主梁刚度缺陷对连续刚构桥成桥状态影响研究

2021-11-18毛德均杜艳斌李庆达

交通科技与经济 2021年6期

毛德均，陈松，杜艳斌，陈旭，李庆达，肖军

(1.昆明学院建筑工程学院，云南昆明 650214；2.重庆市市政设计研究院有限公司，重庆 400020；3.云南交投集团云岭建设有限公司，云南昆明 650214；4.中交第二公路工程局有限公司，陕西西安 710065)

大跨径预应力混凝土连续刚构桥具有受力性能好、跨越能力大、施工技术成熟、造价相对较低等特点，是公路、铁路等基础设施建设中的常用桥型[1-6]。该类型桥梁的上部主梁一般为预应力混凝土箱梁，采用挂篮悬臂浇筑法施工。预应力混凝土箱梁在施工过程中开裂是比较常见的问题，导致开裂的原因有很多种，如设计不合理、预应力筋张拉过早、张拉不当、温度应力及施工荷载等。不同位置梁段的底板、腹板、顶板均有可能开裂，裂缝形式有腹板斜裂缝、底板横向裂缝、顶底板纵向裂缝等，开裂程度有大有小[7-11]。因此，连续刚构桥主梁施工阶段开裂是比较复杂的问题。

唐小兵等[12]以某四跨连续刚构桥施工阶段部分梁段腹板出现斜裂缝为背景，采用ANSYS建立有限元模型，根据开裂梁段的空间应力状态，分析开裂原因，通过扩大参数分析，研究了腹板配筋率、顶板纵向预应力及腹板纵向预应力等参数对腹板开裂状况的影响。周奥[13]开展了与唐小兵等相类似的研究。崔学常等[14]采用现场调查和有限元数值模拟相结合的方法，对某铁路大跨连续刚构桥施工阶段出现的局部梁段底板崩裂病害影响进行评估分析，并提出了修复建议。卫星等[15]以某公路大跨连续刚构桥施工阶段箱梁腹板开裂为背景，开展了与崔学常等[14]类似的研究。邓季坤等[16]采用Midas/Civil建立有限元模型，对某三跨连续刚构桥施工阶段部分梁段腹板出现纵向、斜向裂缝的原因进行了分析。罗岸峰[17]开展了与邓季坤等相类似的研究，并提出了裂缝控制措施的改进方法。张李[18]从温度、收缩及约束等多个角度出发，对连续刚构桥施工阶段箱梁0#块出现开裂病害的原因进行分析，并对改善箱梁0#块裂缝病害提出建议。程炜等[19]对某跨径布置为(65+2×120+65)m的连续刚构桥中跨跨中顶板开裂病害成因进行了深入分析，提出采用预张紧钢丝绳网片+聚合物砂浆、粘贴碳纤维布的综合处治方法。张波等[20]通过对施工过程中管道定位误差和合拢段两端高差造成的径向外崩力进行计算，并利用有限元分析软件对合拢段底板进行局部应力计算，分析了连续刚构在施工过程中底板崩裂的原因，并提出了预防建议。刘超等[21]的研究结果表明消除连续刚构桥悬臂施工中腹板斜裂缝的最佳有效方式是施工中先张拉竖向预应力。

不难发现，关于大跨连续刚构桥施工阶段局部梁段开裂问题，已有研究主要集中在开裂原因、影响因素分析及处治措施建议等方面。连续刚构桥主梁施工阶段发生开裂的主要危害是开裂位置梁段的刚度降低[22]，出现刚度缺陷，进而影响成桥状态的桥梁性能，目前关于这方面的研究较少。鉴于此，文中采用通用桥梁有限元分析软件Midas/Civil建立有限元模型，对某跨径布置为(100+180+100)m的连续刚构桥进行计算分析，考虑2种计算工况共计算了55个模型，进而研究了施工阶段主梁不同位置出现局部刚度缺陷时，缺陷对成桥状态变形和一阶竖弯自振频率n的影响，结果可为连续刚构桥施工控制和管理养护提供参考。

