大跨徑連續剛構-連續梁橋梁體縱向縮短及梁端橫向偏位研究

呂長榮，鐘毅

(山東高速工程檢測有限公司，山東濟南 250002)

剛構-連續組合梁橋是連續梁橋和連續剛構橋的結合體,通常是在一聯連續梁的中部數孔采用墩頂固結的剛構,邊部數孔設置支座的連續梁結構。剛構-連續組合梁橋結構受力性能優越，但其通車后會存在跨中下撓、結構裂縫等問題。國內外專家對連續剛構-連續梁橋常見的跨中下撓等問題展開了較多研究[1-4]，但關于梁體縱橫向偏位鮮有涉獵。在整體溫度效應、汽車荷載等因素作用下，彎橋易出現梁體與支座的偏位問題，而直線橋梁較少出現此類問題[5-10]。

某大跨徑連續剛構-連續梁橋，橋跨布置為(65+160+210+160+65)m，上部結構采用連續剛構-連續梁體系，為單箱單室直線箱梁橋，中間兩墩與主梁固結，其余墩設雙向活動支座。現場檢測發現：該橋左右幅梁體兩端均有不同程度的縮短，邊墩支座縱向最大滑動范圍為163～231 mm；其中橋梁右幅高樁號次邊墩處外側盆式橡膠支座螺栓因梁體縮短過大被剪斷，邊墩兩個支座橫向偏位分別為30 mm和35 mm。橋梁結構存在安全隱患，有必要對其產生原因進行研究分析，為后期的加固維修提供有針對性的依據。

本文應用橋梁計算軟件Midas Civil對該大橋進行仿真模擬分析，模擬橋梁施工懸臂澆筑過程以及后續體系轉化后運營過程對橋梁縱向長度的影響，并考慮預應力張拉、長期混凝土收縮徐變及成橋后運營期的溫度效應等多因素影響，研究橋梁縱向縮短以及支座橫向偏位的原因。

1 橋梁概況

大橋主梁橫斷面主要截面尺寸見圖1(圖中長度單位cm)，大橋立面圖見圖2(圖中長度單位m)。主梁采用C55混凝土，彈性模量為35.5 GPa，泊松比為0.2，混凝土密度為2.55×103kg/m3。大橋支座采用GPZ系列，邊墩處支座為SX-4000kN，次邊墩處支座為SX-30000kN。

由于支座下部鋼盆與橋墩固定不動，可通過橋梁支座上座板縱橫向滑移量反映梁體的縮短及偏位情況。經現場檢測，盆式橡膠支座頂板相對鋼盆的位移如圖3所示(圖中長度單位mm)。

圖1 大橋主要橫斷面截面尺寸

圖2 大橋立面圖

圖3 支座偏位示意圖

2 模型計算

2.1 建模

按照桿系有限元原理，對大橋結構進行單位劃分。主梁采用二次拋物線變截面梁單元模擬，橋墩采用等截面梁單元模擬。主梁劃分為184個單元、185個節點，橋墩劃分為20個單元、24個節點。其中，主梁與固結墩之間按照剛性連接考慮。Midas Civil計算模型圖如圖4所示。

圖4 Midas Civil計算模型圖

2.2 影響因素

橋梁梁體的位移影響因素主要有溫度影響(整體升降溫、橫向溫差)、混凝土收縮、徐變等。

1)整體升降溫

整體升降溫作用下，橋梁會產生結構變形。整體升降溫的起始溫度是橋跨結構合龍時結構溫度，為15 ℃，極端最高溫度為42.5 ℃，極端最低溫度為-19.7 ℃，混凝土線膨脹系數取10-5/℃。

2)收縮、徐變

采用橋梁計算軟件Midas Civil對大橋施工過程和后期運營過程進行仿真模擬分析，根據竣工資料中每個施工節段的齡期以及后期的運營時間考慮收縮、徐變作用，計算各施工階段和正常運營期間的結構應力、變形。參照文獻[11-13]中的規定，按照橋梁實際運營18 a計算混凝土收縮、徐變。

3)橫向溫差

利用Midas Civil計算橫向溫差作用下梁體的橫向變形時，采用以下假定[14-17]：沿梁體長度方向溫度分布是均勻的；混凝土是勻質彈性材料，服從虎克定律；梁的變形服從平截面假定。

如圖5所示，t(x)為沿梁橫截面寬度方向的溫度梯度分布，h(x)為梁橫截面高度，b為梁橫截面寬度，xc為橫截面重心軸半徑，ε0為梁截面在基軸x=0處的應變,Ψ是截面變形曲率。圖5c)中1為基軸，2為重心軸；圖5d)中陰影部分為梁截面自由變形與最終變形之差，即由纖維之間的約束產生的自應力應變。[18-20]

圖5 溫度梯度計算模式示意圖

沿梁寬度方向的自由變形εt(x)(縱向纖維之間不受約束時)與溫度梯度一致[18]，即

εt(x)=αt(x)

，

(1)

式中：α為材料線膨脹系數。

由于縱向纖維之間的相互約束，梁截面應變符合平截面假定，如圖5b)所示梁橫截面最終變形εf(x)應為直線分布，即

εf(x)=ε0+Ψ(x)

。

(2)

圖5d)所示陰影部分為梁截面自由變形與最終變形之差εe(x)，由纖維之間的約束產生，即

εe(x)=εt(x)-εf(x)

