王 帥 帥

(長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院, 陜西 西安 710064)

因簡(jiǎn)支變連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、施工方便,且具有連續(xù)梁和預(yù)制梁批量生產(chǎn)等優(yōu)點(diǎn)[1-2],在山區(qū)高速公路中被廣泛應(yīng)用.支座是連接橋梁上、下部結(jié)構(gòu)的重要部件,能夠?qū)⑸喜拷Y(jié)構(gòu)的力傳遞給墩臺(tái),在活載作用下有良好的彈性以適應(yīng)梁端的轉(zhuǎn)動(dòng)、較大的剪切變形用以滿足主梁的水平位移.但橋梁在施工和運(yùn)營(yíng)中,支座會(huì)出現(xiàn)脫空、剪切變形過大、傾斜、開裂等病害,橋梁結(jié)構(gòu)的受力隨之改變,引起更多結(jié)構(gòu)性的病害[3].

S.H.Kim等[4]通過對(duì)多跨簡(jiǎn)支梁橋動(dòng)力性能的研究,分析橋梁在支座損壞前后的動(dòng)力性能,發(fā)現(xiàn)支座損壞對(duì)橋梁整體的抗震性能有較大影響;胡峰強(qiáng)等[5]分析了支座脫空和支座活動(dòng)方向異常對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)受力的影響,發(fā)現(xiàn)支座脫空對(duì)支反力影響較大;梁?jiǎn)⒃猍6]通過對(duì)比設(shè)計(jì)汽車載荷及超載汽車載荷作用下支反力的變化,得出車輛超載嚴(yán)重導(dǎo)致支座脫空的結(jié)論,并提出采取加大支座間距、更換支座的整治措施;吳玉財(cái)?shù)萚7]依據(jù)高速公路橋梁病害調(diào)查結(jié)果,從設(shè)計(jì)、加工、施工和運(yùn)營(yíng)等方面對(duì)板式橡膠支座病害類型及原因進(jìn)行分析,提出相應(yīng)的處治對(duì)策.

綜上所述,國(guó)內(nèi)外專家對(duì)支座脫空進(jìn)行了一系列的研究,也取得了重要的成果.但是,以往的研究大多集中在支反力、上部結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化和脫空的原因分析及處治措施上,針對(duì)支座脫空對(duì)橋墩受力性能影響的研究相對(duì)較少.下部邊界條件對(duì)于橋墩受力有一定影響,為了更接近實(shí)際,需考慮樁-土相互作用.由于支座脫空后支反力變化較大,下部結(jié)構(gòu)的受力性能也隨之改變.因此,本文結(jié)合樁-土相互作用,以單支座脫空為對(duì)象分析其對(duì)橋墩受力性能的影響.

1 工程概況

根據(jù)T形梁橋設(shè)計(jì)通用圖,分別選擇單孔標(biāo)準(zhǔn)跨徑lb為20 m和30 m的一聯(lián)簡(jiǎn)支變連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象,橋面橫坡為雙向2%,縱斷面縱坡為2%,載荷等級(jí)為公路-I級(jí).上部結(jié)構(gòu)采用全預(yù)應(yīng)力混凝土T梁,橋面連續(xù),采用C50混凝土;下部結(jié)構(gòu)采用雙柱式墩,墩臺(tái)為樁基礎(chǔ),采用C30混凝土.橋?qū)?2 m,每跨由5片主梁組成,T梁間距2.45 m,中梁預(yù)制寬度1.8 m,濕接縫寬0.65 m.為了分析方便,下部結(jié)構(gòu)均采用相同的尺寸.全橋立面布置見圖1,上部結(jié)構(gòu)跨中橫斷面如圖2所示.

按照梁格法的理論,以實(shí)際截面模擬主梁和橫隔板,由于橫隔板縱向間距較大,所以需要采用虛擬橫梁將各主梁連接在一起[8-9].其中:主梁取單片T梁;橫隔板為實(shí)際尺寸;虛擬橫梁寬度由單元?jiǎng)澐执笮泶_定,厚度為主梁截面翼緣板的厚度.利用橋梁專用有限元軟件MIDAS/Civil建立橋梁上部結(jié)構(gòu)空間模型.

圖1 橋梁立面布置圖(單位:cm)Fig.1 Elevation layout of the bridge(unit:cm)

圖2 主梁跨中橫斷面圖(單位:cm)Fig.2 Cross-section profile in mid-span of main girder(unit:cm)

全橋均采用板式橡膠支座,其中兩端伸縮縫位置處為四氟滑板支座,支座尺寸根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙確定,橫橋向一排共5個(gè)支座,為分析方便,把①②③排支座記為A、B、C,支座布置如圖3所示.支座脫空主要體現(xiàn)在支座與梁底脫離接觸,引起旁邊支座受力發(fā)生變化,主要是由于梁靴坡度設(shè)計(jì)有偏差及主梁在預(yù)應(yīng)力及混凝土的收縮徐變作用下上拱造成的[10].通過解除脫空處的約束進(jìn)行模擬.

