黃姚A匝道獨柱墩橋梁抗傾覆性能提升設計研究

路均林,石二姣

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

0 引言

近年來獨柱墩橋梁整體側翻的事故時有發生,給人民的生命財產安全造成了極大的威脅,尤其是2011年2月21日浙江上虞春暉互通匝道橋、2019年10月10日江蘇無錫高架橋整體側翻事故發生后,獨柱墩橋梁的整體穩定性問題得到了廣泛關注,已經成為擺在交通人面前不可避繞的一個課題[1]。交通運輸部曾先后兩次發文要求對全國范圍內的獨柱墩橋梁進行全面排查,對存在橫向傾覆風險的橋梁進行評估和提升改造。經過一年多的專項行動,獨柱墩橋梁橫向抗傾覆提升改造工作已接近尾聲,部分已投入運營,運營狀況良好。為了總結經驗,為類似橋梁的橫向抗傾覆穩定性能提升改造提供一種簡單、方便的改造方案,在介紹了獨柱墩橋梁橫向抗傾覆性能提升改造的常用方案之后,對其中增設鋼蓋梁的方案進行了計算與分析,結果表明該方法不僅對既有橋梁的影響最小,而且可以有效提升橋梁的橫向抗傾覆穩定性能,可以在類似的橋梁中進行推廣使用。

1 獨柱墩橋梁橫向抗傾覆穩定性能提升改造常用方案

獨柱墩橋梁具有占用橋下空間少,外形美觀的優點,常常用于匝道等橋下空間緊張的橋梁,但這些橋梁往往都是曲線現澆橋,墩頂一般僅設置一個支座,當重車較多,偏載嚴重時,較易發生上部結構整體橫向傾覆的病害[2]。

針對獨柱墩橋梁上部結構橫向整體傾覆的病害,國內學者做了大量研究,提出了很多加固方案,李井輝[3]針對單支點橋梁的橫向抗傾覆加固提出了在獨柱墩頂增設鋼蓋梁、將獨柱墩改造成薄壁墩、在橋臺處增設抗拔錨栓的三種方案,并對這三種方案的優缺點進行了全面的論述。劉捷等[4]提出在獨柱墩兩側新增墩柱,將原獨柱墩變成三柱墩的加固方案。陳勇等[5]提出了將中墩改造為墩梁固結、在承臺兩側增設墩柱、通過植筋將獨柱墩改造為板式墩或花瓶墩、墩頂增設蓋梁、增設抗傾覆裝置、鋼箱梁增加配重等加固方法。

上述加固方法均會對原橋的結構受力產生不同程度的影響,尤其是將獨柱墩由單支座改為墩梁固結體系之后,原橋的受力發生較大變化,很有可能需要將原橋進行加固改造才能通過結構驗算,工程變化較大,造價較高。相對而言增設鋼蓋梁方案具有增加恒載小、工期短、施工對橋面交通影響小的優點[6],對原橋的受力影響最小,造價也最為經濟。

首先對包茂高速鐘馬段黃姚A匝道跨主線橋的橫向抗傾覆穩定性進行了分析,然后對增設鋼蓋梁的提升改造方案進行了橫向抗傾覆穩定性驗算和鋼蓋梁受力驗算,可為同類橋梁提供借鑒。

2 項目概況

黃姚A匝道跨主線橋位于G65包茂高速鐘馬段K2669+974處,為匝道橋跨越高速而設,橋長為124m,跨徑組成為(6×20)m,橋面總寬10.5m(凈寬9.5m)。橋梁上部結構采用鋼筋混凝土現澆連續箱梁;下部結構采用柱式墩,肋板臺,基礎為樁基礎,按嵌巖樁設計。

該橋平面位于R=170m,A-90,R1=90m的右偏平曲線上,縱面位于R=2000m的凸形豎曲線上。其中1～5號墩為單支座獨柱墩,墩柱直徑均為1.5m,墩高分別為10.0m、10.4m、10.4m、9.8m、9.4m。0號臺、6號臺均為雙支座。其中3號墩為固定支座,其余支座均為滑動支座。

3 原橋橫向抗傾覆穩定性驗算

3.1 規范對橫向抗傾覆穩定的要求

《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG 3362—2018)第4.1.8條規定,持久狀況下,梁橋不應發生結構體系改變,并應同時滿足下列規定:

(1)在作用基本組合下,單向受壓支座始終保持受壓狀態。

(2)按作用標準值進行組合時,整體式截面簡支梁和連續梁的作用效應應符合式(1)要求:

(1)

式中:Kqf為橫向抗傾覆穩定性系數,取值為Kqf=2.5;∑Sbk,i為使上部結構穩定的效應設計值;∑Ssk,i為使上部結構失穩的效應設計值。

3.2 原橋支座脫空及橫向抗傾覆穩定系數驗算

采用Midas Civil 2020有限元軟件對全橋進行整體建模,分析每個支座的受力情況。原橋支座分布及編號如圖1所示。

圖1 原橋支座分布及編號

對于永久作用標準值效應Rcki,可以通過Civil程序自動生成的標準組合讀取;對于失效支座對應最不利汽車荷載的標準值效應RQki,在找到失效支座的最小反力之后,通過Civil程序并發反力組來尋找該支座失效時對應的其他支座由汽車荷載引起的反力值,然后根據計算式1.0Rcki+1.4RQki來計算基本組合反力。具體計算結果如表1所示。

表1 原橋橫向抗傾覆穩定系數驗算結果表

上述計算結果表明,該橋在作用基本組合下,單向受壓支座0-1#、6-1#的支座反力均小于0,會發生脫空,無法始終保持受壓狀態;橋梁的橫向抗傾覆穩定系數小于2.5,故需對該橋的橫向抗傾覆穩定性能進行提升改造。

