程紹俊， 高榮雄， 肖溢華， 程雙希， 樂(lè) 穎， Duraid Hasan

(1.安陽(yáng)市公路管理局， 河南 安陽(yáng) 455000；2. 華中科技大學(xué) a.土木工程與力學(xué)學(xué)院； b. 控制結(jié)構(gòu)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 湖北 武漢 430074)

U型橋臺(tái)常見(jiàn)病害機(jī)理與加固技術(shù)研究

程紹俊1， 高榮雄2， 肖溢華2， 程雙希1， 樂(lè) 穎2， Duraid Hasan2

(1.安陽(yáng)市公路管理局， 河南 安陽(yáng) 455000；2. 華中科技大學(xué) a.土木工程與力學(xué)學(xué)院； b. 控制結(jié)構(gòu)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 湖北 武漢 430074)

U型橋臺(tái)作為經(jīng)典的橋臺(tái)結(jié)構(gòu)形式，在橋梁設(shè)計(jì)中運(yùn)用十分廣泛。在橋梁運(yùn)營(yíng)過(guò)程中，U型橋臺(tái)由于受力形式復(fù)雜，容易出現(xiàn)各種病害。根據(jù)大量的現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查，U型橋臺(tái)的常見(jiàn)病害具有共性。本文在歸納U型橋臺(tái)主要病害類型的基礎(chǔ)上，深入分析U型橋臺(tái)病害機(jī)理，提出U型橋臺(tái)加固方法。運(yùn)用ANSYS有限元軟件的非線性分析功能，建立加固前后橋臺(tái)的三維空間實(shí)體模型，通過(guò)不同高度和寬度的橋臺(tái)受力分析，對(duì)比研究加固前后U型橋臺(tái)的應(yīng)力和位移情況，從而對(duì)各種加固方法的加固效應(yīng)加以評(píng)估。研究表明：土壓力等荷載作用下導(dǎo)致的臺(tái)身主拉應(yīng)力偏大，尤其是前墻與側(cè)墻交匯處，是橋臺(tái)臺(tái)身開(kāi)裂的主要內(nèi)因，因地制宜采用合適的加固方式可有效防止橋臺(tái)開(kāi)裂。

U型橋臺(tái)； 病害機(jī)理； 非線性分析； 加固

由于構(gòu)造簡(jiǎn)單、施工方便、成本低廉，使得U型橋臺(tái)在橋梁建設(shè)中運(yùn)用非常廣泛[1]。某些特殊的地形還造就了很多高、寬、大的重力式橋臺(tái)。在運(yùn)營(yíng)過(guò)程中，由于活載、結(jié)構(gòu)恒載以及土壓力等因素的耦合作用，U型橋臺(tái)常會(huì)出現(xiàn)一些病害[2]。而作為橋梁結(jié)構(gòu)中的主要承重部件之一，橋臺(tái)病害將直接影響到橋梁的承載能力，危及橋梁安全。大量的現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查發(fā)現(xiàn)，U型橋臺(tái)的病害發(fā)生部位和類型表現(xiàn)出一定的共性。因此，對(duì)其病害進(jìn)行調(diào)查歸納，深入分析病害機(jī)理，并提出加固治理對(duì)策是十分必要的。

1 U型橋臺(tái)主要病害

通過(guò)對(duì)河南省安陽(yáng)市、洛陽(yáng)市和三門(mén)峽地區(qū)60余座U型橋臺(tái)(上部主要為空心板、T梁和小箱梁)橋梁實(shí)地調(diào)查，發(fā)現(xiàn)U型橋臺(tái)的病害主要?dú)w納如下(圖1)[3，4]。

圖1 U型橋臺(tái)典型病害

1.1 臺(tái)身開(kāi)裂

U型橋臺(tái)的臺(tái)身是主要承重部位，在橋臺(tái)寬度不大時(shí)，臺(tái)身一般不會(huì)出現(xiàn)裂縫。但是對(duì)于橋臺(tái)寬度較大的整體式U型橋臺(tái)，沒(méi)有設(shè)置變形縫時(shí)臺(tái)身容易開(kāi)裂，并且寬度大的橋臺(tái)承受的恒載相對(duì)增加，其前墻的線性抗彎剛度減小，此時(shí)前墻對(duì)地基不均勻沉降非常敏感，一旦橋臺(tái)基礎(chǔ)局部地基承載力不足，出現(xiàn)不均勻沉降，橋臺(tái)前墻即容易出現(xiàn)沉降縫而豎向開(kāi)裂。

