桥向撞击力，由于有限元模型采用梁单元建立，撞击力采用集中力施加。有限元模型如图3所示。

图3 有限元模型

3 桥梁船撞力的规定

桥梁与船舶的碰撞十分复杂，与碰撞时的环境因素、船舶特性、桥梁结构以及驾驶员的反应时间有关，精确确定桥梁与船舶的撞击力十分困难。桥梁与船舶的碰撞也是一个复杂的非线性动力问题，精确的数值模拟同样极为复杂，不仅建模难度大同时可能出现收敛困难的情况发生。为了降低分析难度，将动力问题转化为静力问题考虑。由于缺乏船舶撞击作用力的专题研究，在此仅参照《GB 50139—2014 内河通航标准》[15]3.0.1条和《JTG D60—2015 公路桥涵设计通用规范》[16]4.4.1条中的第二款规定确定桥梁与船舶的撞击力。由于4#桥所处位置属于渠江支流，船只较小且多为渔船，船舶的吨位不超过50 t，故而内河航道等级暂取Ⅶ级，通过以上规范查表得到横桥向和纵桥向的撞击力取值，横桥向撞击力取150 kN，顺桥向撞击力取125 kN。

对于船舶撞击的作用点，根据《JTG D60—2015 公路桥涵设计通用规范》[16]4.4.1条的第五款规定，假定为计算通航水位线以上2 m的桥墩宽度或者长度的中点[16]。这个作用点位置完全是将船首平均考虑为通航水位线以上2 m而设计的，就与规范4.4.2条中规定漂浮物的撞击作用点考虑为通航水位线上桥墩宽度的中点是一样的道理。该桥通航水位为204.419 m，P3号墩的承台顶面高程为204.619 m，那么船首的撞击点按规范应该是承台顶面以上1.8 m的高度。由于横系梁位置(距离承台顶面5.4 m)和V形墩墩顶位置(距离承台顶面10.075 m)是V形墩的关键节点，可能是V形墩受力变化的分界位置，故而对该位置的撞击效应进行研究。同时，为了研究撞击点高度对V形墩的影响，另外增加3个撞击点，即距离承台顶面3.6、6.958、8.517 m，其中距离承台顶面3.6 m为规范撞击点与横系梁撞击点连线的中点，距离承台顶面6.958 m和8.517 m是横系梁撞击点和墩顶撞击点连线的两个三分点。

4 填充混凝土对船撞桥墩的影响分析

4.1 未填充混凝土时的V形墩结构分析

通过计算发现，考虑船撞作用后，V形墩梁单元的组合应力增量较小，最大增量仅为20.64 MPa，距离Q345qDNH钢的屈服强度较远，桥梁结构仍然处于弹性状态，不会导致应力重分布。提取得到刚构-连续梁桥V形墩被撞击一肢的各节点的顺桥向弯矩和横桥向弯矩如图4所示，顺桥向剪力和横桥向剪力如图5所示，顺桥向位移和横桥向位移如图6所示。

计算结果表明未填充混凝土时，V形墩的最大弯矩通常出现在被撞击的一肢，而其余各肢的弯矩均较小。由图4(a)可以看出，在被撞击一肢的底部有较大的横桥向正弯矩，在被撞击的位置有较大的横桥向负弯矩；当撞击位置位于横系梁及以下时，横桥向弯矩的最大值出现在墩底；当撞击位置位于横系梁以上时，横桥向弯矩的最大值出现在撞击点位置。由图4(b)可以看出，在被撞击一肢的底部有较大的顺桥向负弯矩，在被撞击的位置有较大的顺桥向正弯矩；与横桥向弯矩的规律相似，当撞击位置位于横系梁及以下时，顺桥向弯矩的最大值出现在墩底；当撞击位置位于横系梁以上时，顺桥向的弯矩最大值出现在撞击点位置。

(a) 横桥向弯矩 (b) 顺桥向弯矩图4 未填充混凝土时V形墩的弯矩

(a) 横桥向剪力 (b) 顺桥向剪力图5 未填充混凝土时V形墩的剪力

(a) 横桥向位移 (b) 顺桥向位移图6 未填充混凝土时V形墩的位移

由图5(a)可以看出，当撞击位置位于横系梁及以下时，横桥向剪力的最大值在撞击点下侧截面；当撞击位置位于横系梁以上时，横桥向剪力的最大值在撞击点上侧截面。由图5(b)可以看出，顺桥向剪力具有与横桥向剪力相似的规律，当撞击位置位于横系梁及以下时，顺桥向剪力的最大值在撞击点下侧截面；当撞击位置位于横系梁以上时，顺桥向剪力的最大值在撞击点上侧截面。从图5整体来看，横桥向剪力和顺桥向剪力在撞击点位置发生突变；除了撞击在V形墩墩顶位置以外，随着撞击高度的增加，墩底剪力逐渐降低，墩顶剪力逐渐增加。