1 工程概况及有限元模型

1.1 工程概况

某山区大跨连续刚构桥，桥长380 m，跨径布置为(100+180+100)m，桥梁立面布置如图1所示。桥面布置为1.5m(人行道、栏杆)+8.0 m(行车道)+1.5m(人行道、栏杆)=11.0 m。设计荷载等级为公路 -Ⅰ级，人群荷载为3.0 kN/m2。大桥主梁横断面采用单箱单室，混凝土等级为C55。箱梁的顶、底宽分别为11.0 m和6.5 m，悬臂长2.25 m，顶板设计为双向2.0%横坡。墩顶和跨中的梁高分别为11.0 m和3.5 m，中间梁段采用1.8次抛物线过渡。悬臂板的边缘厚度为20 cm，根部厚度为75 cm。箱梁顶板厚度为30 cm，跨中、根部底板厚度分别为32 cm和150 cm，采用1.8次抛物线过渡。箱梁腹板厚度在悬臂根部为0.8 m，然后以折线的形式过渡到跨中0.4 m，箱梁的典型横断面布置如图2所示。主墩采用双肢薄壁矩形墩，混凝土等级为C40，单肢桥墩横桥向长6.5 m，纵桥向宽2.5 m，墩高分别为41.5 m和42.5 m，桥墩基础采用φ2.2m钻孔灌注桩，每墩设9根桩，横桥向间距为5.2 m，纵桥向间距为5.7 m，按端承桩设计。桥面铺装为10 cm厚沥青混凝土+DPS防水层。

图1 立面布置(单位：cm)

图2 箱梁典型横断面布置(单位：cm)

箱梁按纵向和竖向预应力结构设计，纵向预应力钢绞线分别采用17根、15根和12根φs15.2 mm型高强低松弛钢绞线，YM15-17、YM15-15和YM15-12圆锚体系。钢绞线抗拉强度标准值fpk=1 860 MPa，锚下张拉控制应力为1 395 MPa。预应力孔道采用塑料波纹管成孔，真空辅助压浆。竖向预应力材料采用JL32 mm高强精轧螺纹钢筋，JLM-32锚具，精轧螺纹钢筋的抗拉强度标准fpk=785 MPa。纵向预应力钢束均采用两端张拉，竖向预应力束均采用单端张拉。全桥钢束共282束，其中顶板146束、底板52束、腹板84束。在底板设置了8束备用钢束。大桥采用挂篮悬臂浇筑法施工，合拢顺序为：先边跨合拢，后中跨合拢。

1.2 有限元模型

采用Midas/Civil2019建立有限元模型对该桥进行计算分析，根据截面变化特点和施工顺序进行结构离散。建立的有限元计算模型如图3所示，全桥共有221个节点，216个梁单元，划分53个施工阶段模拟挂篮悬臂浇筑法施工。考虑成桥实际受力状况，模型施加的荷载除各种施工阶段荷载外，还包括基础不均匀沉降、系统温差、竖向温度梯度、移动荷载及汽车制动力。墩底及边跨支承采用一般支撑模拟，墩梁固结处采用刚性连接模拟。

图3 计算模型

在有限元模型中，主梁刚度缺陷可采用折减混凝土弹性模量Ec实现[23]。刚度缺陷(降低)程度因开裂程度不同而不同，当梁段开裂严重时，刚度降低程度可达30%，故文中研究最大刚度缺陷程度按30%考虑，不考虑预应力损失。连续刚构桥主梁不同位置出现局部刚度缺陷产生的影响存在差异，因此，文中研究共设定了2种计算工况(见表1)。工况1的计算对象为1#墩墩顶0#块和1#墩侧1/2中跨相关梁段，根据刚度缺陷考虑的具体位置不同共包含5个子工况；工况2的计算对象为1#墩侧边跨相关梁段，根据刚度缺陷考虑的具体位置不同共包含4个子工况。各刚度缺陷梁段的具体位置如图4所示。根据所设定的工况计算55个模型，其中，只有1个模型未发生刚度缺陷，在9个子工况下发生刚度缺陷的有54个模型。对于计算结果，取成桥状态的桥梁变形(荷载频遇组合)和一阶竖弯自振频率n进行分析。

图4 刚度缺陷梁段位置

表1 计算工况

定义反映刚度缺陷程度的指标为β，Ec为折减程度与β的对应关系(见表2)。

表2 Ec折减程度与β的对应关系

2 计算结果及分析

2.1 变形

取边跨最大下挠值fb、中跨最大下挠值fz进行分析。

2.1.1 工况1

工况1的β-fb关系曲线如图5所示，β-fz关系曲线如图6所示。

图5 β -fb关系曲线(工况1)