4 橫向抗傾覆性能提升改造措施及結果驗算

4.1 橫向抗傾覆性能提升改造措施

張振濤等[7]指出橋寬與支座間距之比是影響橋梁橫向抗傾覆穩定性能的主要因素。由于該橋已經建成,橋寬已經固定,故只能通過增大支座間距的方式來減小橋寬與支座間距的比值,從而提高橋梁的抗傾覆穩定性能。結合前文論述,該橋采用增設鋼蓋梁的方式將原獨柱墩頂的單支座改造為三支座,但3號墩位于主線中分帶處,主線與匝道的右偏角為76°,若在3號墩頂增設鋼蓋梁,則不僅施工難度大,而且會影響主線凈高,故本次僅按照在1#、2#、4#、5#墩頂增加鋼蓋梁的方案,最后再根據計算結果決定是否在3號墩頂增設鋼蓋梁。

為了保證鋼蓋梁整體質量及焊接可靠性,鋼蓋梁半結構均在工廠完成標準化加工,在施工現場安裝到位后再焊接成一體[8]。鋼蓋梁半結構焊接完成后,再焊接支座墊石外圍鋼板,通過支座下鋼板上的頂升螺桿頂升新增支座至與箱梁下表面密接但不承壓狀態,待支座安裝完成后,澆筑墊石水泥基灌漿料,確保支座墊石密實。

鋼套筒與墩柱的連接采用倒錐形錨栓錨固及A級膠粘貼的兩種方式來確保兩者共同受力。施工時首先在混凝土墩柱上鉆孔,開孔完畢后,在鋼套筒上標出錨固螺栓孔的準確位置,再對鋼套筒進行開孔作業。最后在鋼套筒與混凝土墩柱之間的空隙中壓力注入A級膠。鋼蓋梁提升改造立面及平面圖如圖2、圖3所示。

圖2 鋼蓋梁提升改造立面(單位:mm)

圖3 鋼蓋梁提升改造平面(單位:mm)

4.2 提升改造后支座脫空及橫向抗傾覆穩定性驗算

如在橫向抗傾覆性能提升改造措施中所述,獨柱墩頂新增的支座A、B僅與箱梁底面密切接觸,但不承壓,即新增支座在恒載作用下不參與受力,在活載作用下,梁體發生變形后開始參與受力。故在模擬新增支座時,僅考慮其活載作用下的效應。為了模擬這種受力形態,可以采用在Midas Civil中增加施工階段,將新增支座在收縮徐變階段激活的方式來實現。新增支座后支座編號及計算模型如圖4所示。

圖4 新增支座后支座分布及編號

永久作用標準值效應Rcki、失效支座對應最不利汽車荷載的標準值效應RQki的提取方法與原橋計算時采用的方法相同。對原橋進行橫向抗傾覆性能提升改造之后,其支座脫空及橫向抗傾覆穩定系數計算結果如表2所示。

表2 提升改造后橫向抗傾覆驗算結果表

由于新增支座在模擬時僅承受活載,不考慮恒載的影響,故其支座脫空驗算(特征狀態1驗算)沒有意義[9],僅考慮新增支座對橫向抗傾覆穩定系數的貢獻。由表2可知在新增支座之后,原橋支座的反力均大于0,不會出現支座脫落現象,其抗傾覆穩定系數約為6.9,大于規范規定的2.5,可見通過增設鋼蓋梁并新增支座的方法提高橋梁的橫向抗傾覆穩定性的效果非常明顯。

4.3 鋼蓋梁受力驗算

鋼蓋梁驗算通過Midas FEA NX建立的實體模型進行驗算,通過在支座位置施加集中力的方式模擬其受力情況,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,該值在4-3#支座的基本組合下取得,為1576kN。

建模時鋼蓋梁的鋼套筒與混凝土墩墩柱間的連接采用共享面進行模擬,支座、支座墊石及鋼蓋梁上鋼板間的連接也采用共享面進行模擬[10]。邊界條件通過在墩柱底面添加固定約束的方式實現。上部結構反力通過在支座頂面添加壓力的方式實現,確保支座頂面總的反力值為1576kN。結構自重由程序自動考慮。所建整體模型如圖5所示。

圖5 鋼蓋梁計算整體模型

經過計算得知,鋼蓋梁的馮米斯應力云圖(Von Mises)如圖6所示,其最大應力為58.6MPa,最小應力為1.57MPa,均小于Q355NHC鋼材的屈服強度,故鋼蓋梁受力驗算滿足要求。

圖6 鋼蓋梁計算Von Mises應力云圖(單位:MPa)

5 結束語

獨柱墩橋梁雖然具有橋下空間小的優點,但由于其整體穩定性較差,故今后在橋梁設計時應注意其橫向抗傾覆性能的驗算,盡可能地避免曲線橋梁連續設置單支座的情況。通過計算可見,具有5個連續獨柱墩的6跨彎橋,通過增設鋼蓋梁的方式新增8個支座之后,不僅可以避免支座脫空,而且其橫向抗傾覆穩定系數由1.0增大至6.9,可以滿足規范對橋梁橫向抗傾覆性能的要求。由于新增支座距離原橋支座僅為1.5m,故新增支座的反力通常不大,鋼蓋梁的受力驗算也較易通過。可見采用增設鋼蓋梁的方式來提升獨柱墩橋梁的橫向抗傾覆性能的效果明顯,可以作為改造既有獨柱墩橋梁的常用方法。