圖3支座布置圖
Fig.3 Arrangement plan of bearings

2 墩頂載荷分析

(1) 恒載荷. 主要考慮預(yù)制主梁、濕接縫、現(xiàn)澆連續(xù)段自重和橋面2期鋪裝載荷.

(2) 汽車載荷. 定義標(biāo)準(zhǔn)車輛載荷為在最不利的情況下, 從邊梁處開始橫橋向定義2個(gè)外偏車道, 并以影響線加載的方式進(jìn)行移動(dòng)載荷分析.

由于支座脫空后,支反力重新分布,此時(shí)墩身處于偏壓狀態(tài).主要考慮上部結(jié)構(gòu)恒載及汽車載荷作用下,各支座所受到的豎向反力.由于C排墩頂荷載與A排墩相同,因此只對(duì)A排、B排墩頂載荷進(jìn)行分析,單孔標(biāo)準(zhǔn)跨徑lb為20 m和30 m時(shí)梁橋各支座脫空前后豎向反力的結(jié)果如表1～表4所示.

綜合來看,支座脫空后,支反力變化較大.中梁支座脫空后相鄰支座的支反力均在正常值的1.3倍以上,邊梁支座脫空后相鄰支座的支反力均在正常值的1.8倍以上,因此邊梁支座脫空比中梁支座脫空更危險(xiǎn),脫空處的相鄰支座反力與正常情況相比增加得更多.

表1 A排單支座脫空前后豎向反力值(lb=20 m)Table 1 Vertical reaction force value before and after row A one bearing separation(lb=20 m) kN

表2 B排單支座脫空前后豎向反力值(lb=20 m)Table 2 Vertical reaction force value before and after row B one bearing separation(lb=20 m) kN

表3 A排單支座脫空前后豎向反力值(lb=30 m)Table 3 Vertical reaction force value before and after row A one bearing separation(lb=30 m) kN

表4 B排單支座脫空前后豎向反力值(lb=30 m)Table 4 Vertical reaction force value before and after row B one bearing separation(lb=30 m) kN

3 下部結(jié)構(gòu)模型建立

利用國(guó)內(nèi)外巖土工程界最常使用的軟件ABAQUS建立下部結(jié)構(gòu)實(shí)體模型,包括樁基、土體、系梁、墩柱、蓋梁及墊石.樁基直徑D=2 m,樁長(zhǎng)L=23 m,墩身高H1=20 m,H2=27 m;土體考慮邊界條件的影響,長(zhǎng)、寬、高均取50 m.混凝土采用的是線彈性模型,土體采用的是Mohr-Coulomb模型,具體參數(shù)值見表5和表6.

表5 混凝土力學(xué)模型參數(shù)Table 5 Mechanical model parameters of concrete

表6 土體力學(xué)模型參數(shù)Table 6 Soil mechanics model parameters

土體的邊界條件為:約束YZ面上X方向的水平位移;約束XZ面Y方向的水平位移;約束底面Z方向的位移.網(wǎng)格遵循疏密合理、收斂速度快的原則進(jìn)行劃分,模型均采用三維實(shí)體單元C3D8R(8節(jié)點(diǎn)6面體2次縮減積分單元).由于樁-土間存在相對(duì)滑移致變形不協(xié)調(diào),故采用庫(kù)侖摩擦模型模擬樁-土相互作用,可以較好地反映樁-土間的相互作用機(jī)理,其余部件不發(fā)生相對(duì)滑移,共同受力變形,故采用綁定約束[11-12].其中A排橋墩下部結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型立面圖如圖4所示.

圖4 下部結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型立面圖Fig.4 Elevation diagram of calculation model for substructure

根據(jù)實(shí)際情況,計(jì)算得到的墩頂載荷以豎向均布力的形式作用在墊石上,墊石尺寸為0.6 m×0.6 m×0.1 m.為了分析蓋梁各截面的彎矩值,從最外側(cè)支座中心開始,將蓋梁沿著橫橋向每1.225 m分隔開;將墩身從下到上每2 m分隔開,以備輸出各控制位置的彎矩和位移.

