福廈高鐵泉州灣特大橋整體式剛構(gòu)橋穩(wěn)定性研究

鄧世海

(中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,武漢 430063)

引言

隨著我國(guó)高速鐵路的飛速發(fā)展，各種橋型的跨度不斷被刷新，新的橋梁結(jié)構(gòu)形式也不斷涌現(xiàn)并逐漸應(yīng)用于高速鐵路工程之中[1]。

為與相鄰公路橋?qū)撞贾们揖哂休^優(yōu)的結(jié)構(gòu)性能，新建福州至廈門(mén)高速鐵路泉州灣跨海特大橋引橋采用3×70 m無(wú)支座整體式剛構(gòu)的新形式[2-4]。該類(lèi)型橋梁的突出特點(diǎn)是全橋不設(shè)置支座，所有橋墩與主梁均為固結(jié)形式。由于上部結(jié)構(gòu)與橋墩連為一體，結(jié)構(gòu)受力及變形協(xié)調(diào)性好，橋梁不設(shè)支座，結(jié)構(gòu)耐久性好，橋墩外觀纖細(xì)，具有較好的美學(xué)效果，并可顯著降低建造成本。

對(duì)于一般連續(xù)剛構(gòu)橋，通常橋墩的截面尺寸小而高度大，施工周期長(zhǎng)、難度大，且施工誤差及安全影響因素多，因此剛構(gòu)橋的穩(wěn)定性問(wèn)題一直較為突出[5-7]。近年來(lái)，許多學(xué)者已針對(duì)剛構(gòu)橋的成橋階段或施工過(guò)程的穩(wěn)定性開(kāi)展了研究。路兆印[8]建立了某墩高119 m連續(xù)剛構(gòu)橋施工至最大懸臂段工況下的有限元模型，對(duì)其在結(jié)構(gòu)理想狀態(tài)和計(jì)入初始幾何缺陷時(shí)的穩(wěn)定性進(jìn)行了計(jì)算；楊鑫[9]對(duì)高墩大跨連續(xù)剛構(gòu)橋在不同工況下的高墩自體穩(wěn)定性、主梁懸澆以及成橋階段的穩(wěn)定性開(kāi)展分析；馬力雄[10]針對(duì)橋墩壁厚及連系梁設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋穩(wěn)定性的影響規(guī)律進(jìn)行了探討；金鵬等[11]分析了初始缺陷等因素對(duì)單肢薄壁高墩連續(xù)剛構(gòu)橋施工穩(wěn)定性的影響程度；白午龍等[12]研究了荷載組合、結(jié)構(gòu)參數(shù)等對(duì)山區(qū)高墩大跨連續(xù)剛構(gòu)橋施工階段穩(wěn)定性的影響規(guī)律；楊善奎等[13]建立了某大跨剛構(gòu)橋最大懸臂狀態(tài)的實(shí)體單元模型，并開(kāi)展非線(xiàn)性屈曲計(jì)算，對(duì)該橋施工階段穩(wěn)定性進(jìn)行分析；董偉等[14]探討了樁-土相互作用對(duì)于連續(xù)剛構(gòu)橋最大懸臂施工狀態(tài)穩(wěn)定性的影響。目前，對(duì)于無(wú)支座整體式剛構(gòu)橋這種新型特殊橋型，相關(guān)針對(duì)性的探索和分析工作還較為少見(jiàn)，尤其對(duì)于高速鐵路工程而言，其結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性問(wèn)題顯得尤為重要且亟需開(kāi)展深入研究。

1 工程概況

福廈高鐵泉州灣特大橋位于福建省泉州市，全長(zhǎng)20.3 km，跨海段長(zhǎng)8.3 km，設(shè)計(jì)時(shí)速350 km，雙線(xiàn)，線(xiàn)間距5.0 m，CRTSI型雙塊式無(wú)砟軌道，橋位處泉州灣水域?qū)捈s8.5 km，主槽處水深6～8 m，兩側(cè)灘涂區(qū)域?qū)掗熎骄彙蛭惶帤夂驅(qū)贃|南亞熱帶氣候，多年平均氣溫20.7 ℃。橋位處的基本風(fēng)速為34.0 m/s，設(shè)計(jì)風(fēng)速39.9 m/s。

橋位上游30 m處為既有泉州繞城高速公路泉州灣跨海大橋，公路橋深水區(qū)引橋采用 3×70 m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁。為與相鄰公路橋?qū)撞贾茫緲騼蓚?cè)深水區(qū)引橋在國(guó)內(nèi)鐵路橋梁首次采用了3×70 m無(wú)支座預(yù)應(yīng)力混凝土整體式剛構(gòu)橋，全橋不設(shè)支座，結(jié)構(gòu)尺寸與相鄰公路橋協(xié)調(diào)，景觀效果較好，邊墩及中墩均與主梁固結(jié)形成剛架結(jié)構(gòu)，一聯(lián)全長(zhǎng)210 m。圖1為整體式剛構(gòu)橋型布置。

圖1 3×70 m整體式剛構(gòu)橋型布置(單位：m)

整體式剛構(gòu)橋主梁采用變截面變高度單箱單室混凝土箱梁，箱梁頂寬12.6 m，底寬7 m，懸臂長(zhǎng)度2.8 m。中墩和邊墩處梁高均為6.6 m，跨中梁高4.1 m，梁高按圓曲線(xiàn)變化。

剛構(gòu)橋邊墩和中墩均與主梁固結(jié)，橋墩高度為20～50 m。邊墩采用雙肢薄壁墩，相鄰聯(lián)邊墩在上部分岔，分為兩肢薄壁墩，下部一定高度共有實(shí)體橋墩和基礎(chǔ)。中墩隨墩高不同采用實(shí)體墩或空心墩。圖2為整體式剛構(gòu)橋邊墩與中墩立面布置。

