独柱墩双支座箱梁抗倾覆验算方法探讨

2021-01-20王虎军贺小卫高宇

特种结构 2020年6期

王虎军贺小卫高宇

(西安市政设计研究院有限公司 710068)

引言

城市化建设的加快进行, 对城市空间资源的利用提出了更高的要求, 同时为满足公众日益增长的美学需求[1], 常规的双柱或多柱箱梁因桥墩占用较多桥下空间、现场围挡施工时间较长等变得不再适用。独柱墩箱梁以其简洁流畅的线型、较小的桥下占用空间、施工快速、方便的特点在城市桥梁中得到广泛的应用。

通常, 独柱墩墩顶尺寸有限, 同时与双柱或多柱墩桥梁相比, 支座之间距离较小, 在偏载作用下倾覆问题更加突出[2]。近年来发生的数起桥梁倾覆事故, 引起了广大桥梁工作者的思索。2007年10月, 内蒙古包头丹拉高速公路一高架桥某跨在三辆重载货车及一辆轿车偏载作用下倾覆, 该桥上部结构为大悬臂钢箱梁,下部结构为独柱墩; 2010年11月, 南京市内环西线一在建高架桥施工桥面防撞护栏时发生倾覆, 该桥上部结构为钢箱梁, 下部结构为独柱墩; 2012年8月, 哈尔滨三环路群力高架桥一联匝道在四辆重载货车偏载作用下倾覆, 匝道上部结构为钢-混凝土组合梁, 下部结构为独柱墩[1]。

上述桥梁倾覆事故的发生, 主要是由超载和施工工序不合理导致[3], 但独柱墩钢箱梁自身存在的天然缺陷为倾覆埋下隐患。我国《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (JTG 3362—2018)对整体式断面箱梁抗倾覆计算做了规定, 但仅考虑了永久作用和汽车荷载, 未考虑风荷载、温度作用以及支座滑移、剪切变形等对桥梁倾覆的影响, 因此如何对独柱墩箱梁进行合理的抗倾覆计算, 从而为抗倾覆设计提供指导成为亟待解决的问题。

1 计算理论

1.1 方法1

《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG 3362—2018)[4]第4.1.8 条规定: 持久状况下, 梁桥不应发生结构体系改变, 抗倾覆性能应同时满足下列规定:

特征状态1: 在作用基本组合下, 单向受压支座始终保持受压状态, 即满足式(1)的要求:

特征状态2: 按作用标准值进行组合时, 整体式断面简支梁和连续梁的作用效应应符合式(2)至式(4)的要求:

式中:kqf为横桥向抗倾覆稳定安全系数, 取kqf=2.5;为使上部结构稳定的效应设计值;为使上部结构失稳的效应设计值;RGki为永久作用下, 第i个桥墩处失效支座的支反力,按标准组合取值;RQki为车道荷载作用下, 第i个桥墩处失效支座的支反力, 按标准组合取值,汽车荷载效应(考虑冲击)按各失效支座的最不利布置形式取值;li为第i个桥墩处失效支座与有效支座的支座中心距。

1.2 方法2

方法1 在倾覆特征状态1、特征状态2 判断时均仅计入永久作用及汽车荷载效应, 未考虑风荷载、温度作用以及支座滑移、剪切变形等影响。业内一些专家建议在抗倾覆稳定性计算中计入风荷载及温度作用, 并在有限元模型中按照支座的实际刚度准确模拟以考虑剪切变形的影响, 方法2 判断倾覆特征状态如式(5)及式(6)所示。

特征状态1:

特征状态2:

式中:RTi为梯度温度作用下支座反力值;RWi为风荷载作用下支座反力值。

1.3 方法3

方法2 在倾覆特征状态2 判断时, 稳定力矩取永久作用效应, 倾覆力矩取汽车荷载效应、梯度温度作用效应及风荷载效应之和, 稳定力矩与倾覆力矩相除后得到的倾覆稳定安全系数是各引起倾覆效应的荷载综合作用下的安全储备, 不能反映汽车荷载作用下结构的抗倾覆能力, 因此, 方法3 以扣除梯度温度及风荷载引起的倾覆力矩为基准进行抗倾覆验算, 方法3判断倾覆特征状态如式(5)及(7)所示。

