葛欣

(中鐵二局第三工程有限公司， 四川 成都 610031)

0 引言

為滿足集中化、規(guī)?；皹藴驶┕ば枨?，預制梁場的建設在橋梁工程中很大程度上得到了推廣，其基礎設計成為了預制梁場生產的關鍵，但目前工程人員對梁場基礎設計未引起足夠重視，對其受力及變形特性還不很清楚。因此，分析預制梁場基礎受力具有重要工程指導意義。

李聞[1]通過對存梁臺座的設計研究，介紹了臺座基礎的設計原則及方法。戴必輝等[2]通過不同的計算方法同現場實測存梁臺座沉降數據對比，找到了適合沉降計算的方法及參數取值。白國遠[3]對制梁、存梁臺座和附屬結構進行基礎計算和沉降計算分析，為預制梁場設計及施工提供了參考。李勝華[4]對制存梁臺座基礎沉降計算及其結果進行了研究，為地基處理提供了依據。杜勇[5]對雙層存梁的存梁臺座進行了沉降觀測，為安全施工提供指導。

綜上可知，上述學者對預制梁場臺座基礎受力、變形及土體沉降缺乏系統(tǒng)的研究，且多停留在簡化的手動計算上，往往較難反映現場實際模型。本文結合公路工程實例，對制梁臺座基礎進行設計計算，最后通過有限元軟件abaqus對存梁臺座基礎受力及變形進行三維建模分析，所得結果可為工程實踐提供參考。

1 工程概況

本工程為普安縣城至縣城東區(qū)旅游快速通道工程，起訖里程為 K0+400～K10+936.804，路線全長10.54 km，包含中橋1座，大橋8座。預制梁場長×寬為220 m×50 m，主要分為制梁區(qū)、存梁區(qū)、運梁區(qū)、鋼筋加工場等，配置10 t龍門吊2臺，80 t龍門吊4臺，龍門吊跨徑均為18 m。

預制T梁跨徑30 m，共計608片，單片最大自重76 t，中梁頂寬1.7 m，底寬0.5 m，高2.0 m；邊梁頂寬1.98 m，底寬0.5 m，高2.0 m。

2 制梁區(qū)臺座

在18 m的龍門架內布設4個長30.6 m的制梁臺座，縱向相鄰臺座邊緣相距5 m，兩側臺座中心距龍門吊軌道墻中線3.0 m，相鄰臺座中心距4.0 m。如圖1所示：

圖1 制梁區(qū)斷面圖（單位：m）

制梁臺座兩端設C30砼擴大基礎，長×寬×高為2 m×2 m×0.6 m。T梁張拉后，梁體中間向上起拱，其自重由兩端擴大基礎承擔，每端承重38 t。擴大基礎自重2 m×2 m×0.6 m×25 kN/m3=60 kN，忽略基礎坑壁對基礎向上的摩阻力，按保守計算原則，則基底壓應力P=(380+60）/(2×2)=110 kPa＜250 kPa，滿足地基設計承載力的要求。

選擇基礎材料：采用C30混凝土（ft=1.43 N/mm2），鋼筋fy=360 N/mm2，并設置150 mm厚的C20混凝土墊層，每邊伸出100 mm。存梁臺座基礎平面及剖面圖如圖2所示。

2.1 基礎凈反力計算

基礎抗沖切及抗彎驗算采用基本組合的設計值，對由永久荷載效應控制的組合，恒載分項系數取1.35，則擴大基礎一端受力N=1.35×380=513 kN，換算為線荷載，F=513/2=256.5 kN/m，基礎凈反力：Pj=F/b=256.5/2=128.25 kPa。

圖2 基礎平面及剖面圖

2.2 基礎高度抗剪驗算

基礎高度為 0.6 m，保護層厚度取 as=50 mm，基礎有效高度h0=h-as=600-50=550 mm，Ⅰ-Ⅰ截面剪力：

抗剪承載力：

抗剪承載力滿足要求。

2.3 基礎底板配筋計算

Ⅰ-Ⅰ截面控制彎矩：

根據《建筑地基基礎設計規(guī)范》[6]8.2.1條，基礎配筋率不應小于0.15%，因此縱向受力鋼筋構造配筋的面積：As.min=1000×600×0.15%=900 mm2＞203 mm2，取As=900 mm2，每延米配筋5根φ16@200 mm，實配As=1005 mm2＞900 mm2，分布鋼筋選φ10@250 mm。

為使T梁自重較均勻傳至制梁臺座，臺座面板采用5mm厚不銹鋼板，棱角采用角鋼包邊?；A按計算及構造配筋見圖3。

圖3 基礎配筋圖

3 存梁區(qū)臺座

3.1 有限元模型

存梁區(qū)共布置7個臺座。有限元計算模型為三維實體模型，如圖4所示。條形基礎長L=17.5 m，寬度b=3.6 m，埋深d=0.8 m為忽略邊界條件對模型計算結果的影響，取土體尺寸為35 m×20 m×15 m（長×寬×高）。土的側向邊界限制水平位移，底面邊界限制豎向及水平位移。由于鋼筋混凝土基礎相對土體剛度較大，因此基礎采用理想線彈性模型，土體采用摩爾庫倫模型。