图6 β -fz关系曲线(工况1)

1)各条β-fb的关系曲线基本表现为线性关系，墩顶0#块和中跨不同位置发生刚度缺陷对fb的影响表现不同：对于墩顶0#块，β=0.70时的fb相对于β=1.00增大了-1.32 mm，增幅约为11.8%；对于中跨L/8和L/4梁段，当β=0.70时的fb相对于β=1.00分别增大了-0.13 mm和-0.02 mm，增幅分别约为1.2%和0.2%；对于中跨3L/8和L/2梁段，β=0.70时的fb相对于β=1.00分别减小了0.02 mm和0.13 mm，减幅分别约为0.2%和1.2%。导致fb减小的原因最有可能是相关梁段浇筑完成后的预应力张拉，这一现象至少可以说明中跨3L/8和L/2梁段在施工阶段出现刚度缺陷对fb无明显的增大作用。综上可知，墩顶0#块在施工阶段出现刚度缺陷对fb有较明显的增大效应，中跨其他位置出现刚度缺陷对fb影响较小。

2)各条β-fz关系曲线基本表现为线性关系，墩顶0#块和中跨不同位置出现刚度缺陷对fz的影响都表现为增大，墩顶0#块、L/8、L/4、3L/8和L/2梁段在β=0.70时的fz相对于β=1.00时分别增大了-2.48 mm、-2.13 mm、-2.88 mm、-0.57 mm和-0.07 mm，增幅分别为4.4%、3.8%、5.1%、1.0%和0.12%，增幅最大值在6%以内，说明墩顶0#块和中跨的不同位置在施工阶段出现刚度缺陷对fz的影响较小。

2.1.2 工况2

工况2的β-fb的关系曲线如图7所示，β-fz的关系曲线如图8所示。

图7 β -fb关系曲线(工况2)

图8 β -fz关系曲线(工况2)

1)各条β-fb的关系曲线基本表现为线性关系，边跨不同位置出现刚度缺陷对fb的影响表现不同：对于边跨3l/4和l/2梁段，β=0.70时的fb相对于β=1.00分别增大了-2.03 mm和-0.64 mm，增幅分别为18.2%和5.7%；对于边跨l/4梁段和边跨现浇段，β=0.70时的fb相对于β=1.00分别减小了7.0%和1.4%。导致fb减小的原因最有可能是相关梁段浇筑完成后的预应力张拉，这一现象至少可以说明边跨l/4梁段和边跨现浇段在施工阶段出现刚度缺陷对fb无明显的增大作用。综上可知，边跨3l/4梁段在施工阶段出现刚度缺陷对fb有较明显的增大效应，边跨其他位置出现刚度缺陷对fb影响较小。

2)各条β-fz的关系曲线基本表现为线性关系，边跨不同位置出现刚度缺陷对fz的影响表现不同，对于边跨现浇段、边跨l/4和3l/4梁段，当β=0.70时的fb相对于β=1.00分别增大了-0.10 mm、-0.38 mm和-0.17 mm，增幅分别为0.2%、0.7%和0.3%；对于边跨l/2梁段，β=0.70时的fb相对于β=1.00减小了0.08 mm，减幅为0.1%。可以看出，边跨不同位置梁段在施工阶段出现的刚度缺陷对fz影响较小。

2.2 一阶自振频率

当无刚度缺陷β=1.00时，桥梁一阶竖弯自振频率n=0.43 485 Hz。

2.2.1 工况1

工况1的β-n关系曲线如图9所示。

图9 β -n关系曲线(工况1)

由图9可知：n随刚度缺陷程度增大而减小，各条β-n关系曲线基本表现为线性关系；5种情况对n的影响程度为墩顶0#块>L/4>3L/8>L/8>L/2梁段，其中L/4和3L/8梁段结果较接近；墩顶0#块在β=0.70时，n值相对于β=1.00时减小0.000 51 Hz，说明墩顶0#块与中跨局部梁段出现刚度缺陷对桥梁的整体刚度影响较小。

2.2.2 工况2

工况2的β-n关系曲线如图10所示。