1.2 橋臺(tái)側(cè)墻開(kāi)裂

因臺(tái)后填土施工不規(guī)范以及橋梁運(yùn)營(yíng)時(shí)的超載作用，橋面鋪裝層開(kāi)裂、滲水，大量的雨水滲入臺(tái)內(nèi)，使得臺(tái)后填土內(nèi)摩擦角減小、飽和容重增大，臺(tái)后土壓力大幅度增加，使側(cè)墻外傾開(kāi)裂。其次橋臺(tái)基礎(chǔ)局部地基承載力不足，基礎(chǔ)不均勻沉降，導(dǎo)致橋臺(tái)內(nèi)部應(yīng)力重分布，應(yīng)力和變形增大，造成橋臺(tái)側(cè)墻開(kāi)裂。

1.3 橋臺(tái)前墻和側(cè)墻交匯處開(kāi)裂

橋臺(tái)前墻和側(cè)墻角隅處受到的土壓力合力較大，角隅處拉應(yīng)力較大。當(dāng)橋臺(tái)前墻和側(cè)墻尺寸較小，而又沒(méi)有設(shè)置角隅鋼筋時(shí)，角隅處將在過(guò)大土壓力作用下應(yīng)力超限而開(kāi)裂。這種現(xiàn)象在斜橋橋臺(tái)中更為突出，因?yàn)樾睒驑蚺_(tái)前墻與側(cè)墻的夾角為鈍角時(shí)，在墻背土壓力的作用下，前墻與側(cè)墻連接的轉(zhuǎn)角處容易被撕裂而發(fā)生裂縫，夾角的角度越大，被撕裂的可能性也越大。并且，隨著橋臺(tái)高度的增加，臺(tái)后填土壓力將呈指數(shù)倍增長(zhǎng)，隨著橋臺(tái)寬度的增加，橋臺(tái)線性抗彎剛度減小。

1.4 橋臺(tái)臺(tái)后填土下沉

臺(tái)背回填土須按規(guī)定分層壓實(shí)施工，單層層厚在20～30 cm之間為佳，并且石料最大粒徑須小于層厚的2/3，以此才能保證臺(tái)后填土密實(shí)。但現(xiàn)狀是施工單位通常對(duì)臺(tái)后填土施工的重視程度不高，有時(shí)為了趕工期，往往導(dǎo)致橋臺(tái)臺(tái)后填土的施工質(zhì)量不佳，填土壓實(shí)度不達(dá)標(biāo)，甚至直接將大塊石料填入臺(tái)內(nèi)，使得橋臺(tái)在通車(chē)后由于臺(tái)內(nèi)填料的沉降而出現(xiàn)橋臺(tái)開(kāi)裂及路面凹陷等病害。

2 橋臺(tái)病害影響因素分析

2.1 橋臺(tái)有限元模型參數(shù)的選取及模型建立

橋臺(tái)臺(tái)后填土可近似為一種非線性彈性體材料，采用solid45八節(jié)點(diǎn)單元對(duì)其進(jìn)行模擬[5]，其它參數(shù)分別為：壓縮模量為48 MPa，泊松比為0.3，內(nèi)摩擦角為30°，粘聚力為30 kPa，密度為1900 kg/m3，剪脹角為29°。

U型橋臺(tái)臺(tái)身也是一種非線性材料，但是其剛度比臺(tái)后填土的大得多[6]，將臺(tái)身材料也視為線彈性材料，選用solid65八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元對(duì)其進(jìn)行模擬，參數(shù)取值如下：壓縮模量取值為4.8 GPa，泊松比取值為0.167，密度取值為2500 kg/m3。