圖4 有限元模型

合理設置基礎-土界面接觸屬性是采用有限元方法分析基礎-土相互作用的前提。本文采用面對面的離散方法，以剛度較大的基礎作為主控面，土體為從屬面。接觸跟蹤方法采用有限滑動方法，允許基礎-土界面產生較大的相對滑移和轉動?；A與側面土體接觸面的法向模型采用硬接觸，摩擦模型采用罰摩擦計算方法，通過反復演算取基礎-土界面摩擦系數μ=0.4?；着c基底土接觸采用tie連接?；A與土體均采用C3D8R單元，以遠離基礎的土體網格劃分較疏，而鄰近基礎的土體網格劃分較密為原則進行網格劃分。

1.3 m深度范圍進行碎石土換填，基礎采用C30混凝土，彈性模量E=30 GPa，泊松比ν=0.2，密度ρ=2500 kg/m3，通過現場地質勘查，土層分布及土體參數見圖5。

圖5 地質剖面及土體參數

根據已有學者經驗，土體彈性模量取為壓縮模量的 3～5倍，碎石土彈性模量E1=305 MPa，泊松比1ν=0.2，粉質黏土彈性模量E2=41.5 MPa，泊松比2ν=0.3。

3.2 計算結果及分析

3.2.1 應力云圖、等值線圖

圖6為基礎mises應力云圖，可以看出，應力分布中間大、兩端小，最大應力3699 kPa，最小應力45.1 kPa。地面上臺座局部壓應力較大，而地面下基礎壓應力較小。

圖6 Mises應力云圖

圖7為基礎及表層土體沉降等值線圖，可以看出，基礎較周圍土體的沉降大，且基礎最大沉降發(fā)生于基礎中線橫截面處，為19.1 mm。土體沉降等值線以基礎為中心呈橢圓形分布，距基礎中心越遠，沉降等值線值非線性遞減。

圖7 沉降等值線

圖8為基礎中線縱斷面上土體沉降及豎向應力等值線圖。從圖8（a）可以看出，臨近基礎土體沉降較大，最大值19.1 mm，隨著深度增加，土體沉降呈衰減趨勢，如11 m深度處的土體沉降僅2.7 mm。從圖8（b）可以發(fā)現，約9 m深度處，土體豎向應力等值線大致水平，其值為 205.4 kpa，基礎及土體自重應力疊加值

kN/m3×1.3 m+19 kN/m3×7.7 m=202 kPa，兩者基本吻合，表明在此深度以下，外荷載引起的土體附加應力可以忽略。因此，外荷載僅在一定深度內對土體應力存在影響，超出該深度的土體應力均為自重應力。從圖8（b）中還能發(fā)現，基礎兩端土體應力等值線較密，產生應力集中現象。

圖8 土體沉降及豎向應力等值線

3.2.2 基礎彎矩

圖9為基礎彎矩圖。從圖9（a）可以看出，彎矩中間大、兩端小。基礎彎矩與沉降圖相對應，最大沉降值19.1 mm的中部橫截面彎矩達2698 kN·m。從圖9（b）可以看出，縱截面彎矩呈“貓耳朵”狀分布，最大彎矩并未出現在中部縱截面，而是出現于對稱中部縱截面的b/4及3b/4縱截面，最大為539.8 kN·m。在b/3～2b/3范圍內，彎矩值基本不變，其值為415.1 kN·m。

對比圖9（a）與圖9（b）還能發(fā)現，基礎彎矩以橫截面彎矩占主導，這與基礎上部T梁荷載分布及基礎變形有關。

圖9 基礎彎矩圖

3.2.3 基底接觸土壓力

圖10為基底接觸土壓力。從圖10（a）可以看出，橫向基底中線處接觸土壓力兩頭大、中間小，兩端最大接觸壓力達230.8 kPa，小于設計地基承載力值250 kPa，地基承載力滿足要求。從圖10（b）可以看出，縱向基底中線處接觸土壓力呈“W”狀分布，中部土壓力值較大，這是因為基礎上部 T梁荷載在基礎中部較兩端更為集中，致使基礎中部產生較大沉降，因而土壓力較大。

圖10 基底接觸土壓力

4 結語

本文可得出以下結論：

1）依據抗剪計算確定制梁臺座基礎高度；依據抗彎計算確定基礎底板配筋，最后給出臺座基礎施工配筋圖，可為類似工程提供參考。

2）存梁臺座基礎應力呈中間大、兩頭小分布。最大沉降發(fā)生于基礎中線橫截面處，土體沉降等值線以基礎為中心呈橢圓形分布，距基礎中心越遠，沉降越小。

3）外荷載僅對一定深度內土體豎向應力產生影響，超過此深度的土體豎向應力等值線基本水平；存梁臺座基礎兩端土體應力等值線較密，產生應力集中現象。

4）存梁臺座基礎中部橫截面彎矩最大；縱截面彎矩呈“貓耳狀”分布。相比縱截面彎矩，基礎橫截面彎矩占主導，這與基礎上部 T梁荷載分布及基礎變形有關。

5）存梁臺座橫向基底中線處接觸土壓力兩頭大、中間??；縱向基底中線處接觸土壓力呈“W”狀分布，中部土壓力值較大。

需要說明的是，應加強現場臺座基礎沉降觀測，有條件時宜在基底埋設土壓力盒，以實測結果對比有限元結果，將不同的研究手段有機結合，做到結果相互驗證。