分幅高墩連續剛構主墩結構行為研究

韓 鋒，楊 華

（1.山西交科公路勘察設計院有限公司，山西太原 030032；2.山西工商學院，山西太原 030006）

0 引言

連續剛構橋梁利用橋墩的柔性適應梁體縱向變形，在高墩、大跨橋型中應用較廣，是理想的橋型之一[1]。隨著墩高及跨徑的不斷增大，其抗風穩定問題越顯突出。尤其在最大懸臂狀態下，墩身不僅承受其自身風壓，上部主梁巨大的迎風面內風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。

為了抵抗風荷載，常規做法是將加大墩身橫向尺寸或者采用頂底放坡的變截面橋墩形式，無形中造成浪費或加大施工難度。本文以一座3×150 m 預應力混凝土分幅連續剛構橋為工程依托，對比分析了墩頂抗風橫梁設置前后結構的抗風性能及采用單、雙肢薄壁橋墩對橋梁整體結構的影響。

1 工程概況

選定工程為一座預應力混凝土連續剛構橋，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；采用移動掛籃懸澆法施工，主梁0 號塊長1 400 cm，每個現澆T 構縱向對稱劃分為19 個梁段[1-2]，其總體布置見圖1 所示。

圖1 剛構橋總體布置（單位：cm）

大橋采用上部結構分幅并建，下部結構為整體式承臺；主墩采用等截面雙薄壁空心墩，墩身橫橋向寬850 cm，順橋向寬350 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118 m，左右幅橋通過墩頂抗風橫梁連接，見圖2 所示。

圖2 抗風橫梁構造（單位：cm）

2 抗風橫梁對結構抗風性能影響

為對比抗風橫梁設置前后橋墩受力狀況，選取最高主墩22 號橋墩（如圖1 所示），建立最大懸臂狀態有限元模型（如圖3 所示），其中主墩和主梁均采用梁單元模擬，墩梁固結段設置剛性連接，墩底采用固結。在計算動力風荷載作用下橋墩考慮了Ρ-Δ效應影響[3-4]。

圖3 有限元模型

2.1 荷載施加

最大懸臂狀態下考慮的荷載主要有恒載、掛籃及橫向風荷載。恒載按照單元材料容重施加，0 號塊橫隔板和齒板重量以節點荷載形式施加；掛籃荷載按照每套1 000 kN 計。

作用在橋梁上的風荷載在時間和空間上是不斷變化的復雜動荷載。在滿足工程精度要求下，對風荷載做適當簡化，抽象出其作用模型是允許和必要的。因此，為了考慮風的動力效應，在建立大橋有限元模型的基礎上，將風荷載簡化為較為相近的動力沖擊荷載，分析其抗風性能。選擇圖4 所示的荷載模型作為橋梁動風載模型，并將其反復作用于橋梁結構上。

圖4 動力風載時程圖

其中，FM=2Fuh為動力風載最大值；Fuh為按照抗風設計規范計算的靜陣風值，施工階段風載重現期系數取0.84；T1為動力風載達到最大值FM的時間，取10 s；T2為動力風載達到最小值的時間，取20 s；T3為動力風荷載作用一個周期的時間，取25 s。

2.2 抗風性能計算結果

最大懸臂狀態在恒載及動力風載作用下，橋墩內力計算結果見表1 所示。

表1 迎風面橋墩內力計算對比

從表1 可以看出，未設置抗風橫梁時，在風荷載作用下，橋墩以懸臂狀態參與結構受力，墩底橫向彎矩為226 236.6 kN·m；設置抗風橫梁后，迎風面與背風面橋墩整體受力，在風荷載作用下迎風面橋墩墩底彎矩降為77 750.5 kN·m，降幅達65.6%。同時在墩頂橫橋向產生26 710.6 kN·m 的反向彎矩，迎風面橋墩墩底產生5 654.9 kN 的反向軸力，與恒載軸力疊加后仍為壓力。

橋墩變形及應力響應對比見表2 所示。

表2 迎風面橋墩的變形及應力響應對比

表3 主要工程量對比

從表2 可以看出，設置抗風橫梁后，迎風面與背風面橋墩整體受力共同抵抗風荷載，迎風面橋墩墩頂側向位移由305 mm 減小為75 mm，降幅達75.4%，懸臂端位移減小幅度基本相當；未設置抗風橫梁時，墩底截面出現2.2 MPa 的拉應力，且最大壓應力達13.7 MPa；設置抗風橫梁后，墩底截面應力分布相對均勻，最大壓應力為8.1 MPa，最小壓應力6.3 MPa，這緣于墩底彎矩大幅降低。墩頂截面在設置抗風橫梁后出現了一定的應力波動，波動范圍為0.2 MPa～0.5 MPa，未改變全截面受壓的狀態。

