矮墩連續剛構橋結構設計實踐

楊子泉

（天津市政工程設計研究總院有限公司，天津 300392）

1 項目概況

沙仔二橋位于廣州市南沙區小虎島基礎產業園內，連接小虎島與沙仔島，緊鄰小虎島產業基地，路線全長約0.99km，設大橋1座，上跨沙仔瀝水道。

本工程橋梁段總長584.4m，橋梁寬度9.0～11.5m，分左右幅設置。其中，跨沙仔瀝水道主橋長220m，單幅橋寬11.5m，主梁采用（60m+100m+60m）PC混凝土連續剛構箱梁，下部結構采用單肢薄壁墩形式。河底地質自上而下依次為：素填土、淤泥質土、中粗沙、粉質黏土、強風化泥巖、中風化泥巖、微風化泥巖。

由于受通航凈空、兩側道路標高的影響，橋梁主墩高度受到限制，這種情況下的墩高往往較小（通常對于墩高/主跨跨徑小于1/10即可認為是矮墩連續剛構），在設計上應特別注意，采取必要的措施以減小橋墩剛度較大造成的影響。

2 主橋結構設計

2.1 橋型布置

沙仔瀝水道為Ⅴ級航道，單向通航孔凈寬40m，雙向80m，通航凈空不小于8m，側高不小于5.5m，設計最高通航水位為7.1m。以此為控制條件，結合起止點接線高程、兩岸地形、地質條件、行洪條件以及經濟性指標，最終擬定主橋采用60m+100m+60m預應力混凝土連續剛構方案，并得到行業主管部門認可。

2.2 上部結構設計

2.2.1 上部結構總體布置

主橋剛構跨徑組合為（60+100+60）m，按施工方法全橋分為掛籃施工段，邊跨支架現澆段以及合龍段，共劃分16個節段。其中，0#~1#段長11m，為橋墩搭支架澆筑，2～13#段單側長43.5m，使用掛籃施工，14#段長2m，為合龍段，15#、16#段單側長8.8m，為邊跨支架現澆施工。

主橋分左右幅布置，為單箱單室結構，單幅橋面寬度11.5m，底板寬度5.5m，懸臂長度3.3m，橋面為2%的橫坡。跨中梁高2.8m，根部梁高5.8m，底板厚度0.28~1.1m，頂板厚度0.28～0.8m，腹板厚度0.5～1.1m，底板厚度及梁高按照二次拋物線變化。

2.2.2 預應力布置

本橋主梁采用三向預應力體系，除縱向預應力以外，頂板采用了橫向預應力，腹板采用了豎向預應力體系。

頂板預應力規格共兩種，分別是15股和12股φs15.2mm預應力鋼束，底板預應力規格為18股φs15.2mm預應力鋼束，腹板預應力規格為12股φs15.2mm預應力鋼束。懸澆段頂板束107根，腹板束36根，中跨底板配束18根，邊跨底板配束17根。

箱梁頂板橫向預應力規格為3φs15.2mm預應力鋼束，縱向間距0.5m，鋼束距離頂板0.11m，采用單端交錯張拉方式，張拉力和伸長量雙重給控制，張拉控制力為0.73fpk。

豎向預應力規格與橫向預應力相同，縱向間距0.5m，分別布置在腹板的內外側，鋼束距離腹板邊緣混凝土0.15m，張拉方式與橫向預應力相同。

2.3 下部結構設計

主墩斷面為帶圓倒角薄壁空心墩，墩高10.5m，薄壁墩斷面尺寸為5.5m×2.5m，薄壁厚度為0.8m（橫橋向）和0.6m（順橋向），在墩底5.1m范圍內填充C20混凝土，目的是增加橋墩剛度，降低船舶撞擊產生的破壞。橋墩下承臺為整體式承臺，尺寸為24.5m×8.6m×3.5m，承臺外形采用矩形加圓端，以減小水的阻力，承臺下采用8根直徑2.2m鉆孔灌注樁，樁基按嵌巖樁設計。

主橋過渡墩為帶蓋梁的薄壁墩，蓋梁寬2.6m，高1.5m，設置0.4m偏心以平衡主橋和引橋支反力引起的不平衡彎矩。橋墩斷面為帶圓倒角薄壁空心墩，墩高約11.0m，薄壁墩斷面尺寸為5.5m×2.0m，薄壁厚度為0.5m（橫橋向）和0.5m（順橋向）。橋墩下承臺為分離式承臺，尺寸為9.0m×6.6m×2.5m，承臺外形采用矩形加圓端，以減小水的阻力，承臺下采用4根直徑1.6m鉆孔灌注樁，樁基按嵌巖樁設計。

3 結構計算分析

3.1 計算模型

主橋箱梁按全預應力構件設計。按照梁單元對結構進行模擬，使用Midas軟件計算后再使用橋梁博士對計算結果進行校核，以保證結構模擬的準確性。分別進行施工階段和成橋階段計算分析，永久作用包括：結構自重、預應力、混凝土徐變及收縮、基礎不均勻沉降；可變作用包括：汽車荷載、溫度荷載、人群荷載、汽車制動力、船舶撞擊力和風荷載等。

根據施工階段劃分，全橋共建梁單元215個，按照實際施工順序，共模擬21個施工階段，分別計算各階段的內力、應力、位移，將計算結構控制在規范容許的范圍內。本橋上部結構為常規的剛構橋梁計算。

