黄姚A匝道独柱墩桥梁抗倾覆性能提升设计研究

路均林,石二姣

(1.中交通力建设股份有限公司 西安市 710075; 2.西安建工二建工程建设有限公司 西安市 710000)

0 引言

近年来独柱墩桥梁整体侧翻的事故时有发生,给人民的生命财产安全造成了极大的威胁,尤其是2011年2月21日浙江上虞春晖互通匝道桥、2019年10月10日江苏无锡高架桥整体侧翻事故发生后,独柱墩桥梁的整体稳定性问题得到了广泛关注,已经成为摆在交通人面前不可避绕的一个课题[1]。交通运输部曾先后两次发文要求对全国范围内的独柱墩桥梁进行全面排查,对存在横向倾覆风险的桥梁进行评估和提升改造。经过一年多的专项行动,独柱墩桥梁横向抗倾覆提升改造工作已接近尾声,部分已投入运营,运营状况良好。为了总结经验,为类似桥梁的横向抗倾覆稳定性能提升改造提供一种简单、方便的改造方案,在介绍了独柱墩桥梁横向抗倾覆性能提升改造的常用方案之后,对其中增设钢盖梁的方案进行了计算与分析,结果表明该方法不仅对既有桥梁的影响最小,而且可以有效提升桥梁的横向抗倾覆稳定性能,可以在类似的桥梁中进行推广使用。

1 独柱墩桥梁横向抗倾覆稳定性能提升改造常用方案

独柱墩桥梁具有占用桥下空间少,外形美观的优点,常常用于匝道等桥下空间紧张的桥梁,但这些桥梁往往都是曲线现浇桥,墩顶一般仅设置一个支座,当重车较多,偏载严重时,较易发生上部结构整体横向倾覆的病害[2]。

针对独柱墩桥梁上部结构横向整体倾覆的病害,国内学者做了大量研究,提出了很多加固方案,李井辉[3]针对单支点桥梁的横向抗倾覆加固提出了在独柱墩顶增设钢盖梁、将独柱墩改造成薄壁墩、在桥台处增设抗拔锚栓的三种方案,并对这三种方案的优缺点进行了全面的论述。刘捷等[4]提出在独柱墩两侧新增墩柱,将原独柱墩变成三柱墩的加固方案。陈勇等[5]提出了将中墩改造为墩梁固结、在承台两侧增设墩柱、通过植筋将独柱墩改造为板式墩或花瓶墩、墩顶增设盖梁、增设抗倾覆装置、钢箱梁增加配重等加固方法。

上述加固方法均会对原桥的结构受力产生不同程度的影响,尤其是将独柱墩由单支座改为墩梁固结体系之后,原桥的受力发生较大变化,很有可能需要将原桥进行加固改造才能通过结构验算,工程变化较大,造价较高。相对而言增设钢盖梁方案具有增加恒载小、工期短、施工对桥面交通影响小的优点[6],对原桥的受力影响最小,造价也最为经济。

首先对包茂高速钟马段黄姚A匝道跨主线桥的横向抗倾覆稳定性进行了分析,然后对增设钢盖梁的提升改造方案进行了横向抗倾覆稳定性验算和钢盖梁受力验算,可为同类桥梁提供借鉴。

2 项目概况

黄姚A匝道跨主线桥位于G65包茂高速钟马段K2669+974处,为匝道桥跨越高速而设,桥长为124m,跨径组成为(6×20)m,桥面总宽10.5m(净宽9.5m)。桥梁上部结构采用钢筋混凝土现浇连续箱梁;下部结构采用柱式墩,肋板台,基础为桩基础,按嵌岩桩设计。

该桥平面位于R=170m,A-90,R1=90m的右偏平曲线上,纵面位于R=2000m的凸形竖曲线上。其中1～5号墩为单支座独柱墩,墩柱直径均为1.5m,墩高分别为10.0m、10.4m、10.4m、9.8m、9.4m。0号台、6号台均为双支座。其中3号墩为固定支座,其余支座均为滑动支座。

3 原桥横向抗倾覆稳定性验算

3.1 规范对横向抗倾覆稳定的要求

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

(1)在作用基本组合下,单向受压支座始终保持受压状态。

(2)按作用标准值进行组合时,整体式截面简支梁和连续梁的作用效应应符合式(1)要求:

(1)

式中:Kqf为横向抗倾覆稳定性系数,取值为Kqf=2.5;∑Sbk,i为使上部结构稳定的效应设计值;∑Ssk,i为使上部结构失稳的效应设计值。

3.2 原桥支座脱空及横向抗倾覆稳定系数验算

采用Midas Civil 2020有限元软件对全桥进行整体建模,分析每个支座的受力情况。原桥支座分布及编号如图1所示。

图1 原桥支座分布及编号

对于永久作用标准值效应Rcki,可以通过Civil程序自动生成的标准组合读取;对于失效支座对应最不利汽车荷载的标准值效应RQki,在找到失效支座的最小反力之后,通过Civil程序并发反力组来寻找该支座失效时对应的其他支座由汽车荷载引起的反力值,然后根据计算式1.0Rcki+1.4RQki来计算基本组合反力。具体计算结果如表1所示。

表1 原桥横向抗倾覆稳定系数验算结果表

上述计算结果表明,该桥在作用基本组合下,单向受压支座0-1#、6-1#的支座反力均小于0,会发生脱空,无法始终保持受压状态;桥梁的横向抗倾覆稳定系数小于2.5,故需对该桥的横向抗倾覆稳定性能进行提升改造。

