預應力混凝土曲線匝道橋支座脫空分析

曲線橋可以克服地形和地形的限制，讓設計師更自由地發揮想象，通過平滑流暢的線條給人以美麗的歡樂。因此，自20世紀70年代以來，曲線橋在國外已被廣泛應用于城市橋梁和公路橋梁的建設。20世紀80年代以來,隨著大量高等級公路的修建和城市交通的快速發展,我國開始在公路和城市立交工程中修建曲線梁橋。尤其是近十幾年來,曲線梁橋在我國得到迅速發展。盡管我國在曲線梁橋的理論和應用方面已取得了較大的成果,但由于曲線梁橋這一結構形式的受力狀況較為復雜,國內相當數量的曲線橋在設計和施工中還存在較多問題,如對扭轉、平面內變形等問題的分析尚欠全面,支承等設計細節還存在不少問題,特別是部分曲線梁橋在通車后不久就出現梁體沿徑向外移的現象,嚴重者甚至傾覆。對于此類問題,應盡早發現并及時采取補救措施,以避免安全事故的發生。本文以一座高速公路立交匝道橋實際工程為背景,采用有限元軟件對小半徑預應力混凝土連續箱梁橋的支座受力狀態進行分析,在此基礎上提出“支座脫空”這一曲線梁橋典型病害的治理措施,為治理曲線梁橋的類似病害提供參考。1總體荷載設計某高速公路互通立交匝道橋,橋梁全寬8.5m,兩側各設置0.5m防撞墻。孔徑布置為21孔等跨30m,分聯為(5×30m)+4×(4×30m),設計角度90o,橋梁全長630.00m。上部結構為現澆預應力混凝土連續箱梁,下部結構采用樁柱式橋墩、樁柱式橋臺。該橋處于兩個R=400m的右偏圓曲線和一個R=150m的左偏圓曲線段,以及曲線間對應的緩和曲線內,其中第一聯位于R=400m的圓曲線內,第二～四聯位于R=150m的圓曲線內,第五聯位于R=150m的圓曲線和R=400m的圓曲線段。橋面鋪裝為6cm水泥混凝土加10cm瀝青混凝土,荷載等級為公路一級。上部箱梁結構采用單箱單室截面,梁高1.80m,頂板寬8.50m,底板寬4.30m,兩側翼緣懸臂長度2.10m。跨中部分箱梁頂板厚22cm,底板厚22cm,腹板厚50cm;支點附近頂、底板均加厚至32cm,中跨支點腹板加厚至70cm,邊跨支點腹板加厚至80cm;支點處設置橫隔梁,邊支點處橫隔梁厚80cm,中支點處橫隔梁厚140cm。箱梁左右腹板等高,橋面最大橫坡4%,由箱梁整體旋轉相應角度形成。箱梁的橫斷面圖如圖1所示。2脫空工程方面2008年8月,驗收過程中發現該匝道橋部分支座出現脫空現象。出現支座脫空的為第二～第四聯,均位于半徑為150m的左偏圓曲線內。脫空的支座位于梁端曲線內側,脫空高度為0.5～1.2cm;21號橋臺內側支座脫空,脫空高度0.5～1.5cm。發現病害時該橋尚未通車運營。分析認為,該橋出現支座脫空現象主要包括如下兩方面的原因:(1)設計方面的原因。原設計對于支座偏心設置的計算存在偏差是主要原因,同時對環境因素考慮不足。橋梁建設場地氣溫偏高,對于場地的地質情況模擬不好把握,工程設計階段的假定條件與實際條件偏差較大。(2)施工方面的原因。根據現場施工過程記錄,張拉預應力鋼束時采用先中間后對稱的施工順序,這會對內側支座受力產生不利影響,根據相關文獻,由外側至內側張拉預應力鋼束能夠小幅改善內側支座受力;另外,施工結束后未及時拆除盆式支座臨時固定螺栓也有一定的影響,因為若考慮中墩支座限制徑向位移,在“成橋”工況下將增大內側支座拉力。