采取3D面-面接觸來(lái)模擬臺(tái)身和臺(tái)后填土之間的相互作用[7]，目標(biāo)面為T(mén)ARGET170單元，接觸面為CONTA173單元。

基于ANSYS建立橋臺(tái)有限元模型如圖2，以寬25 m，高20 m的橋臺(tái)為例，整個(gè)橋臺(tái)臺(tái)身和橋臺(tái)臺(tái)后填土模型共有221940個(gè)單元和242622個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖2 橋臺(tái)有限元模型

2.2 橋臺(tái)高度對(duì)其受力影響

為研究橋臺(tái)高度對(duì)受力的影響特點(diǎn)，選取兩組U型橋臺(tái)進(jìn)行模擬分析，第一組橋臺(tái)寬度B為20 m，第二組橋臺(tái)寬度B為25 m，兩組橋臺(tái)的高度均從10 m漸變到20 m，級(jí)差1 m。部分主拉應(yīng)力云圖如圖3。

圖3 主拉應(yīng)力云圖

從第一主拉應(yīng)力云圖可以得出，橋臺(tái)的最大主拉應(yīng)力出現(xiàn)在橋臺(tái)側(cè)墻和前墻的交角處。分別提取各橋臺(tái)的最大第一主拉應(yīng)力值，變化如圖4所示。

圖4 不同高度U型橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力值

分析圖4可以得到，寬度不變時(shí)，橋臺(tái)的最大第一主拉應(yīng)力值隨高度的增大而增大。但是不同寬度下最大主拉應(yīng)力的增量幾乎不隨橋臺(tái)高度而變化。也即橋臺(tái)寬度分別為25 m和20 m的應(yīng)力差值在不同高度下變化不大。

2.3 橋臺(tái)寬度對(duì)其受力影響

隨著橋臺(tái)寬度的加大，側(cè)墻對(duì)前墻的約束效用減小，前墻承受的土壓力急劇變大從而可能導(dǎo)致開(kāi)裂。為了研究橋臺(tái)寬度對(duì)受力的影響，選取兩組U型橋臺(tái)進(jìn)行分析，第一組橋臺(tái)高度H為15 m，第二組橋臺(tái)高度H為20 m，兩組橋臺(tái)的寬度均從16 m漸變到30 m，級(jí)差2 m。

從第一主拉應(yīng)力云圖可以得出，橋臺(tái)的最大主拉應(yīng)力仍然出現(xiàn)在橋臺(tái)側(cè)墻和前墻的交角處。分別提取各個(gè)橋臺(tái)的最大第一主拉應(yīng)力值，如圖5所示。

圖5 不同寬度的U型橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力

由圖5可知，當(dāng)橋臺(tái)高度不變時(shí)，橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力值隨寬度的增大而增大，土壓力的大小與橋臺(tái)寬度成正比。不同高度下主拉應(yīng)力隨橋臺(tái)寬度的變化增量幾乎相同。

從高度為15 m和20 m的兩組橋臺(tái)算例中，分別提取出寬度為16、20、24、28 m時(shí)所有橋臺(tái)前墻和側(cè)墻交角處，高度從0 m漸變到15 m(或20 m)時(shí)的主拉應(yīng)力值繪制曲線如圖6所示。

圖6 不同寬度U型橋臺(tái)前墻和側(cè)墻交角處 沿高度方向第一主拉應(yīng)力變化

由圖6可以得出：(1)橋臺(tái)高度不變時(shí)，隨著橋臺(tái)寬度的變大，最大第一主拉應(yīng)力值變大；(2)各個(gè)寬度下橋臺(tái)第一主拉應(yīng)力在頂端和底端較小，最大第一主拉應(yīng)力值約在2H/3處，因?yàn)闃蚺_(tái)頂端受到的土壓力較小，底端雖然承受的土壓力變大，但是由于橋臺(tái)側(cè)墻和前墻的坡度，底端截面面積增大，因此應(yīng)力反而較小，從而最大第一主拉應(yīng)力出現(xiàn)在橋臺(tái)中部。