由图6(a)可以看出，当撞击点较低时，V形墩的横桥向最大位移出现在撞击点偏上位置；当撞击高度超过3.6 m时，V形墩的横桥向最大位移出现在撞击点位置；当撞击高度为1.8 m时，横桥向最大位移为0.51 mm，当撞击高度为10.075 m时，横桥向最大位移为2.18 mm，随着撞击高度的增加横桥向最大位移逐渐增加。由图6(b)可以看出，当撞击点较低时，V形墩的顺桥向最大位移同样出现在撞击点偏上位置；当撞击高度超过3.6 m时，V形墩的顺桥向最大位移同样出现在撞击点位置；随着撞击高度的增加顺桥向最大位移先增加后降低，当撞击高度为1.8 m时，顺桥向最大位移为0.10 mm，之后顺桥向最大位移逐渐增加，当撞击高度为6.985 m时，顺桥向最大位移为0.41 mm，随后最大顺桥向位移逐渐下降，当撞击高度为10.075 m时，最大顺桥向位移为0.38 mm。由图6总体上看，顺桥向位移远小于横桥向位移，可能是由于计算中考虑的顺桥向撞击力小于横桥向撞击力，另外V形钢墩的顺桥向抗弯刚度大于横桥向抗弯刚度。

4.2 填充混凝土时的V形墩结构分析

桥梁在设计之初将桥墩设置为内部填充混凝土的钢-混凝土组合结构，下面将桥墩的截面替换成组合截面对结构重新进行船撞分析，计算结果表明钢墩内部填充混凝土后，船撞作用下的组合应力增量相比未填充混凝土时进一步下降，当撞击高度为3.6 m时下降最多，达到17.23 MPa。提取模型相关数据得到填充混凝土后V形钢-混凝土组合墩在船撞作用下的顺桥向弯矩和横桥向弯矩如图7所示，顺桥向剪力和横桥向剪力如图8所示，顺桥向位移和横桥向位移如图9所示。

(a) 横桥向弯矩 (b) 顺桥向弯矩图7 填充混凝土时V形墩的弯矩

(a) 横桥向剪力 (b) 顺桥向剪力图8 填充混凝土时V形墩的剪力

(a)横桥向位移 (b)顺桥向位移图9 填充混凝土时V形墩的位移

由图7可以看出，填充混凝土之后，不同撞击高度下横桥向弯矩和顺桥向弯矩的变化规律与未填充混凝土时基本相同，横桥向弯矩和顺桥向弯矩的最大值主要出现在V形墩墩底和撞击点位置。由图8可以看出，填充混凝土之后，不同撞击高度下横桥向剪力和顺桥向剪力的变化规律与未填充混凝土时基本一致，V形墩剪力的最大值主要出现在撞击点的两侧截面。由图9可以看出，V形墩的横桥向位移和顺桥向位移最大值主要出现在撞击点及其附近，不同撞击高度下横桥向位移和顺桥向位移的变化规律与未填充混凝土时基本一致。

4.3 填充混凝土对船撞桥墩的影响分析

通过对未填充混凝土和填充混凝土下船撞桥墩对V形墩受力情况的分析，提取未填充混凝土和填充混凝土时V形墩的弯矩最大值、剪力最大值和位移最大值如图10所示。

图10 填充混凝土对V形墩内力和变形的影响

由图10(a)可以看出，填充混凝土之后，V形墩的顺桥向弯矩最大值降低，横桥向弯矩最大值没有显著变化。填充混凝土后，当撞击点高度为5.4 m时顺桥向弯矩下降幅度最大，顺桥向弯矩最大值由198.25 kN·m降低到171.46 kN·m，降低幅度为13.51%。由图10(b)可以看出，填充混凝土之后，V形墩的顺桥向剪力最大值降低，横桥向剪力最大值没有显著变化。填充混凝土后，当撞击点高度为5.4 m时顺桥向剪力下降幅度最大，顺桥向剪力最大值由43.39 kN降低到37.66 kN，降低幅度为13.21%。由图10(c)可以看出，填充混凝土之后，V形墩的横桥向位移最大值降低，顺桥向位移最大值没有显著变化。填充混凝土后，当撞击点高度为5.4 m时横桥向位移下降幅度最大，横桥向位移最大值由1.73 mm降低到1.50 mm，降低幅度为13.48%。