(安徽理工大學,安徽 淮南 232001)
獨柱式花瓶墩因其造型美觀在橋梁工程中得到了廣泛應用。由于其墩頂部位受力較為復雜,若設計方法不當或未按設計施工可能會導致在使用過程中墩頂出現受力裂縫,嚴重情況下則會影響到整個橋梁的使用。本文以西二環合淮路立交橋出現裂縫病害的花瓶墩為研究對象,借助軟件Midas civil及Midas FEA分析了墩頂的裂縫成因。
西二環合淮路立交橋位于合肥市西二環與北二環交接路段,為兩座分離式立交橋。上部結構采用現澆整體式箱梁,橋墩主要結構形式為花瓶墩。其中南北主線橋為13跨預應力混凝土連續箱梁橋和6跨普通鋼筋混凝土連續箱梁橋,跨徑布置為2×(25+30+25)+2×(3×20)+3×30+4×30=490m,橋面寬度為11m;東南主線橋為26跨預應力混凝土連續箱梁橋,跨徑布置為5×30+4×30+(30+35+30+30)+5×30+(30+35+30+30)+4×30=790m,橋面寬度為13m。設計荷載:汽車-城A級;設計安全等級:一級;墩身采用C40混凝土,頂部水平受力鋼筋豎向間距為10cm且頂部設置3層鋼筋網。連續墩的一般構造如圖1所示。

圖1 連續墩一般構造圖(單位:cm)
該橋于2016年建成通車,根據近年檢測報告,大部分橋墩墩頂均存在豎向裂縫,部分裂縫延伸至頂面;東南主線橋及南北主線橋墩頂豎向裂縫最大寬度分別為0.54mm和0.80mm,超過《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范 》(JTG 3362-2018) 規 定 限 值0.20mm。墩頂典型裂縫形式如圖2所示。

圖2 墩墩頂典型裂縫形式示意圖
根據竣工圖,通過軟件Midas civil建立主跨為4×30m的等截面預應力混凝土箱梁有限元桿系模型。計算荷載包括結構自重、二期鋪裝、預應力、收縮徐變、汽車荷載、溫度梯度、整體升、降溫和支座沉降等。得出承載能力極限狀態基本組合下墩頂最大豎向力設計值為8926kN,正常使用極限狀態頻遇組合下墩頂最大豎向力設計值為4344kN。
根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG 3362-2018)第8.4.7條:對于布置雙支座的獨柱墩的墩帽(頂部),可采用拉壓桿模型按下列規定計算頂部橫向受拉部位的抗拉承載力:
γT≤fA
T=0.45F(2s-b'/h)
式中:
γ為結構重要性系數;
T為墩頂的橫向拉桿內力設計值;
F為墩頂豎向力設計值,按照基本組合取用;
s為雙支座的中心距;
h為墩頂橫向變寬段區域的高度,當h>b時取h=b,b為墩帽頂部橫向寬度;
b'為距離墩頂高度為h的位置處,墩帽或墩身的頂橫向寬度;
f為普通鋼筋抗拉強度設計值;
A為拉桿中的普通鋼筋面積,按蓋梁頂部2h/9高度范圍內的鋼筋計算。

圖3 拉壓桿模型計算圖示
竣工圖可知:F=8926kN,s=3.7m,h=4.3m,b'=2.8,f=330MPa,A=37606mm,γ=1.1,T=0.45 ×8926×(2×3.7-2.8/4.3)=4297kN。
計 算 得 出,γT=4727kN<fA=12410kN,說明墩頂橫向抗拉承載力驗算滿足規范要求。
通過軟件Midas FEA建立橋墩實體單元有限元模型。混凝土彈性模量為3.25×10MPa,密度為 2.5×10kN/m,泊松比為0.2。由上部結構計算得到的正常使用極限狀態下恒載和活載支座反力組合設計值為4344kN。有限元計算模型如圖4所示,墩身應力計算結果云圖如圖5、圖6所示。
根據計算云圖可知:

圖4 花瓶墩計算模型

圖5 墩身主拉應力超限部位

圖6 墩身橫向拉應力超限部位
①拉應力超限部位集中分布在墩頂中間到支座墊石內邊緣范圍內,拉應力方向基本垂直于實測裂縫方向(圖2);
②墩身主拉應力集中分布在2.1MPa左右,最大為4.43MPa,橫向拉應力主要分布在2.08MPa左右,最大為4.4MPa;
③最大主拉應力和最大橫向拉應力均超過了C40混凝土抗拉強度設計值1.65MPa。
根據模型的受力分析結果,墩頂中心處設置凹槽,存在截面突變情況,應力集中較為明顯;墩頂橫向最大拉應力達到4.4MPa,超過混凝土抗拉極限強度,導致墩頂中心處出現裂縫。對于支座墊石下的豎向裂縫,應力分析并沒有超限,可能與局部受壓有關。
①花瓶墩墩頂中心處的豎向裂縫,與花瓶墩兩側支座反力有關;在兩側支座集中力作用下,墩頂中心范圍內為受拉區,當彎拉應力超過混凝土抗拉強度時出現豎向裂縫;且墩頂中心處開凹槽應力集中明顯,設計時應避免。
②花瓶墩墊石底部出現裂縫,可能是由于墩頂處混凝土不密實,支座鋼板變形等導致局部壓應力超限所致。