韓 鋒，楊 華

（1.山西交科公路勘察設(shè)計(jì)院有限公司，山西太原 030032；2.山西工商學(xué)院，山西太原 030006）

0 引言

連續(xù)剛構(gòu)橋梁利用橋墩的柔性適應(yīng)梁體縱向變形，在高墩、大跨橋型中應(yīng)用較廣，是理想的橋型之一[1]。隨著墩高及跨徑的不斷增大，其抗風(fēng)穩(wěn)定問(wèn)題越顯突出。尤其在最大懸臂狀態(tài)下，墩身不僅承受其自身風(fēng)壓，上部主梁巨大的迎風(fēng)面內(nèi)風(fēng)荷載也以均布力形式施加于墩頂，墩身以懸臂梁形式受力，墩底彎矩較大。

為了抵抗風(fēng)荷載，常規(guī)做法是將加大墩身橫向尺寸或者采用頂?shù)追牌碌淖兘孛鏄蚨招问?，無(wú)形中造成浪費(fèi)或加大施工難度。本文以一座3×150 m 預(yù)應(yīng)力混凝土分幅連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楣こ桃劳?，?duì)比分析了墩頂抗風(fēng)橫梁設(shè)置前后結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)性能及采用單、雙肢薄壁橋墩對(duì)橋梁整體結(jié)構(gòu)的影響。

1 工程概況

選定工程為一座預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，主橋橋跨布置為（80+3×150+80）m。上部主梁采用變高度單箱單室箱形截面，頂部寬1 200 cm，底部寬650 cm，根部梁高930 cm，跨中梁高330 cm，梁高按1.7 次拋物線漸變；采用移動(dòng)掛籃懸澆法施工，主梁0 號(hào)塊長(zhǎng)1 400 cm，每個(gè)現(xiàn)澆T 構(gòu)縱向?qū)ΨQ(chēng)劃分為19 個(gè)梁段[1-2]，其總體布置見(jiàn)圖1 所示。

圖1 剛構(gòu)橋總體布置（單位：cm）

大橋采用上部結(jié)構(gòu)分幅并建，下部結(jié)構(gòu)為整體式承臺(tái)；主墩采用等截面雙薄壁空心墩，墩身橫橋向?qū)?50 cm，順橋向?qū)?50 cm，橫向壁厚80 cm，縱向壁厚60 cm，雙肢縱橋向凈距500 cm，最高墩達(dá)118 m，左右幅橋通過(guò)墩頂抗風(fēng)橫梁連接，見(jiàn)圖2 所示。

圖2 抗風(fēng)橫梁構(gòu)造（單位：cm）

2 抗風(fēng)橫梁對(duì)結(jié)構(gòu)抗風(fēng)性能影響

為對(duì)比抗風(fēng)橫梁設(shè)置前后橋墩受力狀況，選取最高主墩22 號(hào)橋墩（如圖1 所示），建立最大懸臂狀態(tài)有限元模型（如圖3 所示），其中主墩和主梁均采用梁?jiǎn)卧M，墩梁固結(jié)段設(shè)置剛性連接，墩底采用固結(jié)。在計(jì)算動(dòng)力風(fēng)荷載作用下橋墩考慮了Ρ-Δ效應(yīng)影響[3-4]。

圖3 有限元模型

2.1 荷載施加

最大懸臂狀態(tài)下考慮的荷載主要有恒載、掛籃及橫向風(fēng)荷載。恒載按照單元材料容重施加，0 號(hào)塊橫隔板和齒板重量以節(jié)點(diǎn)荷載形式施加；掛籃荷載按照每套1 000 kN 計(jì)。

作用在橋梁上的風(fēng)荷載在時(shí)間和空間上是不斷變化的復(fù)雜動(dòng)荷載。在滿足工程精度要求下，對(duì)風(fēng)荷載做適當(dāng)簡(jiǎn)化，抽象出其作用模型是允許和必要的。因此，為了考慮風(fēng)的動(dòng)力效應(yīng)，在建立大橋有限元模型的基礎(chǔ)上，將風(fēng)荷載簡(jiǎn)化為較為相近的動(dòng)力沖擊荷載，分析其抗風(fēng)性能。選擇圖4 所示的荷載模型作為橋梁動(dòng)風(fēng)載模型，并將其反復(fù)作用于橋梁結(jié)構(gòu)上。

圖4 動(dòng)力風(fēng)載時(shí)程圖

其中，F(xiàn)M=2Fuh為動(dòng)力風(fēng)載最大值；Fuh為按照抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范計(jì)算的靜陣風(fēng)值，施工階段風(fēng)載重現(xiàn)期系數(shù)取0.84；T1為動(dòng)力風(fēng)載達(dá)到最大值FM的時(shí)間，取10 s；T2為動(dòng)力風(fēng)載達(dá)到最小值的時(shí)間，取20 s；T3為動(dòng)力風(fēng)荷載作用一個(gè)周期的時(shí)間，取25 s。