2.4 臺(tái)后填土含水率對(duì)橋臺(tái)受力的影響

當(dāng)排水設(shè)施設(shè)置不完善，或者由于橋臺(tái)對(duì)應(yīng)位置路面破損，雨水等滲入造成橋臺(tái)內(nèi)腔積水，臺(tái)后填土在雨水的浸潤(rùn)下吸水膨脹，導(dǎo)致填土容重、內(nèi)摩擦角以及粘聚力等性質(zhì)的改變，從而使土壓力增大。為研究填土含水率對(duì)受力的影響，分別選取填土含水率為16%、20%、24%、28%、32%和36%的一組橋臺(tái)進(jìn)行模擬分析，假設(shè)臺(tái)后填土均為砂性土。

提取含水率變化時(shí)，各個(gè)橋臺(tái)模型的最大第一主拉應(yīng)力值繪制曲線變化圖如圖7所示。

圖7 不同含水率U型橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力值變化

由圖7可知，隨著填土含水率的增加，橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力值也相應(yīng)增加。因?yàn)殡S著含水率的增加，填土內(nèi)摩擦角減小、飽和容重增大，使土壓力增大，從而橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力值增大。

提取填土含水率ω為16%、24%和32%時(shí)所有橋臺(tái)前墻和側(cè)墻交角處，高度從0 m漸變到15 m時(shí)的第一主拉應(yīng)力如圖8所示。

圖8 不同含水率U型橋臺(tái)前墻和側(cè)墻交角處 沿高度方向第一主拉應(yīng)力變化

由圖8可以得出：(1)U型橋臺(tái)的最大第一主拉應(yīng)力值隨填土含水率的增加而增加，高度相同時(shí)，橋臺(tái)的第一主拉應(yīng)力值也隨填土含水率的增大而增大；(2)橋臺(tái)第一主拉應(yīng)力值仍然是在頂端和底端相對(duì)較小，最大主拉應(yīng)力仍然位于2H/3處。

3 U型橋臺(tái)加固方式

由于U型橋臺(tái)數(shù)量多，在加固實(shí)踐的基礎(chǔ)上，基于橋臺(tái)病害原因和病害影響因素分析，有針對(duì)性地提出如下加固措施[8]。

3.1 前墻布置錨桿加固法

橋臺(tái)臺(tái)后填土下沉引起臺(tái)后路面下沉凹陷，車(chē)輛經(jīng)過(guò)橋臺(tái)會(huì)產(chǎn)生跳車(chē)現(xiàn)象，使得橋臺(tái)承受較大的汽車(chē)沖擊力和土壓力，導(dǎo)致前墻外傾開(kāi)裂，因此可采用在前墻中布置一排或數(shù)排錨桿進(jìn)行加固，使橋臺(tái)形成整體受力(如圖9)。錨桿數(shù)量并不是越多對(duì)受力越有利[9]，當(dāng)橋臺(tái)高度不大時(shí)，過(guò)多地增加錨桿數(shù)量并不能相應(yīng)地提高錨桿對(duì)前墻的約束作用。

圖9 前墻錨桿加固示意

按照布置一～四排錨桿，每排布置十根錨桿加固橋臺(tái)，根據(jù)ANSYS計(jì)算得到橋臺(tái)加固前后的應(yīng)力和位移值列表如表1所示。

由表1可知，橋臺(tái)布置錨桿時(shí)，最大第一主拉應(yīng)力相比于不設(shè)置錨桿時(shí)明顯降低，且隨著錨桿數(shù)量的增加，最大第一主拉應(yīng)力值降低的幅度也增大，最高達(dá)到25 %左右。此外，前墻增設(shè)錨桿可以有效地限制橋臺(tái)順橋向的位移，但是對(duì)于減小控制橋臺(tái)整體變形的橋臺(tái)橫橋向位移則收效甚微，原因是最大順橋向位移出現(xiàn)在橋臺(tái)前墻，錨桿可以有效地限制前墻在土壓力作用下的位移。前墻設(shè)置四排錨桿時(shí)，橋臺(tái)最大順橋向位移降低將近60%，最大橫橋向位移反而有微小增加，其主要原因是錨桿對(duì)前墻作用一個(gè)水平拉力，將這個(gè)水平拉力平移到側(cè)墻上時(shí)，側(cè)墻將受到一個(gè)沿其長(zhǎng)度方向的水平力和一個(gè)力矩，在這個(gè)力矩的作用下，側(cè)墻位移反而增加。

