白志平,張謝東,韓成林,3,馬淑芬
(1.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院,湖北 武漢 430063;2.內(nèi)蒙古高等級公路建設(shè)開發(fā)有限責(zé)任公司,內(nèi)蒙古 呼和浩特 010010;3.中鐵第五勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司,北京 102600)
內(nèi)蒙古某PC黃河特大橋,梁體采用懸臂澆筑法施工。在各T構(gòu)澆筑到18#塊時,即最大懸臂階段狀態(tài),遇到北方冬季寒冷而無法繼續(xù)現(xiàn)澆混凝土。T構(gòu)在最大懸臂狀態(tài)保持半年之久,勢必會對各跨的合龍成橋造成影響。本文從結(jié)構(gòu)受力安全角度和變形發(fā)展角度,分析由于停工對主梁應(yīng)力和位移造成的影響,從而評價主橋最大懸臂狀態(tài)的安全性和成橋合龍的可控性。
本黃河特大橋主橋上部結(jié)構(gòu)采用(85+6×150+85)m變截面預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁,總長1 070 m,采用整體承臺雙幅橋。單幅橋?qū)?3.75 m,翼緣板懸臂長3.3 m,箱梁底寬7.15 m;跨根部梁高8.5 m,跨中梁高3.8 m,梁高曲線采用1.5次冪拋物線。0#塊長10 m,懸臂澆筑段梁段劃分為(8×3+5×4+5×5)m,節(jié)段劃分示意如圖1。
主橋下部采用鋼筋混凝土薄壁空心墩,橋墩截面外形為10.65 m×7 m不等邊長的六邊形截面,橋墩薄壁厚度0.7 m。左右幅橋采用一個承臺基礎(chǔ),平面采用32.5 m×12 m不等邊長的六邊形截面,承臺厚度為4 m,采用22根φ1.8 m鉆孔樁基礎(chǔ),樁長90 m,樁基礎(chǔ)均按摩擦樁設(shè)計。
圖1 主橋22#墩T構(gòu)施工節(jié)段劃分示意(單位:cm)
采用空間梁單元對本黃河特大橋主橋建立三維有限元數(shù)值模型,該橋變截面主梁采用符合Timoshenko梁理論的兩節(jié)點(diǎn)梁單元,較好地模擬外荷載作用下主梁的剪切變形和翹曲變形[1]。本橋23#中墩為制動墩,采用 KZQZ37500—GD 型抗震支座;20#,21#,22#,24#,25#,26#墩墩頂均采用 LQZ37500 型普通滑動支座,并附加設(shè)置2 100 kN FLUID VICOUS DAMPER抗震阻尼器。19#,27#過渡墩墩頂采用 LQZ4000—SX型普通雙向滑動支座。
考慮到本橋22#墩采用了2 100 kN FLUID VICOUS DAMPER抗震阻尼器(圖2),建立了黏彈性消能器(Viscoelastic Damper)Maxwell非線性模型[2],并依據(jù)參數(shù)敏感性分析而得到各參數(shù)取值。消能器阻尼Cd=1 700 kN;參考速度 VO=1.0;阻尼指數(shù) s=0.5;連接彈簧剛度kb取為極大值(無限剛);有效阻尼為2 500 kN。樁身柔度和樁周圍土進(jìn)行模型簡化處理,將樁—地基體系按土層厚度離散成一個理想化的參數(shù)系統(tǒng),用彈簧和阻尼器模擬土介質(zhì)的動力性質(zhì),形成一個地下部分的多質(zhì)點(diǎn)體系,然后和上部結(jié)構(gòu)質(zhì)點(diǎn)體系聯(lián)合建立整體耦聯(lián)的動力微分方程組進(jìn)行求解[3]。假設(shè)土介質(zhì)為線彈性的連續(xù)介質(zhì);等代土彈簧的剛度由土介質(zhì)的m值計算。22#墩墩頂雙懸臂模型如圖3所示。
綜合考慮分析精度和結(jié)果比較的需要,本文在建立連續(xù)施工和非連續(xù)施工線性模型的基礎(chǔ)上,亦建立了考慮阻尼器影響的非線性數(shù)值模型[4-5]。模型一為線性,模型二為非線性。
圖2 主橋22#T構(gòu)墩墩頂阻尼器布置示意