3計算與分析的權限3.1結構模型的建立對該匝道橋進行有限元計算主要是為了求得聯端支座的反力,為支座脫空的治理提供依據。建立合理的結構模型是有限元計算的首要任務,模型能否正確反映結構的真實情況,直接關系到計算結果的正確性。這里以支座脫空現象較為明顯的第四聯為研究對象,采用橋梁專用有限元程序Midascivil建立有限元模型。3.1.1曲線梁的最大變形范圍該橋全寬8.5m,跨徑30m,箱底板寬度4.3m,相對于曲線半徑R=150m,此橋基本滿足“曲線梁單純扭轉理論分析的假定”,翹曲變形在可以忽略的范圍內。計算的主要目的是求得聯端支座的反力,對梁截面應力的精度要求不高,故采用(變截面)梁單元。3.1.2單元偏心控制順橋向每1.0m設置一個梁單元,箱梁內部頂、底板厚度的變化過渡段通過采用漸變的單元兩端箱梁截面模擬實現;單元偏心采用中上,在對應支座位置設置節點,支座節點與單元節點采用剛臂連接。第四聯(4×30m)共劃分128個梁單元,136個節點,計算模型如圖2所示。3.1.3支柱釋放約束根據設計文件,該橋支座全部采用盆式橡膠支座。依據支座設置情況(圖3),模型中共使用4種支承類型:固定支座模擬為徑向、切向和豎直方向均施加固定約束;單向支座在切向釋放約束,徑向和豎直方向均施加固定約束;多向支座在切向和徑向釋放約束,豎直方向均施加固定約束;其中單柱墩墩頂支座相對于箱梁底面中心設置了偏向曲線外側的18cm預偏心。3.1.4預應力鋼束張拉自重由程序自動計算;二期恒載采用梁單元均布荷載的方式施加于梁上;因本文主要考察成橋后的受力狀態,故所有預應力鋼束張拉僅作為一個施工階段,在程序中通過一次張拉全部預應力鋼束來施加預應力;汽車荷載按公路一級車道荷載計算;假設成橋后基礎沉降0.5cm,箱梁頂面考慮頂板升溫5℃。3.2聯端支護反力聯端的支座反力正值代表壓力,負值代表拉力。需要說明的是由于在模型中支座模擬時施加了豎直方向的約束,所以支座會提供拉力。而實際支座在豎直方向并不存在約束,所以支座出現拉力也說明了箱梁離開支座(支座脫空)。施工階段及通車前、后計算得到的聯端支座反力見表1、表2。通過表1的計算結果可以看出,第四聯聯端支座在“一期恒載”的工況下內側支座壓力大于外側支座的壓力,說明原橋支座采取的預偏心措施具有一定效果;聯端內側支座在“張拉預應力和“升溫5℃”的工況下出現拉力,也與該聯目前內側支座脫空的實際情況相吻合。通過表2的計算結果可以看出,在該橋當前狀況下若脫空支座不經任何治理而通車運營,內側支座最大拉力將達到434.6kN,是未通車前的14.6倍。這說明通車后支座脫空將更加明顯,因此在通車前對該橋采取加固處理,消除支座脫空現象是十分必要的。4橋臺、邊墩段經相關設計、檢測部門審查論證,提出了兩種治理方案。方案一:增大橋臺、邊墩處雙支座間距。方案二:在橋臺、邊墩內側張拉預應力拉桿。現分別對上述兩方案進行有限元受力分析比選,以確定最終的加固處理方案。4.1改善基礎不均勻沉降的方案增大橋臺、邊墩處雙支座間距的方案,具體方式如下:首先將存在支座脫空現象的每聯箱梁邊支點、邊墩外側局部植筋擴大尺寸,箱梁的橫梁在外側植筋加長,在邊支點外側用千斤頂將箱梁頂起,外側增加盆式橡膠支座(距原外側支座1m)。