表1 不同數(shù)量錨桿加固U型橋臺(tái)應(yīng)力和位移

3.2 側(cè)墻對(duì)拉鋼絞線加固法

臺(tái)后填土壓力過(guò)大時(shí)，橋臺(tái)側(cè)墻外傾開(kāi)裂，此時(shí)可在兩側(cè)墻之間張拉預(yù)應(yīng)力鋼絞線[10]，提高側(cè)墻抵抗土壓力和抗傾覆能力(圖10)。采用本方法加固橋臺(tái)時(shí)，首先將臺(tái)后填土挖出，對(duì)橋臺(tái)進(jìn)行卸載，然后對(duì)側(cè)墻的裂縫進(jìn)行修補(bǔ)，將鋼絞線布置在合適的位置，張拉并錨固之后，再回填臺(tái)后填土。當(dāng)然其施工也可以不挖臺(tái)內(nèi)填土，而采用鉆孔張拉錨桿。為避免張拉鋼絞線時(shí)側(cè)墻局部受力過(guò)大而混凝土被壓碎，一般將鋼絞線錨固在側(cè)墻外側(cè)澆筑的混凝土墊梁上以減輕應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖10 側(cè)墻對(duì)拉鋼絞線加固法示意

按照布置一～三排鋼絞線，每排對(duì)拉八根加固橋臺(tái)，根據(jù)ANSYS計(jì)算得到橋臺(tái)原型和加固后各個(gè)橋臺(tái)應(yīng)力和位移值列表如表2所示。

表2 不同數(shù)量鋼絞線加固U型橋臺(tái)應(yīng)力和位移

由表2可知，在應(yīng)力方面，橋臺(tái)對(duì)拉鋼絞線加固時(shí)，最大第一主拉應(yīng)力相比于不設(shè)置鋼絞線時(shí)有顯著降低，并且隨著鋼絞線數(shù)量的增加，最大第一主拉應(yīng)力減小的幅度也變大，當(dāng)在側(cè)墻布置三排鋼絞線時(shí)，其最大第一主拉應(yīng)力值減小率達(dá)到20%左右。在位移方面，側(cè)墻對(duì)拉鋼絞線加固時(shí)，側(cè)墻位移減小十分明顯，因?yàn)闃蚺_(tái)最大橫橋向位移出現(xiàn)在側(cè)墻端部，在鋼絞線的作用下，可以有效地限制側(cè)墻在土壓力作用下的位移，當(dāng)對(duì)拉三排鋼絞線時(shí)，最大橫橋向位移降低將近36 %。但是對(duì)于最大順橋向位移，采用對(duì)拉鋼絞線加固時(shí)反而有一定的增加，因?yàn)殇摻g線對(duì)側(cè)墻的作用力相當(dāng)于一對(duì)水平拉力，如果將這對(duì)水平拉力平移到前墻上，前墻將受到一對(duì)沿其寬度方向的水平力和一對(duì)力矩，水平力由于大小相等方向相反，其作用可以相互抵消，但是在力矩的作用下，前墻的受力形式相當(dāng)于兩端固定梁上作用一對(duì)力矩，因此橋臺(tái)前墻的位移將會(huì)增加，順橋向位移也相應(yīng)地增加。因此采用對(duì)拉鋼絞線加固橋臺(tái)時(shí)，應(yīng)注意鋼絞線的布置數(shù)量，以免給橋臺(tái)造成過(guò)大的順橋向位移，或者在加固橋臺(tái)時(shí)，將側(cè)墻對(duì)拉鋼絞線加固方法和前墻布置錨桿加固方法等配合使用，以達(dá)到更好的效果。