圖3 主橋22#墩最大雙懸臂數(shù)值模型
連續(xù)施工與非連續(xù)施工最大懸臂效應(yīng)計算結(jié)果見表1,表2及表3。
表1 主橋22#墩最大雙懸臂主梁最大正應(yīng)力比較 MPa
分析表1主橋22#墩最大懸臂狀態(tài)短暫狀況應(yīng)力值可知,對線性模型,非連續(xù)性施工將導(dǎo)致上緣應(yīng)力增加0.17 MPa,下緣應(yīng)力降低0.09 MPa;對非線性模型,亦有相同規(guī)律,即上緣應(yīng)力增加,下緣應(yīng)力降低。分析比較考慮阻尼器后的作用效果后可知,上緣應(yīng)力均較線性模型低,而下緣應(yīng)力較線性模型高。
分析表2主橋22#墩最大懸臂狀態(tài)短暫狀況彎矩最值可知,對線性模型,非連續(xù)性施工將導(dǎo)致主梁彎矩最值降低,約降低11%;對非線性模型,亦有相同規(guī)律,約降低21%。分析比較考慮阻尼器后的作用效果后可知,非線性模型計算值均比線性模型低。
表2 主橋22#墩最大雙懸臂主梁最大彎矩比較 kN·m
表3 主橋22#墩最大雙懸臂主梁最大位移比較 cm
分析表3主橋22#墩最大懸臂狀態(tài)短暫狀況位移最值可知,對線性模型,非連續(xù)性施工將導(dǎo)致懸臂端上撓0.3 cm;對非線性模型,亦有相同規(guī)律,懸臂端上撓0.5 cm。分析比較考慮阻尼器后的作用效果后可知,上撓量較線性模型大。
連續(xù)施工與非連續(xù)施工成橋階段計算結(jié)果見表4和表5。
分析表4主橋成橋階段主梁最大正應(yīng)力可知,對線性模型,非連續(xù)性施工將導(dǎo)致上緣應(yīng)力降低0.44 MPa,下緣應(yīng)力增加0.04 MPa;對非線性模型,亦有相同規(guī)律,即上緣應(yīng)力降低,下緣應(yīng)力增加。分析比較考慮阻尼器后的作用效果后可知,上緣應(yīng)力均較線性模型低,而下緣應(yīng)力較線性模型高。
表4 主橋成橋階段主梁最大正應(yīng)力比較 MPa
表5 主橋成橋階段主梁最大位移比較 cm
分析表5主橋成橋階段主梁位移最值可知,對線性模型,非連續(xù)性施工將導(dǎo)致位移將低,即撓度減小;對非線性模型,亦有相同規(guī)律。分析比較考慮阻尼器后的作用效果后可知,非線性位移較線性模型大,即非線性位移較線性模型上撓量大。
1)對模型一進(jìn)行線性分析可知,大跨徑梁橋在最大懸臂狀態(tài)休工長達(dá)半年之久且歷經(jīng)黃河流凌期的冰撞,計算結(jié)果表明,在現(xiàn)有設(shè)計和施工條件下,合龍期間采用適當(dāng)監(jiān)控措施可以安全合龍。
2)模型一計算結(jié)果表明,大跨徑梁橋在最大懸臂狀態(tài)非連續(xù)施工將引起懸臂節(jié)段上緣應(yīng)力增大,下緣應(yīng)力降低;懸臂階段也將上撓。對成橋階段,將引起節(jié)段上緣應(yīng)力降低,下緣應(yīng)力增大;主梁位移減小,即預(yù)拱度降低。
3)對考慮阻尼器的非線性模型二進(jìn)行分析可知,計算變化趨勢和模型一基本相符。同時表明阻尼器亦可有效約束主梁較大的位移和釋放根部應(yīng)力,使得主梁內(nèi)力分布更合理。
[1]單德山,李喬,王玉玨.既有多梁式橋梁的損傷識別[J].重慶交通大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2008,27(1):5-8.
[2]郭俊峰.凌汛期大跨徑橋梁的安全性評價[D].武漢:武漢理工大學(xué),2008.
[3]雷俊卿.橋梁懸臂施工與設(shè)計[M].北京:人民交通出版社,2000.
[4]向中富.橋梁施工與控制[M].北京:人民交通出版社,2001.
[5]中華人民共和國交通部.JTG D60—2004 公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范[S].北京:人民交通出版社,2004.