某大橋過渡墩船撞后性能評估與加固研究

曲宛桐

（廣東省交通規劃設計研究院股份有限公司）

1 引言

近年來，珠三角地區航運事業發展迅速，船撞事故也越來越多，船撞后應急搶險工作的開展受到越來越多人的重視[1]。橋梁船撞后損傷評估得到的較好程度的研究，有關船撞橋全過程分析及相關數值模擬等也得到人們的重視[2]。本文以某船撞事故為背景，開展了橋梁下部結構的評定和加固設計工作。

2 工程背景

本次船撞事故為廣清立交（廣州至佛山）白坭河大橋第一聯非通航孔的過渡墩，過渡墩兩側分別為變寬連續梁和40m 跨簡支T 梁。連梁側為預應力混凝土連續梁體系，跨徑組合為(20.35+21.897+25+27)m，采用等高單箱多室截面，橋寬從34.7m 過渡變化到11.5m。簡支梁為5 片40m 簡支變橋面連續混凝土T 梁。

過渡墩采用D160 柱配D180 的雙樁柱式橋墩，樁間用系梁連接。事發時為某空載內河散貨船斜向撞至該過渡墩1#樁柱（非被撞墩為2#樁柱）。

3 下部結構損壞情況

圖1 為支座及墊石病害圖。依據應急檢測評估報告，支座墊石相對梁體的縱向位移量值為：近被撞墩側的T 梁的縱向位移量值為29cm，遠離被撞墩側的T 梁的處約為16cm 。

圖1 支座及墊石病害圖

1#墩柱自柱頂向下5.1m 處有混凝土破損，面積約100cm×90cm，剝落深度最大7cm，可見長5cm 的豎向主筋。自蓋梁底往下約2m 范圍內有4 條斜向裂縫，裂縫最大寬度0.62mm。樁基存在1 條斜向裂縫、1 條環向裂縫和1 處網狀裂縫，最大裂縫寬度達3mm。

圖2 1# 柱裂縫圖

圖3 1# 樁身裂縫圖

2#柱蓋梁底往下約2.3m 范圍有7 條斜向裂縫，裂縫集中在左側面，裂縫最大寬度約0.8mm。樁基存在3條斜向裂縫、1 條環向裂縫和1 處露筋。

圖4 2# 樁身裂縫圖

圖5 2# 樁身露筋圖

同時，系梁與0-1#樁頂和0-2#樁頂交接處各有1條裂縫，與1#樁基交接處裂縫寬度達5mm，與2#樁基交接處裂縫寬度為0.2mm，且延伸至系梁側面。蓋梁側面有少量豎向裂縫，裂縫寬度為0.16～0.18mm。過渡墩墩頂伸縮縫型鋼間距65mm，兩側型鋼出現上下錯臺現象，錯縫約10mm。在蓋梁右側擋塊出現斜裂縫并延伸至蓋梁外側邊緣。預應力現澆連梁及40m T 梁均未見明顯開裂等病害。T 梁邊梁支座有不同程度的脫空，支座和墊石有不同程度的損壞。

4 現狀結果分析及評估

4.1 對原結構施加強迫位移

針對以上病害，首先利用有限元分析軟件midas 建立橋墩線彈性有限元模型，依據應急檢測評估報告中的墩頂變位（如表1 所示），在墩頂施加強迫位移，使模型與船撞后橋墩變形一致，可得到該工況下的內力結果，如圖6 所示。地質條件根據實際土層分布采用“m”法以土彈簧的形式模擬。

表1 墩頂強迫位移數值

圖6 橋墩內力圖 （單位：k N·m）

通過上述計算方式，得到基于線彈性分析的過渡墩墩柱及樁基內力，如表2 所示。

表2 強迫位移下墩柱內力

由表2 可知：墩柱最大彎矩均發生在柱底截面；樁基最大范圍位置有所不同，1#樁基最大彎矩在距離樁頂10.5m 處（即河床泥面以下3m），2#樁基最大彎矩在樁頂截面。