3.3 鋼筋混凝土圈梁加固法

此種加固方法通過(guò)在橋臺(tái)側(cè)墻和前墻外側(cè)澆筑一圈鋼筋混凝土梁，澆筑的混凝土圈梁增加了重力式橋臺(tái)的約束，橋臺(tái)土體變形減小，因此可以減小橋臺(tái)的應(yīng)力和位移(如圖11)。該加固方法主要使用于已經(jīng)出現(xiàn)病害的橋臺(tái)，其作用是增加橋臺(tái)的抵抗力。澆筑鋼筋混凝土圈梁的施工方法是先將臺(tái)后填土挖空，對(duì)橋臺(tái)進(jìn)行卸載，對(duì)開(kāi)裂的部位進(jìn)行修復(fù)之后在側(cè)墻和前墻外側(cè)澆筑一圈鋼筋混凝土梁。采用澆筑混凝土圈梁加固橋臺(tái)時(shí)，混凝土圈梁與橋臺(tái)之間的連接是通過(guò)在前墻和側(cè)墻鉆孔布置梅花型牽釘，然后將混凝土圈梁內(nèi)的鋼筋網(wǎng)綁扎懸掛于牽釘上，并綁扎牢固，然后再支立模板、澆筑圈梁混凝土，待混凝土強(qiáng)度達(dá)到一定程度后，回填臺(tái)后填土，可以選擇輕質(zhì)材料回填，從另一方面減小土壓力。

圖11 混凝土圈梁加固法示意

采用布置一道或兩道截面尺寸為50 cm×50 cm的混凝土圈梁加固橋臺(tái)，ANSYS計(jì)算得到橋臺(tái)原型和各個(gè)加固橋臺(tái)應(yīng)力和位移值列表如表3所示。

表3 不同數(shù)量混凝土圈梁加固U型橋臺(tái)應(yīng)力和位移

由表3可知，在應(yīng)力方面，澆筑混凝土圈梁加固橋臺(tái)時(shí)，橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力值較不澆筑混凝土圈梁時(shí)要明顯減小，并且，當(dāng)增加混凝土圈梁數(shù)量時(shí)，最大第一主拉應(yīng)力值減小幅度也變大，當(dāng)在橋臺(tái)前墻和側(cè)墻外側(cè)布置兩道混凝土圈梁時(shí)，橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力值降低約22 %左右。在位移方面，澆筑混凝土圈梁加固橋臺(tái)時(shí)，橋臺(tái)側(cè)墻和前墻位移均顯著減小，因?yàn)殇摻罨炷寥α簩?duì)橋臺(tái)起到一個(gè)包裹作用，有效限制了橋臺(tái)前墻和側(cè)墻的變位，從而使橋臺(tái)在土壓力作用下，其最大順橋向位移和最大橫橋向位移都顯著地減小。從表中還可以看出，澆筑鋼筋混凝土圈梁加固對(duì)限制橋臺(tái)最大橫橋向位移更加有效，當(dāng)在前墻和側(cè)墻外側(cè)澆筑兩道鋼筋混凝土圈梁時(shí)，橋臺(tái)最大順橋向位移降低25 %左右，而橋臺(tái)最大橫橋向位移降低率則達(dá)到將近40 %。鋼筋混凝土圈梁加固橋臺(tái)之所以能有效地減小位移，是因?yàn)闃蚺_(tái)最大橫橋向位移出現(xiàn)在側(cè)墻，而橋臺(tái)的最大順橋向位移則出現(xiàn)在前墻，鋼筋混凝土圈梁對(duì)側(cè)墻和前墻的作用相當(dāng)于在側(cè)墻和前墻上作用一個(gè)垂直于側(cè)墻或者前墻的水平推力，且此水平推力與臺(tái)背填土引起的作用于側(cè)墻和前墻上面的土壓力方向相反，從而此推力可以抵消部分土壓力的效應(yīng)，從而達(dá)到降低橋臺(tái)最大順橋向位移值和橋臺(tái)最大橫橋向位移值的效果。