4 考慮樁-土作用前后的誤差分析

以單孔標(biāo)準(zhǔn)跨徑30 m的簡(jiǎn)支變連續(xù)梁橋?yàn)閷?duì)象,在考慮樁-土作用與不考慮樁-土作用2種情況下,通過對(duì)比蓋梁彎矩、墩身彎矩和墩身橫向偏位的誤差絕對(duì)值,分析樁-土作用對(duì)橋墩受力性能的影響.為了分析方便,定義行車方向右側(cè)為外墩身,左側(cè)為內(nèi)墩身.

根據(jù)圖5～圖9的誤差值分析發(fā)現(xiàn):蓋梁各截面彎矩在考慮樁-土作用和不考慮樁-土作用2種情況下的誤差較小,最大誤差僅為2.7%;墩身彎矩存在較大的誤差,內(nèi)、外墩身在考慮樁-土前后的最大誤差分別達(dá)到1070%和881%;墩身橫向偏位的誤差均在50%以上.同樣,對(duì)其他條件下橋墩受力性能差異的分析可以得到相同的結(jié)論.因此,為了更好地模擬實(shí)際情況下橋墩的受力情況,應(yīng)該考慮樁-土作用的影響.

圖5 考慮樁-土前后A排橋墩蓋梁截面彎矩誤差值Fig.5 The cover beam cross section bending moment error of piers of row A before and after considering the pile-soil

圖6 考慮樁-土前后A排橋墩外墩身截面彎矩誤差值Fig.6 The moment error of the external section of piers of row A before and after considering the pile-soil

圖7 考慮樁-土前后A排橋墩內(nèi)墩身截面彎矩誤差值Fig.7 The moment error of the inner pier section of piers of row A before and after considering the pile-soil

圖8 考慮樁-土前后A排橋墩外墩身橫向偏位誤差值Fig.8 The transverse deviation error of external piers of row A before and after considering the pile-soil

5 支座脫空對(duì)橋墩受力性能的影響

5.1 支座脫空對(duì)蓋梁彎矩的影響

通過蓋梁各截面處繞縱橋向的彎矩值變化,分析不同支座脫空對(duì)蓋梁的影響.

圖10 A排橋墩蓋梁截面彎矩圖(lb=20 m)Fig.10 Cover beam cross section bending moment of piers of row A(lb=20 m)

圖11 B排橋墩蓋梁截面彎矩圖(lb=20 m)Fig.11 Cover beam cross section bending moment of piers of row B(lb=20 m)

圖12 A排橋墩蓋梁截面彎矩圖(lb=30 m)Fig.12 Cover beam cross section bending moment of piers of row A(lb=30 m)

圖13 B排橋墩蓋梁截面彎矩圖(lb=30 m)Fig.13 Cover beam cross section bending moment of piers of row B(lb=30 m)

從圖10～圖13可以看出,不同支座脫空后,蓋梁各截面彎矩變化規(guī)律基本相同,邊梁支座脫空對(duì)彎矩的影響范圍最大且均超出正常值.跨中截面處的彎矩達(dá)到最大值,其中A1、A5脫空,彎矩值分別超出正常值的35%和75%以上;B1、B5脫空,彎矩值同樣分別超出正常值的35%和75%以上.

5.2 支座脫空對(duì)墩身彎矩的影響

通過墩身各截面處繞縱橋向的彎矩值變化,分析不同支座脫空對(duì)墩身的影響.

從圖14～圖17可以看出,A排不同支座脫空后,外墩柱、內(nèi)墩身各計(jì)算截面處的彎矩變化規(guī)律基本相同,邊梁支座脫空對(duì)彎矩的影響最顯著,尤其是在橫系梁上側(cè)的墩身;而其余支座脫空后的彎矩值大小均接近甚至小于正常值.墩身頂面彎矩值最大,其中A1、A5脫空,外墩身彎矩值分別超出正常值的95%和150%以上,內(nèi)墩身彎矩值則分別超出正常值的95%和240%以上.

圖14 A排橋墩外墩身截面彎矩圖(lb=20 m)Fig.14 External pier cross-section bending moment of piers of row A(lb=20 m)

圖15 A排橋墩內(nèi)墩身截面彎矩圖(lb=20 m)Fig.15 Inner pier cross-section bending moment of piers of row A(lb=20 m)

圖16 A排橋墩外墩身截面彎矩圖(lb=30 m)Fig.16 External pier cross-section bending moment of piers of row A(lb=30 m)

圖17 A排橋墩內(nèi)墩身截面彎矩圖(lb=30 m)Fig.17 Inner pier cross-section bending moment of piers of row A(lb=30 m)

從圖18～圖21可以看出,B排不同支座脫空后,外墩身、內(nèi)墩身各計(jì)算截面處的彎矩變化規(guī)律基本相同,邊梁支座脫空對(duì)第1道橫系梁上側(cè)的墩身彎矩的影響最顯著;而其余支座脫空后的彎矩值均接近甚至小于正常值.墩身頂面彎矩值最大,其中B1、B5脫空,外墩身彎矩值分別超出正常值的80%和145%以上;內(nèi)墩身彎矩值則分別超出正常值的85%和230%.