特征状态1: 与方法2 算法相同;特征状态2:

2 实例工程

通过某实例工程对以上三种抗倾覆验算方法进行对比分析。某独柱双支座箱梁桥, 跨径布置为4×25m, 桥宽8.5m, 横桥向双支座, 支座间距3.2m(支座平面布置见图1), 桥上设置高3.5m 的隔音屏障。

图1 支座平面布置Fig.1 Plane layout of bearing

采用Midas Civil 2019 空间有限元软件建模分析, 主梁采用梁单元模拟, 支座按照实际刚度采用节点弹性连接模拟, 车道荷载采用空间影响线加载并计入冲击系数, 建立支座反力分析的并发反力组, 得到各荷载下失效支座R12、R22、R32、R42、R52 的反力计算结果见表1。

表1 失效支座竖向反力Tab.1 Vertical reaction force of failure bearing

由表1 可知, 永久作用下边支座反力远小于中支座, 汽车荷载及风荷载作用下, 各失效支座均为负反力, 梯度升温及梯度降温在各失效支座产生的反力之和为零。

2.1 特征状态1 验算

分别按方法1 和方法2(方法3)计算基本组合下失效支座反力, 荷载组合如下:

方法1 荷载组合: 1.0RGki+1.4RQki;

方法2(方法3) 荷载组合一: 1.0RGki+1.4RQki+0.75 ×(1.4RT升+1.1W);

方法2(方法3) 荷载组合二: 1.0RGki+1.4RQki+0.75 ×(1.4RT降+1.1W);

得到各支座最不利反力结果见图2 和图3。

图2 方法1 与方法2(方法3)组合一反力Fig.2 Combination reaction of method 1 and method 2 (method 3)

图3 方法1 与方法2(方法3)组合二反力Fig.3 Combined reaction of method 1 and method 2 (method 3)

由图2 可知, 按方法1 进行特征状态1 判断, 最小支座反力出现在边支座R12 及R52,为46.2kN, 满足规范关于支座始终处于受压状态的要求; 方法2(方法3)荷载组合一考虑风荷载及梯度升温的影响, 最小支座反力出现在边支座R12 及R52, 为78kN, 大于46.2kN, 对倾覆有利。中间各支座反力小于方法1 计算结果, 对倾覆不利。由图3 可知, 方法2(方法3)荷载组合二考虑风荷载及梯度降温的影响, 最小支座反力出现在边支座R12 及R52, 为-22.4kN, 不满足规范关于支座始终处于受压状态的要求。

2.2 特征状态2 验算

分别计算各荷载作用下主梁稳定力矩与倾覆力矩, 结果见表2。

表2 荷载作用下稳定力矩与倾覆力矩Tab.2 Stability moment and overturning moment under load

由表2 可知, 梯度升温及梯度降温引起的倾覆力矩为零, 因此在倾覆特征状态2 判断时, 可不考虑其影响。

分别采用方法1、方法2 及方法3 进行荷载组合, 得到结构抗倾覆稳定安全系数如图4 所示, 并以方法1 计算结果为基准, 绘制三种不同算法稳定系数的相对大小关系图, 如图5 所示。

图4 三种不同算法倾覆稳定系数Fig.4 Overturning stability coefficient of three different algorithms

图5 三种不同算法倾覆稳定系数相对大小Fig.5 Relative values of overturning stability coefficients of three different algorithms

由图4 可知, 采用方法1, 各失效支座抗倾覆稳定安全系数最大值为7.7, 最小值为6.3;采用方法2, 各失效支座抗倾覆稳定安全系数最大值为2.7, 最小值为2.5; 采用方法3, 各失效支座抗倾覆稳定安全系数最大值为5.9, 最小值为4.8; 方法3 结果介于方法1 和方法2 结果之间。由图5 可知, 采用不同算法对计算结果影响很大, 方法2、3 考虑风荷载后计算得到的稳定系数均与方法1 未考虑风荷载相差较大(分别为38%和76%), 因此在抗倾覆特征状态2 判断中需考虑风荷载的影响。