,

(3)

將式(1)(2)代入式(3)中得：

εe(x)=αt(x)-(ε0+Ψ(x))

。

(4)

圖5d)所示陰影部分的應力

σs(x)=Eεe(x)=E[αt(x)-(ε0+Ψ(x))]

。

(5)

由于單位梁上無外荷載作用，因此溫度自應力在橫截面上是自平衡狀態的應力，故截面上應力總和為0、對截面重心軸的力矩為0，即：

(6)

(7)

將式(4)代入式(6)(7)中可得：

(8)

(9)

將式(8)(9)代入式(2)，即得梁截面最終變形εf(x)。

文獻[12]規定，對于寬幅無懸臂箱梁宜考慮橫向溫度作用。本橋雖有翼緣部分，但箱梁底板寬度較大，在日照作用下箱梁兩側腹板可能會形成溫差，產生橫向非對稱形變。根據文獻[12]，混凝土箱梁左側腹板取T1=4.0 ℃，右側腹板取T2=-2.75 ℃，其余部分按線性內插方法考慮，計算大橋在橫向溫差下變形規律。

3 計算結果分析

3.1 縱向位移

各因素作用下梁體在邊墩支座處縱向(指梁體長度方向)計算位移如表1所示；梁體分別在混凝土收縮、徐變和溫度效應組合作用下，次邊墩及邊墩支座處的計算位移如表2所示。

表1 各因素作用下梁體在邊墩支座處縱向位移 mm

表2 各影響因素作用下梁體在支座處縱向計算位移 mm

由表1可知：混凝土中張拉預應力和恒載產生的變形量基本接近，且方向相反，二者組合作用下梁體產生的縱向位移很小，2種因素的組合作用可以忽略不計。前期未關注橋梁長度變化，也缺少梁體的初始長度，目前不能準確得出梁體縱向位移，只能通過梁端伸縮縫間隙變化或邊墩支座上座板滑移大致反映梁體伸縮變化(支座下部鋼盆與橋墩固定不動)。在整體升降溫作用下，梁體在支座處的理論計算位移，即支座上座板位移分別為-111.5 mm和88.2 mm，這與實際檢測中南側梁端冬季伸縮縫間隙比夏季增大188 mm基本吻合。混凝土收縮、徐變為混凝土在荷載長期作用下產生的變形，為該梁體產生縱向位移的原因。

由表2可知，在混凝土長期收縮、徐變作用下，梁體在邊墩支座處的縱向位移為-108.1 mm，再加上整體降溫組合作用，梁體在邊墩支座處的縱向位移為-219.6 mm，在現場實際檢測中邊墩支座最大位移為231 mm，二者非常相接近；在混凝土長期收縮、徐變和整體升溫組合作用下，梁體在邊墩支座處的縱向縮短位移為19.9 mm，由此進一步表明，混凝土收縮、徐變是梁體縱向位移的主要原因。

3.2 橫向位移

考慮橫向溫差作用時，梁體在邊墩支座處產生的橫向(梁體寬度方向)計算位移為16.5 mm。實際檢測中，梁端在支座處的橫向位移為30～35 mm。隨著季節性橫向溫差的反復，實際中還存在橋臺擠壓作用，梁體在端部實際橫向位移會比理論計算位移大。

3.3 結果分析

考慮長期混凝土收縮、徐變因素時，無論是整體升降溫作用還是其他因素組合作用下，梁體只會產生縮短現象，進一步表明混凝土收縮、徐變是梁體縱向縮短的主要原因。另外，梁體縱向縮短使得邊墩及次邊墩的支座上座板向跨中偏移量過大，支座的雙向活動受影響，對目前的支座位置需要修正，在不改變支座型號的情況下，在縱向將支座適當向跨中方向布置。

在溫度因素作用下，直線橋梁梁體也會在支座處發生偏位。為保證該橋的結構安全，無論是否更換橋梁支座，都應在橋梁支座處安裝合適剛度的限位及復位裝置，防止出現橫向偏位。

4 結論

1)綜合考慮整體升降溫、混凝土收縮、徐變作用效應下，連續剛構-連續梁體在支座縱向計算位移與現場實測位移吻合較好，表明混凝土收縮、徐變是引起梁體縱向縮短的主要原因。

2)考慮橫向溫差作用時，梁端理論計算橫向位移與現場實測支座橫向位移基本相同，表明橫向溫差效應是梁端發生橫向位移的主要原因。

3)反復的橫向溫差可使梁端橫向位移過大，導致梁端支座卡死，對橋梁結構受力極為不利。建議對支座安裝合適剛度的限位及復位裝置，使支座保持正常工作狀態。

4)橋梁支座不僅要符合受力要求，還應兼顧支座容許滑動位移要求，保證結構受力安全。針對梁體縱向縮短現象，建議調整支座位置，使其在允許范圍內滑動。

5)針對目前該橋梁體出現的縱向縮短、梁端水平橫向偏位變形等問題，建議在箱梁、墩臺設置永久觀測點，測量橋梁長期變形，尋找變形規律，更準確地分析原因。

6)建議在橋梁關鍵部位安裝若干溫度傳感器和位移計，實時監測關鍵截面溫度場變化和位移情況，以實測溫度計算梁體變形位移情況，與現場實測位移相互校核，關注橋梁結構體有無異常變化，以保障橋梁后期安全、健康運營。