圖18 B排橋墩外墩身截面彎矩圖(lb=20 m)Fig.18 External pier cross-section bending moment of piers of row B(lb=20 m)

圖19 B排橋墩外墩身截面彎矩圖(lb=20 m)Fig.19 Inner pier cross-section bending moment of piers of row B(lb=20 m)

圖20 B排橋墩外墩身截面彎矩圖(lb=30 m)Fig.20 External pier cross-section bending moment of piers of row B(lb=30 m)

圖21 B排橋墩外墩身截面彎矩圖(lb=30 m)Fig.21 Inner pier cross-section bending moment of piers of row B(lb=30 m)

5.3 支座脫空對(duì)墩身橫向偏位的影響

從圖22～圖29可以看出,不同支座脫空,A排和B排橋墩外墩身橫向偏位、內(nèi)墩身橫向偏位的變化規(guī)律基本相同,A排橋墩外墩身在橫系梁上方一定范圍內(nèi),橫向偏位的程度減緩甚至下降;B排橋墩外墩身在第1道橫系梁上方處也存在相同的現(xiàn)象;內(nèi)墩身橫向偏位與外墩身相反.內(nèi)邊梁支座脫空對(duì)內(nèi)墩身橫向偏位影響最大,此時(shí)A排和B排橋墩內(nèi)墩身頂部橫向偏位值均達(dá)到最大值,但總體來看與正常值相差不大.

圖22 A排橋墩外墩身橫向偏位圖(lb=20 m)Fig.22 External pier transverse deviation of piers of row A(lb=20 m)

圖23 A排橋墩內(nèi)墩身橫向偏位圖(lb=20 m)Fig.23 Inner pier transverse deviation of piers of row A(lb=20 m)

圖24 B排橋墩外墩身橫向偏位圖(lb=20 m)Fig.24 External pier transverse deviation of piers of row B(lb=20 m)

圖25 B排橋墩內(nèi)墩身橫向偏位圖(lb=20 m)Fig.25 Inner pier transverse deviation of piers of row B(lb=20 m)

圖26 A排橋墩外墩身橫向偏位圖(lb=30m)Fig.26 External pier transverse deviation of piers of row A(lb=30 m)

圖27 A排橋墩內(nèi)墩身橫向偏位圖(lb=30 m)Fig.27 Inner pier transverse deviation of piers of row A(lb=30 m)

圖28 B排橋墩外墩身橫向偏位圖(lb=30 m)Fig.28 External pier transverse deviation of piers of row B(lb=30 m)

圖29 B排橋墩內(nèi)墩身橫向偏位圖(lb=30 m)Fig.29 Inner pier transverse deviation of piers of row B(lb=30 m)

6 結(jié) 論

支座脫空后,支反力會(huì)重新分布,與正常情況相比,墩頂載荷會(huì)有很大的不同,尤其是脫空處的相鄰支座反力增加得更大,橋墩的受力性能因此發(fā)生變化,影響結(jié)構(gòu)安全和使用性能.本文結(jié)合樁-土相互作用,分析了不同位置支座脫空后蓋梁和墩身截面彎矩變化和墩身橫向偏位變化規(guī)律.經(jīng)過分析得出以下結(jié)論.

(1) 邊梁支座脫空對(duì)蓋梁截面彎矩的影響范圍最大,且均大于正常值,此時(shí)跨中截面的受力最不利,彎矩值均超出正常值很多,容易造成拉應(yīng)力超標(biāo),導(dǎo)致結(jié)構(gòu)開裂破壞.因此,應(yīng)該在設(shè)計(jì)和施工過程中采取相應(yīng)的措施,避免邊梁出現(xiàn)支座脫空現(xiàn)象.

(2) 邊梁支座脫空對(duì)橫系梁上側(cè)墩身彎矩的影響最顯著,其余支座脫空后的彎矩值大小均接近甚至小于正常值.內(nèi)、外墩身彎矩最大值出現(xiàn)在墩身頂面,其中邊梁支座脫空時(shí)其彎矩值最大且均超出正常值很多.

(3) 由于橫系梁的設(shè)置降低了橋墩高細(xì)比,增加了橋墩剛度,提高了橋墩穩(wěn)定性.因此,支座脫空后橋墩兩側(cè)墩身的橫向偏位程度均較小.