2.2 抗風(fēng)性能計(jì)算結(jié)果

最大懸臂狀態(tài)在恒載及動(dòng)力風(fēng)載作用下，橋墩內(nèi)力計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1 所示。

表1 迎風(fēng)面橋墩內(nèi)力計(jì)算對(duì)比

從表1 可以看出，未設(shè)置抗風(fēng)橫梁時(shí)，在風(fēng)荷載作用下，橋墩以懸臂狀態(tài)參與結(jié)構(gòu)受力，墩底橫向彎矩為226 236.6 kN·m；設(shè)置抗風(fēng)橫梁后，迎風(fēng)面與背風(fēng)面橋墩整體受力，在風(fēng)荷載作用下迎風(fēng)面橋墩墩底彎矩降為77 750.5 kN·m，降幅達(dá)65.6%。同時(shí)在墩頂橫橋向產(chǎn)生26 710.6 kN·m 的反向彎矩，迎風(fēng)面橋墩墩底產(chǎn)生5 654.9 kN 的反向軸力，與恒載軸力疊加后仍為壓力。

橋墩變形及應(yīng)力響應(yīng)對(duì)比見(jiàn)表2 所示。

表2 迎風(fēng)面橋墩的變形及應(yīng)力響應(yīng)對(duì)比

表3 主要工程量對(duì)比

從表2 可以看出，設(shè)置抗風(fēng)橫梁后，迎風(fēng)面與背風(fēng)面橋墩整體受力共同抵抗風(fēng)荷載，迎風(fēng)面橋墩墩頂側(cè)向位移由305 mm 減小為75 mm，降幅達(dá)75.4%，懸臂端位移減小幅度基本相當(dāng)；未設(shè)置抗風(fēng)橫梁時(shí)，墩底截面出現(xiàn)2.2 MPa 的拉應(yīng)力，且最大壓應(yīng)力達(dá)13.7 MPa；設(shè)置抗風(fēng)橫梁后，墩底截面應(yīng)力分布相對(duì)均勻，最大壓應(yīng)力為8.1 MPa，最小壓應(yīng)力6.3 MPa，這緣于墩底彎矩大幅降低。墩頂截面在設(shè)置抗風(fēng)橫梁后出現(xiàn)了一定的應(yīng)力波動(dòng)，波動(dòng)范圍為0.2 MPa～0.5 MPa，未改變?nèi)孛媸軌旱臓顟B(tài)。

2.3 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

為了對(duì)比設(shè)置抗風(fēng)橫梁前后橋墩的穩(wěn)定性，將結(jié)構(gòu)自重作為可變荷載對(duì)最大懸臂T 構(gòu)進(jìn)行第一類(lèi)穩(wěn)定計(jì)算。一階失穩(wěn)模態(tài)見(jiàn)圖5 所示，一階失穩(wěn)模態(tài)均為墩柱順橋向側(cè)移失穩(wěn)，但增加抗風(fēng)橫梁后，穩(wěn)定安全系數(shù)由14.15 提高到17.07，增幅達(dá)21%?？癸L(fēng)橫梁對(duì)提高最大懸臂T 構(gòu)的穩(wěn)定性起到一定作用。

圖5 一階失穩(wěn)模態(tài)

3 主墩形式變化對(duì)結(jié)構(gòu)影響

對(duì)于高墩大跨連續(xù)剛構(gòu)橋型，常見(jiàn)的橋墩形式為單肢空心薄壁墩、雙肢空心薄壁墩及兩者的組合形式（以下簡(jiǎn)稱(chēng)單肢墩、雙肢墩）。雙肢墩結(jié)構(gòu)整體抗彎剛度大、縱向抗推剛度小，能有效減小上部結(jié)構(gòu)內(nèi)力、溫度、混凝土收縮徐變及地震力影響，且對(duì)墩頂負(fù)彎矩削峰作用明顯，可減小主梁墩頂截面尺寸，因此連續(xù)剛構(gòu)橋多采用雙肢墩[5-8]。單肢墩作為設(shè)計(jì)方案中的一種，對(duì)于高墩大跨連續(xù)剛構(gòu)橋也是一種理想墩型，同樣應(yīng)予以重視。以圖1 中主橋?yàn)榛鶞?zhǔn)，分析橋梁由雙肢墩調(diào)整為單肢墩對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，見(jiàn)圖6 所示。

圖6 結(jié)構(gòu)有限元模型

3.1 單柱橋墩截面擬定

該橋采用對(duì)稱(chēng)懸臂法施工，主墩在最大懸臂狀態(tài)下受力最為不利，根據(jù)最大懸臂狀態(tài)下不平衡彎矩及穩(wěn)定性要求確定單肢墩的截面尺寸，主墩的截面尺寸擬定為橫橋向850 cm，壁厚80 cm，縱橋向800 cm，壁厚80 cm。該截面尺寸條件下，最高墩（22 號(hào)墩）穩(wěn)定系數(shù)為13.5，滿足穩(wěn)定安全要求。同時(shí)也滿足掛籃脫落、澆筑不同步、橫向風(fēng)等工況下的承載力要求。