3.4 倒角加固法

該方法通過(guò)在橋臺(tái)側(cè)墻和前墻交匯處設(shè)置一定長(zhǎng)度的倒角實(shí)施。由有限元分析結(jié)果可知，U型橋臺(tái)的最大主拉應(yīng)力值出現(xiàn)在橋臺(tái)側(cè)墻和前墻交角處，原因是側(cè)墻和前墻交角處承受兩個(gè)方向的水平土壓力合力，導(dǎo)致應(yīng)力集中，因而可以在橋臺(tái)側(cè)墻和前墻的交角處設(shè)置一定長(zhǎng)度的倒角，使交角由90°變?yōu)殁g角，有效減小應(yīng)力集中，降低橋臺(tái)側(cè)墻和前墻交角處的最大主拉應(yīng)力值。在工程實(shí)踐中，為了減小U型橋臺(tái)的最大主拉應(yīng)力值，可在側(cè)墻和前墻交角處設(shè)置倒角。本文擬采用設(shè)置寬度分別為0.5、1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 m的倒角加固橋臺(tái)，計(jì)算得到橋臺(tái)原型和各個(gè)加固橋臺(tái)應(yīng)力和位移值列表如表4所示。

表4 不同倒角寬度U型橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力值

從表4可以看出，在應(yīng)力方面，不論設(shè)置多寬的倒角，其最大第一主拉應(yīng)力值相比于不設(shè)置倒角時(shí)，都有一定程度的降低，并且隨著倒角寬度的增加，最大第一主拉應(yīng)力值降低的比率也會(huì)隨之增加，最大可以達(dá)到20 %左右。在位移方面，橋臺(tái)的最大順橋向位移和橋臺(tái)的最大橫橋向位移相比于不設(shè)置倒角時(shí)都有一定程度的降低。并且，無(wú)論橋臺(tái)最大順橋向位移還是橋臺(tái)最大橫橋向位移，其位移的降低比率都會(huì)隨著倒角寬度的增加而增加。從表中可以看出，設(shè)置倒角寬度相同時(shí)，橋臺(tái)最大順橋向位移值降低的比率永遠(yuǎn)大于橋臺(tái)最大橫橋向位移值降低的比率，并且隨著橋臺(tái)設(shè)置倒角寬度的增加，這種差別會(huì)越來(lái)越大，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因，主要是橋臺(tái)順橋向位移出現(xiàn)在橋臺(tái)前墻中部，而設(shè)置倒角就好像對(duì)橋臺(tái)前墻設(shè)置一對(duì)橫撐，能有效地增加橋臺(tái)前墻剛度，從而有效地減小橋臺(tái)的順橋向位移，如表中所示，當(dāng)設(shè)置寬度為3 m的倒角時(shí)，橋臺(tái)最大順橋向位移降低了將近35 %，而橋臺(tái)最大橫橋向位移只降低7 %左右。

4 結(jié) 論

(1)無(wú)論U型橋臺(tái)的高度和寬度如何改變，橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力總是在橋臺(tái)側(cè)墻和前墻交角處，位置處于橋臺(tái)高度的2H/3處左右；

(2)橋臺(tái)寬度不變時(shí)，隨著橋臺(tái)高度的變大，橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力也隨之變大；橋臺(tái)高度不變時(shí)，隨著橋臺(tái)寬度的增加，橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力也隨之增加；橋臺(tái)高度和寬度都不變時(shí)，隨著橋臺(tái)臺(tái)后填土含水率的增加，橋臺(tái)最大第一主拉應(yīng)力也隨之增加；

(3)采用前墻布置錨桿加固U型橋臺(tái)時(shí)，橋臺(tái)的最大第一主拉應(yīng)力和最大順橋向位移均明顯減小，橋臺(tái)最大橫橋向位移有微小增加，因而該加固方式的不足是無(wú)法減小橋臺(tái)最大橫橋向位移；

(4) 采用側(cè)墻對(duì)拉鋼絞線加固U型橋臺(tái)時(shí)，橋臺(tái)的最大第一主拉應(yīng)力和最大橫橋向位移均明顯減小，橋臺(tái)最大順橋向位移有微小增加，因而該加固方式的不足是不能減小橋臺(tái)最大順橋向位移；