4.2 結構截面驗算

原結構柱、蓋梁采用C30 混凝土，系梁及樁基礎采用C25 混凝土，墩樁主筋為HR B335，螺旋箍筋為R235。截面驗算使用的材料力學指標如表3 所示。

表3 材料力學指標

首先，根據規范[3]，按照材料設計強度對柱、樁控制截面進行抗彎承載能力驗算，可得到基于偏壓構件驗算截面保持彈性工作狀態的抗彎承載能力M1，如表4 所示。

表4 基于規范的抗彎承載能力驗算

由表4 可知：兩根樁柱的墩柱及樁基控制截面，其彈性抗彎承載能力均小于強迫位移下對應截面的內力。因此，現狀位移下墩柱及樁基的內力已超過其彈性設計值，過渡墩已不滿足規范的使用要求。

其次，利用截面非線性分析軟件U c f y b er 對柱、樁控制截面進行纖維單元非線性分析，采用材料標準強度計算截面極限抗彎承載能力M2。截面的極限抗彎承載能力與截面配筋率、配箍率、材料強度及截面所受的軸力大小有關，因此對不同控制截面分別建立纖維單元有限元模型。樁柱最不利截面驗算如圖7～圖9 所示：

圖7 柱最不利截面彎矩- 曲率曲線

圖8 1# 樁最不利截面彎矩- 曲率曲線

圖9 2# 樁最不利截面彎矩- 曲率曲線

由圖7～圖9 可知：柱底截面的極限抗彎強度M2為6754k N·m；1# 樁身截面的極限抗彎強度M2 為8051k N·m；2#樁身截面的極限抗彎強度M2 為7652k N·m。

根據上述結算結果，基于非線性截面分析，對柱、樁控制截面進行極限抗彎承載能力驗算，結果如表5 所示。

表5 基于纖維截面的抗彎承載能力驗算

由表5 可知：過渡墩墩柱及樁基控制截面，其樁基基于纖維截面的極限抗彎承載能力小于強迫位移下對應截面的內力。因此，現狀位移下樁基的內力已超過其極限強度，結構進入塑性且不可恢復，截面強度開始下降，結構安全可靠性下降，無法滿足使用要求。

4.3 基于受力過程的疊加分析

需要指出的是，由于支座摩擦力的存在，橋墩產生位移前支座亦產生了部分變形，因此在進行橋墩的內力狀態分析時，考慮將此項變形與現狀位移進行疊加（表6 所示），進行受力過程分析。

表6 過渡墩擬過程分析最不利內力

將上述支座摩擦力彎矩、恒載附加彎矩與強迫位移彎矩疊加后，對柱、樁控制截面進行抗彎承載能力驗算，結果如表7 所示。

表7 過渡墩基于過程分析的抗彎承載能力驗算

通過以上計算結論可知，大橋過渡墩受船撞作用，雖目前在恒載作用下處于弱平衡段，但柱、樁受力不利截面均進入塑性狀態且有較大的殘余變形，結構安全風險較大，需盡快進行加固處理。

5 加固設計

根據以上結果，對橋梁下部結構進行加固：新建承臺和樁基，但仍利用原有墩柱，對原墩柱進行外包植筋加固[4]。為避免橋墩加固施工期間對既有平衡狀態的破壞以及對上部結構的影響，如圖10 所示，加固施工前先設置臨時支墩頂升主梁，使主梁與橋墩脫離，再進行墩柱加固施工。

臨時墩由4 處鋼管群樁組成，位于過渡墩兩側，每處群樁基礎由9 根D800mm 鋼管樁組成，鋼管入土深度由計算確定，鋼管內灌砂，管頂0.7m 范圍內灌注混凝土。管身通過平聯、斜聯連接；管頂通過縱、橫向分配梁連接。

為使上部結構反力更均勻地分配到9 根鋼管樁上，如圖11 所示，在鋼管樁頂共設置5 層分配梁（不含托梁）。分配梁采用熱軋型鋼，每層分配梁根據受力驗算選用型號。

圖10 臨時墩總體布置圖

圖11 樁頂分配梁示意圖

過渡墩兩側連梁和T 梁頂升完成后，對原墩柱進行植筋加固，使墩柱與新承臺、新樁基重新組合為安全可靠的下部結構。●