3.2 墩型對(duì)上部結(jié)構(gòu)的影響

通過(guò)結(jié)構(gòu)計(jì)算分析，采用單肢墩上部主梁失去了雙肢墩墩頂主梁彎矩消峰作用，同時(shí)受墩柱抗推剛度影響，主梁收縮徐變、溫度效應(yīng)增大，原主梁截面不滿足受力要求，需增大主梁截面尺寸和預(yù)應(yīng)力鋼束用量。經(jīng)計(jì)算，主梁截面高度需由根部930 cm 加高到1 050 cm，跨中由330 cm 加高到350 cm 方可滿足結(jié)構(gòu)受力需要。

3.3 施工工藝調(diào)整

將雙肢墩改為單肢墩后，其抗推剛度約為原來(lái)的4倍（矩形截面）。在收縮徐變及整體升降溫作用下，邊墩將產(chǎn)生很大的彎矩。為滿足墩柱受力要求，需要采取頂推措施改善邊墩的受力，施加頂推力后，墩底彎矩減小為原來(lái)的70%，滿足要求。原合攏順序?yàn)檫吙纭芜吙纭锌?，為配合次邊跨合攏頂推，合攏順序需調(diào)整為邊跨→中跨→次邊跨。次邊跨合攏前需施加約200 t 頂推力。

3.4 對(duì)樁基承臺(tái)的影響

單肢墩抗推剛度大，在收縮徐變及整體升降溫作用下，橋墩及基礎(chǔ)的縱向彎矩也相應(yīng)增大；同時(shí)由于主梁加高、單肢墩截面尺寸大，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體的迎風(fēng)面積增大，結(jié)構(gòu)所受風(fēng)荷載也顯著增大。墩底縱、橫向彎矩同時(shí)增大，雙肢墩每個(gè)承臺(tái)下布設(shè)22 根樁基，單肢墩樁基需增加到28 根，兩種方案樁基布置見(jiàn)圖7 所示。

圖7 主墩下部構(gòu)造平面圖（單位：cm)

雙肢墩方案樁基對(duì)承臺(tái)的彎矩作用效應(yīng)很小，承臺(tái)厚度取400 cm 即可滿足抗彎要求；單肢墩方案邊樁遠(yuǎn)離墩柱，產(chǎn)生了較大的彎矩，承臺(tái)需加厚到600 cm才能滿足抗彎要求。

3.5 工程量對(duì)比

經(jīng)計(jì)算，通過(guò)增加預(yù)應(yīng)力、加大梁高并施加合攏頂推力后，主梁及橋墩各項(xiàng)驗(yàn)算指標(biāo)基本滿足規(guī)范要求。對(duì)比兩種方案的主要工程數(shù)量，與雙肢墩方案相比，單肢墩方案主墩的工程量有所減小，但上部主梁、樁基以及承臺(tái)的工程量增加。綜合比較，采用單肢墩方案后，混凝土增加14 862 m3，普通鋼筋增加174 t，預(yù)應(yīng)力鋼絞線增加426 t，增加工程造價(jià)約2 300 萬(wàn)元。

4 結(jié)論

連續(xù)剛構(gòu)橋作為高墩、大跨理想橋型之一，因其結(jié)構(gòu)整體性好、適應(yīng)線路及大跨度與特殊要求等特點(diǎn)，獲得了較大的發(fā)展。本文針對(duì)分幅剛構(gòu)主墩間設(shè)置抗風(fēng)橫梁及主墩形式變化為出發(fā)點(diǎn)，研究其對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，得出如下結(jié)論：

a）對(duì)于分幅式連續(xù)剛構(gòu)橋，通過(guò)設(shè)置墩頂橫橋向抗風(fēng)橫梁，將迎風(fēng)面與背風(fēng)面橋墩連接形成整體共同受力，可較大幅度減小墩底截面彎矩，橋墩截面應(yīng)力更加均勻，墩頂側(cè)向位移大大減小，同時(shí)墩頂產(chǎn)生一定的彎矩，但該彎矩?cái)?shù)值較小，未改變墩頂全截面受壓的狀態(tài)。此外，抗風(fēng)橫梁對(duì)于提高最大懸臂狀態(tài)T 構(gòu)的穩(wěn)定性有一定作用。

b）橋梁作為整體結(jié)構(gòu)，上下部應(yīng)統(tǒng)籌考慮。單純考慮橋墩形式的改變，將導(dǎo)致上部結(jié)構(gòu)、施工工藝、承臺(tái)樁基及工程造價(jià)的調(diào)整，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)結(jié)合結(jié)構(gòu)受力、穩(wěn)定、施工、工程造價(jià)等因素綜合考慮采用雙肢薄壁墩或單肢薄壁墩。