3.2 中墩下部結構基礎模擬

由于矮墩連續剛構墩高較矮，相應橋墩剛度較大，對由溫度、預應力的次內力、混凝土收縮徐變等引起的位移較為敏感，若按照承臺底固結來模擬橋墩，將使墩底產生較大的內力，而且不符合結構實際受力情況。結合主墩位置地質情況，使用“m”法模擬土體對樁基的作用，不僅使計算結果更貼近真實受力情況，而且能夠減小墩底彎矩，使結構設計不至于過于保守。

3.3 矮墩連續剛構的設計措施

連續剛構應盡量避免矮墩情況的出現，主要原因如以下兩方面所述：①矮墩剛度大，溫度、收縮徐變等荷載將在橋墩處產生較大的拉應力；②為了抵抗較大應力的產生勢必會加大橋墩配筋，這樣使橋墩剛度更大，從而陷入惡性循環狀態，這種增加橋墩配筋的措施有時并不能滿足結構設計要求。因此，矮墩連續剛構應該從改善橋墩受力方向入手，本工程設計實踐中考慮以下措施來優化結構受力狀態。

3.3.1 合龍溫度的確定

由于連續剛構合龍后的收縮徐變與均勻降溫作用效應一致，為減小后期收縮徐變作用導致墩頂向跨中的水平位移，引起附加內力和結構變形，因此最佳合龍溫度應根據橋位處年氣溫變化情況綜合確定。最佳合龍溫度宜盡量接近當地歷年最低溫度，以減小降溫效應對橋墩內力的負面影響。

結合橋位區域溫度特征，歷年平均氣溫為22.1℃，主橋合龍溫度取20～22℃，根據《公路橋涵設計通用規范（JTGD 60—2015）》[1]規定溫熱地區的最低和最高有效溫度標準值分別為-3℃和34℃，兩者取大值，故有：結構整體降溫為-3-22=-25℃；結構整體升溫為34-20=14℃。

根據設計確定的合龍溫度，該橋屬于高溫合龍，成橋后因降溫作用導致的主梁收縮、墩頂位移會產生溫度附加內力，這種情況往往會通過中跨合龍施加頂推力來抵消溫度引起的附加內力。

3.3.2 頂推力的確定

預應力混凝土連續剛構橋是橋墩固結的多次超靜定結構，較小的墩高將會使由主梁的收縮徐變以及降溫作用在橋墩中產生的內力變得更為不利，橋墩會產生整體向主跨變形的趨勢。為了抵消這種變形，可在中跨合龍前人為增加一對頂推力，產生向邊跨的位移，從而減小上述荷載產生的不利影響。取合適的頂推力能夠減小由于自重、混凝土收縮徐變、溫度荷載產生的不利影響，使成橋后的橋梁處于一個較合理的受力狀態。頂推力可按以下方法進行計算。

首先計算無頂推力工況下成橋彎矩值以及各單位荷載對墩頂截面產生的彎矩值，計算結果如表1所示。

表1 墩頂截面彎矩及彎矩變化量

理想的狀態是讓頂推力完全抵消混凝土收縮徐變及合龍溫差的影響，實際上難以實現，因為連續剛構為超靜定結構，上述因素對橋墩的影響有水平位移、轉角位移，頂推力的方向為水平方向，僅能抵消水平位移的影響，頂推力的取值要做到既不能過大，使反向彎矩超出結構受力合理范圍，又不能過小，過小的話起不到抵消不利荷載產生的影響。通過試算頂推力，在消除收縮徐變及合龍溫差的同時，兼顧橋墩內外側彎矩基本相同的原則確定頂推力為1800kN。

對比頂推前后橋墩內力、位移結果可知，施加頂推力在成橋階段對改善橋墩受力效果明顯，相比未施加頂推力情況下，施加頂推力后墩頂軸力減小1.5%，剪力減小42%，彎矩減小29%，墩底軸力減小1.5%，剪力減小46%，彎矩減小51%，由此可見施加合龍時的頂推力對改善橋墩受力效果顯著。

3.3.3 最大懸臂狀態在邊跨懸臂端永久配重

由前文所述可知，不利荷載在橋墩墩頂除了產生水平位移外，也產生了轉動位移，在懸臂位置增加配重正是減小這種不利轉角位移的一種有效方式，在懸臂處配重施工邊跨合龍段，待中跨合龍段施工完成后卸載部分配重，這一過程與降溫作用正好相反，同樣能夠改善橋墩受力情況。

3.3.4 人為設置過渡墩支座沉降

設置支座沉降改善橋墩內力的原理與懸臂配重類似，通過支座調整過程中適當降低支座的標高，從而使橋墩產生向邊跨的位移和轉角，來降低不利荷載產生的影響。

根據理論計算以及實際的剛構橋梁實踐中，總結了以上幾條改善矮墩連續剛構橋墩受力的技術措施。設計及施工過程中應根據結構實際受力狀況，選用一種或多種技術措施相結合的方案，以達到改善結構內力、優化結構設計的目的。

4 結語

本文以該實際工程為研究對象，使用有限元軟件對矮墩連續剛構施工過程和成橋狀態進行了模擬，有針對性地提出了一些改善矮墩連續剛構橋墩受力的技術措施，并給出了一些技術措施的具體計算方法，希望可作為同類橋梁問題的參考。