4 横向抗倾覆性能提升改造措施及结果验算

4.1 横向抗倾覆性能提升改造措施

张振涛等[7]指出桥宽与支座间距之比是影响桥梁横向抗倾覆稳定性能的主要因素。由于该桥已经建成,桥宽已经固定,故只能通过增大支座间距的方式来减小桥宽与支座间距的比值,从而提高桥梁的抗倾覆稳定性能。结合前文论述,该桥采用增设钢盖梁的方式将原独柱墩顶的单支座改造为三支座,但3号墩位于主线中分带处,主线与匝道的右偏角为76°,若在3号墩顶增设钢盖梁,则不仅施工难度大,而且会影响主线净高,故本次仅按照在1#、2#、4#、5#墩顶增加钢盖梁的方案,最后再根据计算结果决定是否在3号墩顶增设钢盖梁。

为了保证钢盖梁整体质量及焊接可靠性,钢盖梁半结构均在工厂完成标准化加工,在施工现场安装到位后再焊接成一体[8]。钢盖梁半结构焊接完成后,再焊接支座垫石外围钢板,通过支座下钢板上的顶升螺杆顶升新增支座至与箱梁下表面密接但不承压状态,待支座安装完成后,浇筑垫石水泥基灌浆料,确保支座垫石密实。

钢套筒与墩柱的连接采用倒锥形锚栓锚固及A级胶粘贴的两种方式来确保两者共同受力。施工时首先在混凝土墩柱上钻孔,开孔完毕后,在钢套筒上标出锚固螺栓孔的准确位置,再对钢套筒进行开孔作业。最后在钢套筒与混凝土墩柱之间的空隙中压力注入A级胶。钢盖梁提升改造立面及平面图如图2、图3所示。

图2 钢盖梁提升改造立面(单位:mm)

图3 钢盖梁提升改造平面(单位:mm)

4.2 提升改造后支座脱空及横向抗倾覆稳定性验算

如在横向抗倾覆性能提升改造措施中所述,独柱墩顶新增的支座A、B仅与箱梁底面密切接触,但不承压,即新增支座在恒载作用下不参与受力,在活载作用下,梁体发生变形后开始参与受力。故在模拟新增支座时,仅考虑其活载作用下的效应。为了模拟这种受力形态,可以采用在Midas Civil中增加施工阶段,将新增支座在收缩徐变阶段激活的方式来实现。新增支座后支座编号及计算模型如图4所示。

图4 新增支座后支座分布及编号

永久作用标准值效应Rcki、失效支座对应最不利汽车荷载的标准值效应RQki的提取方法与原桥计算时采用的方法相同。对原桥进行横向抗倾覆性能提升改造之后,其支座脱空及横向抗倾覆稳定系数计算结果如表2所示。

表2 提升改造后横向抗倾覆验算结果表

由于新增支座在模拟时仅承受活载,不考虑恒载的影响,故其支座脱空验算(特征状态1验算)没有意义[9],仅考虑新增支座对横向抗倾覆稳定系数的贡献。由表2可知在新增支座之后,原桥支座的反力均大于0,不会出现支座脱落现象,其抗倾覆稳定系数约为6.9,大于规范规定的2.5,可见通过增设钢盖梁并新增支座的方法提高桥梁的横向抗倾覆稳定性的效果非常明显。

4.3 钢盖梁受力验算

钢盖梁验算通过Midas FEA NX建立的实体模型进行验算,通过在支座位置施加集中力的方式模拟其受力情况,施加的集中力取1-1#、1-3#、2-1#、2-3#、4-1#、4-3#、5-1#、5-3#中的最大值,该值在4-3#支座的基本组合下取得,为1576kN。

建模时钢盖梁的钢套筒与混凝土墩墩柱间的连接采用共享面进行模拟,支座、支座垫石及钢盖梁上钢板间的连接也采用共享面进行模拟[10]。边界条件通过在墩柱底面添加固定约束的方式实现。上部结构反力通过在支座顶面添加压力的方式实现,确保支座顶面总的反力值为1576kN。结构自重由程序自动考虑。所建整体模型如图5所示。

图5 钢盖梁计算整体模型

经过计算得知,钢盖梁的冯米斯应力云图(Von Mises)如图6所示,其最大应力为58.6MPa,最小应力为1.57MPa,均小于Q355NHC钢材的屈服强度,故钢盖梁受力验算满足要求。

图6 钢盖梁计算Von Mises应力云图(单位:MPa)

5 结束语

独柱墩桥梁虽然具有桥下空间小的优点,但由于其整体稳定性较差,故今后在桥梁设计时应注意其横向抗倾覆性能的验算,尽可能地避免曲线桥梁连续设置单支座的情况。通过计算可见,具有5个连续独柱墩的6跨弯桥,通过增设钢盖梁的方式新增8个支座之后,不仅可以避免支座脱空,而且其横向抗倾覆稳定系数由1.0增大至6.9,可以满足规范对桥梁横向抗倾覆性能的要求。由于新增支座距离原桥支座仅为1.5m,故新增支座的反力通常不大,钢盖梁的受力验算也较易通过。可见采用增设钢盖梁的方式来提升独柱墩桥梁的横向抗倾覆性能的效果明显,可以作为改造既有独柱墩桥梁的常用方法。