矮墩连续刚构桥结构设计实践

2021-08-12杨子泉

建材与装饰 2021年23期

杨子泉

（天津市政工程设计研究总院有限公司，天津 300392）

1 项目概况

沙仔二桥位于广州市南沙区小虎岛基础产业园内，连接小虎岛与沙仔岛，紧邻小虎岛产业基地，路线全长约0.99km，设大桥1座，上跨沙仔沥水道。

本工程桥梁段总长584.4m，桥梁宽度9.0～11.5m，分左右幅设置。其中，跨沙仔沥水道主桥长220m，单幅桥宽11.5m，主梁采用（60m+100m+60m）PC混凝土连续刚构箱梁，下部结构采用单肢薄壁墩形式。河底地质自上而下依次为：素填土、淤泥质土、中粗沙、粉质黏土、强风化泥岩、中风化泥岩、微风化泥岩。

由于受通航净空、两侧道路标高的影响，桥梁主墩高度受到限制，这种情况下的墩高往往较小（通常对于墩高/主跨跨径小于1/10即可认为是矮墩连续刚构），在设计上应特别注意，采取必要的措施以减小桥墩刚度较大造成的影响。

2 主桥结构设计

2.1 桥型布置

沙仔沥水道为Ⅴ级航道，单向通航孔净宽40m，双向80m，通航净空不小于8m，侧高不小于5.5m，设计最高通航水位为7.1m。以此为控制条件，结合起止点接线高程、两岸地形、地质条件、行洪条件以及经济性指标，最终拟定主桥采用60m+100m+60m预应力混凝土连续刚构方案，并得到行业主管部门认可。

2.2 上部结构设计

2.2.1 上部结构总体布置

主桥刚构跨径组合为（60+100+60）m，按施工方法全桥分为挂篮施工段，边跨支架现浇段以及合龙段，共划分16个节段。其中，0#~1#段长11m，为桥墩搭支架浇筑，2～13#段单侧长43.5m，使用挂篮施工，14#段长2m，为合龙段，15#、16#段单侧长8.8m，为边跨支架现浇施工。

主桥分左右幅布置，为单箱单室结构，单幅桥面宽度11.5m，底板宽度5.5m，悬臂长度3.3m，桥面为2%的横坡。跨中梁高2.8m，根部梁高5.8m，底板厚度0.28~1.1m，顶板厚度0.28～0.8m，腹板厚度0.5～1.1m，底板厚度及梁高按照二次抛物线变化。

2.2.2 预应力布置

本桥主梁采用三向预应力体系，除纵向预应力以外，顶板采用了横向预应力，腹板采用了竖向预应力体系。

顶板预应力规格共两种，分别是15股和12股φs15.2mm预应力钢束，底板预应力规格为18股φs15.2mm预应力钢束，腹板预应力规格为12股φs15.2mm预应力钢束。悬浇段顶板束107根，腹板束36根，中跨底板配束18根，边跨底板配束17根。

箱梁顶板横向预应力规格为3φs15.2mm预应力钢束，纵向间距0.5m，钢束距离顶板0.11m，采用单端交错张拉方式，张拉力和伸长量双重给控制，张拉控制力为0.73fpk。

竖向预应力规格与横向预应力相同，纵向间距0.5m，分别布置在腹板的内外侧，钢束距离腹板边缘混凝土0.15m，张拉方式与横向预应力相同。

2.3 下部结构设计

主墩断面为带圆倒角薄壁空心墩，墩高10.5m，薄壁墩断面尺寸为5.5m×2.5m，薄壁厚度为0.8m（横桥向）和0.6m（顺桥向），在墩底5.1m范围内填充C20混凝土，目的是增加桥墩刚度，降低船舶撞击产生的破坏。桥墩下承台为整体式承台，尺寸为24.5m×8.6m×3.5m，承台外形采用矩形加圆端，以减小水的阻力，承台下采用8根直径2.2m钻孔灌注桩，桩基按嵌岩桩设计。

主桥过渡墩为带盖梁的薄壁墩，盖梁宽2.6m，高1.5m，设置0.4m偏心以平衡主桥和引桥支反力引起的不平衡弯矩。桥墩断面为带圆倒角薄壁空心墩，墩高约11.0m，薄壁墩断面尺寸为5.5m×2.0m，薄壁厚度为0.5m（横桥向）和0.5m（顺桥向）。桥墩下承台为分离式承台，尺寸为9.0m×6.6m×2.5m，承台外形采用矩形加圆端，以减小水的阻力，承台下采用4根直径1.6m钻孔灌注桩，桩基按嵌岩桩设计。

3 结构计算分析

3.1 计算模型

主桥箱梁按全预应力构件设计。按照梁单元对结构进行模拟，使用Midas软件计算后再使用桥梁博士对计算结果进行校核，以保证结构模拟的准确性。分别进行施工阶段和成桥阶段计算分析，永久作用包括：结构自重、预应力、混凝土徐变及收缩、基础不均匀沉降；可变作用包括：汽车荷载、温度荷载、人群荷载、汽车制动力、船舶撞击力和风荷载等。