(5)采用澆筑鋼筋混凝土圈梁加固U型橋臺(tái)時(shí)，橋臺(tái)的最大第一主拉應(yīng)力、最大順橋向位移和最大橫橋向位移均明顯減?。?/p>

綜上所述，U型橋臺(tái)出現(xiàn)過(guò)大主拉應(yīng)力而引起橋臺(tái)出現(xiàn)裂縫，其根源主要是臺(tái)背填土引起的土壓力過(guò)大所致。前墻布置錨桿加固法、側(cè)墻對(duì)拉鋼絞線加固法、鋼筋混凝土圈梁加固法以及倒角加固法等方式加固U型橋臺(tái)，可以有效地減小橋臺(tái)受力和位移效應(yīng)，可因地制宜采用。

[1] 范立礎(chǔ). 橋梁工程[M]. 北京: 人民交通出版社, 2001.

[2] 周水興, 胡 娟, 張 敏. 重力式橋臺(tái)開(kāi)裂的機(jī)理分析[J]. 重慶交通學(xué)院學(xué)報(bào), 2005, (4): 9-12.

[3] 李茂盛. 重力式U型橋臺(tái)典型病害及加固方法研究[D]. 重慶: 重慶交通大學(xué), 2011.

[4] 劉景生, 汪為奇. U型橋臺(tái)病害分析及對(duì)策[J]. 華東公路, 2000, (4): 47-48.

[5] Wei Tian, Xue Dong Guo. Finite element analysis and reinforcement of gravity abutments crack[J]. Applied Mechanics and Materials, 2013, 405-408: 771-774.

[6] 田國(guó)旺. 重力式斜交U型高橋臺(tái)加固的非線性有限元數(shù)值模擬研究[J]. 吉林交通科技, 2010, (4): 39-43.

[7] 門(mén)廣鑫. 重力式U型橋臺(tái)開(kāi)裂的非線性有限元模擬分析[J]. 北方交通, 2009, (4): 72-74.

[8] 張 儉. U型橋臺(tái)典型病害分析與維修加固[J]. 公路, 2009, (10): 49-54.

[9] 趙 鋒. 預(yù)應(yīng)力錨桿在橋臺(tái)加固工程中的應(yīng)用[J]. 中南公路工程, 2000, 25(3): 54-59.

[10]李相勇. 預(yù)應(yīng)力錨索技術(shù)在危橋橋臺(tái)加固中的應(yīng)用[J]. 路基工程, 2003, (s1): 66-68.

Study on Typical Disease Mechanism and Reinforcement Technology for U-Shaped Abutment

CHENGShao-jun1,GAORong-xiong2,XIAOYi-hua2,CHENGShuang-xi1,YUEYing2,DuraidHasan2

(1.Anyang Highway Administration, Anyang 455000, China;2. a. School of Civil Engineering and Mechanics; b. Hubei Key Laboratory of Control Structures,Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China)

As a classic structural form, U-shaped abutment is widely used in bridge design. In the process of bridge operation, U-shaped abutment is prone to various diseases due to the complex stress. According to a great deal of field surveies, the typical diseases of U-shaped abutment have common character. Based on major disease types，this paper further analyzed disease mechanism and proposed reinforcement methods on U-shaped bridge abutment. By applying nonlinear analysis function of ANSYS finite element software and establishing three-dimensional solid model for abutment before and after reinforcement, with the mechanical analysis under different height and width of abutment, this paper is intended to assess reinforcement effect of various methods via relative analysis on stress and displacement before and after reinforcement. Investigation shows that the larger principal tensile stresses under multiple loads such as earth pressure are the main cause of cracking of abutment, especially at junction of front wall and side wall. On the basic of actual situations, the suitable reinforcement methods can keep U-shaped abutment from cracking.

U-shaped abutment; disease mechanism; nonlinear analysis; reinforcement

2014-08-15

2014-10-17

陳紹俊(1962-)，男，河南安陽(yáng)人，高級(jí)工程師，研究方向?yàn)闃蛄汗芾?Email: 151609184@qq.com)

高榮雄(1969-)，男，福建福安人，副教授，博士，研究方向?yàn)闃蛄航】翟u(píng)估與加固(Email: bridge115@hust.edu.cn)

U445.7+2

A

2095-0985(2014)04-0022-07