2.3 結構穩定性分析

為了對比設置抗風橫梁前后橋墩的穩定性，將結構自重作為可變荷載對最大懸臂T 構進行第一類穩定計算。一階失穩模態見圖5 所示，一階失穩模態均為墩柱順橋向側移失穩，但增加抗風橫梁后，穩定安全系數由14.15 提高到17.07，增幅達21%。抗風橫梁對提高最大懸臂T 構的穩定性起到一定作用。

圖5 一階失穩模態

3 主墩形式變化對結構影響

對于高墩大跨連續剛構橋型，常見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（以下簡稱單肢墩、雙肢墩）。雙肢墩結構整體抗彎剛度大、縱向抗推剛度小，能有效減小上部結構內力、溫度、混凝土收縮徐變及地震力影響，且對墩頂負彎矩削峰作用明顯，可減小主梁墩頂截面尺寸，因此連續剛構橋多采用雙肢墩[5-8]。單肢墩作為設計方案中的一種，對于高墩大跨連續剛構橋也是一種理想墩型，同樣應予以重視。以圖1 中主橋為基準，分析橋梁由雙肢墩調整為單肢墩對結構的影響，見圖6 所示。

圖6 結構有限元模型

3.1 單柱橋墩截面擬定

該橋采用對稱懸臂法施工，主墩在最大懸臂狀態下受力最為不利，根據最大懸臂狀態下不平衡彎矩及穩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 號墩）穩定系數為13.5，滿足穩定安全要求。同時也滿足掛籃脫落、澆筑不同步、橫向風等工況下的承載力要求。

3.2 墩型對上部結構的影響

通過結構計算分析，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，同時受墩柱抗推剛度影響，主梁收縮徐變、溫度效應增大，原主梁截面不滿足受力要求，需增大主梁截面尺寸和預應力鋼束用量。經計算，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 方可滿足結構受力需要。

3.3 施工工藝調整

將雙肢墩改為單肢墩后，其抗推剛度約為原來的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的70%，滿足要求。原合攏順序為邊跨→次邊跨→中跨，為配合次邊跨合攏頂推，合攏順序需調整為邊跨→中跨→次邊跨。次邊跨合攏前需施加約200 t 頂推力。

3.4 對樁基承臺的影響

單肢墩抗推剛度大，在收縮徐變及整體升降溫作用下，橋墩及基礎的縱向彎矩也相應增大；同時由于主梁加高、單肢墩截面尺寸大，導致結構整體的迎風面積增大，結構所受風荷載也顯著增大。墩底縱、橫向彎矩同時增大，雙肢墩每個承臺下布設22 根樁基，單肢墩樁基需增加到28 根，兩種方案樁基布置見圖7 所示。

圖7 主墩下部構造平面圖（單位：cm)

雙肢墩方案樁基對承臺的彎矩作用效應很小，承臺厚度取400 cm 即可滿足抗彎要求；單肢墩方案邊樁遠離墩柱，產生了較大的彎矩，承臺需加厚到600 cm才能滿足抗彎要求。

3.5 工程量對比

經計算，通過增加預應力、加大梁高并施加合攏頂推力后，主梁及橋墩各項驗算指標基本滿足規范要求。對比兩種方案的主要工程數量，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，預應力鋼絞線增加426 t，增加工程造價約2 300 萬元。

4 結論

連續剛構橋作為高墩、大跨理想橋型之一，因其結構整體性好、適應線路及大跨度與特殊要求等特點，獲得了較大的發展。本文針對分幅剛構主墩間設置抗風橫梁及主墩形式變化為出發點，研究其對結構的影響，得出如下結論：

a）對于分幅式連續剛構橋，通過設置墩頂橫橋向抗風橫梁，將迎風面與背風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，橋墩截面應力更加均勻，墩頂側向位移大大減小，同時墩頂產生一定的彎矩，但該彎矩數值較小，未改變墩頂全截面受壓的狀態。此外，抗風橫梁對于提高最大懸臂狀態T 構的穩定性有一定作用。

b）橋梁作為整體結構，上下部應統籌考慮。單純考慮橋墩形式的改變，將導致上部結構、施工工藝、承臺樁基及工程造價的調整，設計時應結合結構受力、穩定、施工、工程造價等因素綜合考慮采用雙肢薄壁墩或單肢薄壁墩。