這樣,兩個支座的間距由原來的3.1m增大到4.1m,從而改善了橋臺與邊墩處兩個支座的受力情況,使內側支座與梁底接觸,并達到合理的支撐反力。按上述方案對圖2所示的有限元模型進行修正,在保持其他條件不變的情況下,更改支座至相應位置后進行計算,支座位置變化前后的局部模型圖如圖4所示。計算荷載如下:按箱梁頂、底板升降溫5℃(三角形)考慮;基礎不均勻沉降按0.5cm計算;其他如恒載、預應力效應、活載等計算按原設計文件的規定和規范執行。最終聯端支座反力的計算結果見表3。4.2預應力鋼拉拔施工預應力鋼拉桿采用40CrNiMoA特殊鋼材,有效直徑85mm,抗拉強度σb=980MPa,屈服點σs=835MPa;預應力鋼拉桿配套錨具采用40Cr鋼材,抗拉強度σb=980MPa,屈服點=785MPa;單根鋼拉桿能提供的最大拉力為4450kN。鋼拉桿為單端張拉,上端錨固在橫梁頂,下端錨固在橋墩頂系梁下緣的鋼橫梁上。拉桿兩端采用球面鉸,容許轉角2°,即不限制平面位移。預應力鋼拉桿的細部構造如圖5所示。在現有橋梁中線內側80cm處設置預應力鋼拉桿,張拉預應力700kN。張拉預應力鋼拉桿方案的計算模型如圖6所示,鋼拉桿采用桁架單元來模擬,張拉預應力在程序中以初拉力荷載的形式輸入。在與方案一相同的荷載工況下,支座反力計算結果見表4。可見,在最不利組合下,內側支座的最小壓力均在120kN以上。內側支座上的最小壓力120kN是作為安全壓力儲備,支座不會再脫空。鋼拉桿設置示意圖如圖7所示。另外,采用預應力鋼拉桿加固后,鋼拉桿如同抗拉支座,限制了內側支座的豎直向上位移,支座脫空的現象只有在鋼拉桿受拉破壞的前提下才可能發生。目前設計采用的拉桿預加拉力僅為700kN,即使考慮由于通車后活載引起的拉力增量,也有相當大的富余,避免了高應力狀態下的鋼拉桿易疲勞的問題。由此可見該方案設計具有較大的安全儲備。4.3加固后橋梁下部結構在分別對上述兩病害治理方案進行有限元計算分析的基礎上,結合各方案施工工藝的復雜程度、對中斷交通的影響等因素來確定最終方案。方案一將外側支座向外移1m,需對原橋上下部結構進行處理。雖然改造后橋梁下部結構的受力有所改善,但考慮到原橋橋墩的系梁構造可使下部結構形成框架,上下部結構及基礎均已能滿足功能要求,對上下部結構的施工相對復雜,工期較長,不能滿足工程竣工通車的緊迫性;加固后支座壓力儲備相比方案二要小,在不利荷載的作用下易產生徑向滑移。方案二的處理過程相對簡單,上部結構基本不需要處理,僅需簡單處理下部結構;施工工藝相對簡單,效果可靠,工期較短;鋼拉桿具有較大的安全度,同時因內側支座脫空值也隨溫度時刻變化,在加固施工時,可根據現場預應力張拉與內側支座處豎向位移的關系來調整預應力鋼拉桿的張拉力,以達到最佳效果。通過以上綜合考慮,采用加固方案二。4.4保證項目作業完成張拉預應力鋼拉桿進行支座脫空處理的施工過程順利,保證了工期要求。通車運營至今,經檢查未發現有支座脫空現象,且鋼拉桿使用狀況良好,說明了該方案的有效性與可靠性。5張拉預應力鋼拉多段治理方案本文對某高速公路立交匝道橋通車前部分支座脫空的現象進行了有限元計算分析,并根據有限元計算結果對通車運營后支座進一步發生脫空的可能性做出判斷,在此基礎上提出