根据施工阶段划分，全桥共建梁单元215个，按照实际施工顺序，共模拟21个施工阶段，分别计算各阶段的内力、应力、位移，将计算结构控制在规范容许的范围内。本桥上部结构为常规的刚构桥梁计算。

3.2 中墩下部结构基础模拟

由于矮墩连续刚构墩高较矮，相应桥墩刚度较大，对由温度、预应力的次内力、混凝土收缩徐变等引起的位移较为敏感，若按照承台底固结来模拟桥墩，将使墩底产生较大的内力，而且不符合结构实际受力情况。结合主墩位置地质情况，使用“m”法模拟土体对桩基的作用，不仅使计算结果更贴近真实受力情况，而且能够减小墩底弯矩，使结构设计不至于过于保守。

3.3 矮墩连续刚构的设计措施

连续刚构应尽量避免矮墩情况的出现，主要原因如以下两方面所述：①矮墩刚度大，温度、收缩徐变等荷载将在桥墩处产生较大的拉应力；②为了抵抗较大应力的产生势必会加大桥墩配筋，这样使桥墩刚度更大，从而陷入恶性循环状态，这种增加桥墩配筋的措施有时并不能满足结构设计要求。因此，矮墩连续刚构应该从改善桥墩受力方向入手，本工程设计实践中考虑以下措施来优化结构受力状态。

3.3.1 合龙温度的确定

由于连续刚构合龙后的收缩徐变与均匀降温作用效应一致，为减小后期收缩徐变作用导致墩顶向跨中的水平位移，引起附加内力和结构变形，因此最佳合龙温度应根据桥位处年气温变化情况综合确定。最佳合龙温度宜尽量接近当地历年最低温度，以减小降温效应对桥墩内力的负面影响。

结合桥位区域温度特征，历年平均气温为22.1℃，主桥合龙温度取20～22℃，根据《公路桥涵设计通用规范（JTGD 60—2015）》[1]规定温热地区的最低和最高有效温度标准值分别为-3℃和34℃，两者取大值，故有：结构整体降温为-3-22=-25℃；结构整体升温为34-20=14℃。

根据设计确定的合龙温度，该桥属于高温合龙，成桥后因降温作用导致的主梁收缩、墩顶位移会产生温度附加内力，这种情况往往会通过中跨合龙施加顶推力来抵消温度引起的附加内力。

3.3.2 顶推力的确定

预应力混凝土连续刚构桥是桥墩固结的多次超静定结构，较小的墩高将会使由主梁的收缩徐变以及降温作用在桥墩中产生的内力变得更为不利，桥墩会产生整体向主跨变形的趋势。为了抵消这种变形，可在中跨合龙前人为增加一对顶推力，产生向边跨的位移，从而减小上述荷载产生的不利影响。取合适的顶推力能够减小由于自重、混凝土收缩徐变、温度荷载产生的不利影响，使成桥后的桥梁处于一个较合理的受力状态。顶推力可按以下方法进行计算。

首先计算无顶推力工况下成桥弯矩值以及各单位荷载对墩顶截面产生的弯矩值，计算结果如表1所示。

表1 墩顶截面弯矩及弯矩变化量

理想的状态是让顶推力完全抵消混凝土收缩徐变及合龙温差的影响，实际上难以实现，因为连续刚构为超静定结构，上述因素对桥墩的影响有水平位移、转角位移，顶推力的方向为水平方向，仅能抵消水平位移的影响，顶推力的取值要做到既不能过大，使反向弯矩超出结构受力合理范围，又不能过小，过小的话起不到抵消不利荷载产生的影响。通过试算顶推力，在消除收缩徐变及合龙温差的同时，兼顾桥墩内外侧弯矩基本相同的原则确定顶推力为1800kN。

对比顶推前后桥墩内力、位移结果可知，施加顶推力在成桥阶段对改善桥墩受力效果明显，相比未施加顶推力情况下，施加顶推力后墩顶轴力减小1.5%，剪力减小42%，弯矩减小29%，墩底轴力减小1.5%，剪力减小46%，弯矩减小51%，由此可见施加合龙时的顶推力对改善桥墩受力效果显著。

3.3.3 最大悬臂状态在边跨悬臂端永久配重

由前文所述可知，不利荷载在桥墩墩顶除了产生水平位移外，也产生了转动位移，在悬臂位置增加配重正是减小这种不利转角位移的一种有效方式，在悬臂处配重施工边跨合龙段，待中跨合龙段施工完成后卸载部分配重，这一过程与降温作用正好相反，同样能够改善桥墩受力情况。

3.3.4 人为设置过渡墩支座沉降

设置支座沉降改善桥墩内力的原理与悬臂配重类似，通过支座调整过程中适当降低支座的标高，从而使桥墩产生向边跨的位移和转角，来降低不利荷载产生的影响。

根据理论计算以及实际的刚构桥梁实践中，总结了以上几条改善矮墩连续刚构桥墩受力的技术措施。设计及施工过程中应根据结构实际受力状况，选用一种或多种技术措施相结合的方案，以达到改善结构内力、优化结构设计的目的。