圖2 橋墩立面布置(單位：cm)

橋址區(qū)地質(zhì)按成因和時(shí)代分類(lèi)主要有：第四系人工填土素填土；第四系沖海積淤泥、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土等；第四系沖、洪積淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土、砂等；第四系殘坡積粉質(zhì)黏土；下伏基巖主要為燕山早期侵入花崗閃長(zhǎng)巖、二長(zhǎng)花崗巖、輝綠巖及混合巖等。

邊墩和中墩均采用鉆孔灌注樁，樁徑1.5～2.2 m，行列式布置。

2 施工方案比選

整體式剛構(gòu)橋由于由多個(gè)獨(dú)立的T構(gòu)組成，合龍順序較為靈活，可以選取不同的施工方案。但是，整體式剛構(gòu)橋?qū)儆诔o定結(jié)構(gòu)，下一階段的施工會(huì)對(duì)既有結(jié)構(gòu)產(chǎn)生內(nèi)力重分配，不同的施工方案對(duì)最終的成橋線(xiàn)形和應(yīng)力分布有很大的影響。為探求更合理的施工順序以?xún)?yōu)化成橋受力狀態(tài)，對(duì)如下兩種合龍方案進(jìn)行分析對(duì)比：(1)先中跨合龍后邊跨合龍；(2)先邊跨合龍后中跨合龍。不同方案下成橋階段主力組合工況下的應(yīng)力與工后徐變?nèi)鐖D3、圖4所示。

圖3 成橋階段主力組合工況下的應(yīng)力

圖4 不同合龍方案成橋后工后徐變對(duì)比

由圖3可知，采用方案1，成橋階段主力組合工況下上頂板最大壓應(yīng)力為8.92 MPa，下底板最大壓應(yīng)力為9.41 MPa；而采用方案2，成橋階段上頂板最大壓應(yīng)力為10.3 MPa，下底板最大壓應(yīng)力為10.1 MPa。即，按照方案1完成合龍之后，控制截面的應(yīng)力較小，整個(gè)橋梁結(jié)構(gòu)應(yīng)力呈現(xiàn)為更加合理的分布狀態(tài)，橋梁壓力安全儲(chǔ)備更高，更符合結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和使用要求。

同時(shí)，據(jù)圖4對(duì)比結(jié)果可以得出，方案1的主梁豎向變化更加平緩，跨中上拱值較小，工后收縮徐變值為11 mm，線(xiàn)形更加理想；方案2的跨中工后徐變值為19 mm，徐變值較大。

綜上所述，按照“先中跨、后邊跨”的合龍順序進(jìn)行施工，橋梁結(jié)構(gòu)的受力分布更加均勻，安全儲(chǔ)備更高，線(xiàn)形更加理想，徐變變形較小，因此合龍順序選擇方案1更為合理。

3 有限元分析模型

采用通用有限元分析軟件ANSYS，建立了3×70 m無(wú)支座整體式剛構(gòu)的有限元模型，選取最高橋墩(50 m)進(jìn)行建模與分析。

采用可考慮剪切變形影響的梁?jiǎn)卧狟eam188分段模擬變截面梁體和橋墩，上部箱梁與下部剛構(gòu)墩按照設(shè)計(jì)參數(shù)完成結(jié)構(gòu)一體化建模。

考慮基礎(chǔ)剛度的影響，在模型中采用Combin14單元模擬基礎(chǔ)剛度對(duì)結(jié)構(gòu)主體的作用。基礎(chǔ)剛度參數(shù)如表1所示。以基礎(chǔ)為彈性約束的剛構(gòu)橋?yàn)檠芯繉?duì)象，采用子空間迭代法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行線(xiàn)性穩(wěn)定分析與計(jì)算研究。

表1 基礎(chǔ)計(jì)算參數(shù)

3×70 m無(wú)支座整體式剛構(gòu)有限元模型如圖5所示。

圖5 3×70 m無(wú)支座整體式剛構(gòu)有限元模型

主要計(jì)算荷載如下。

(1)結(jié)構(gòu)自重；

(2)二期恒載：包括線(xiàn)路設(shè)備重、橋面三角墊層、防水保護(hù)層、防撞墻、人行道、護(hù)欄等(按133.1 kN/m計(jì))；

(3)風(fēng)荷載：作用于橋梁上的風(fēng)荷載強(qiáng)度[13]可按下式計(jì)算

W=K1K2K3W0

式中，W為風(fēng)荷載強(qiáng)度，Pa；W0為基本風(fēng)壓值，Pa；K1、K2、K3分別為橋墩風(fēng)載體形系數(shù)、風(fēng)壓高度變化系數(shù)、地形/地理?xiàng)l件系數(shù)，均按規(guī)范[15-16]取值。

4 施工階段穩(wěn)定性分析

由于泉州灣跨海大橋無(wú)支座整體式剛構(gòu)引橋的邊墩、中墩形式不同，且邊墩構(gòu)造較為特殊和復(fù)雜[2-4]，因此須對(duì)邊墩和中墩在施工過(guò)程的典型階段分別進(jìn)行穩(wěn)定性分析。

4.1 裸墩狀態(tài)下的穩(wěn)定性計(jì)算

裸墩狀態(tài)下，采用彈性基礎(chǔ)開(kāi)展線(xiàn)性穩(wěn)定性分析，邊、中裸墩計(jì)算模型分別如圖6、圖7所示，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。結(jié)果表明，邊墩在裸墩狀態(tài)下的第1階失穩(wěn)為縱向失穩(wěn)，穩(wěn)定系數(shù)為65.9；中墩在裸墩狀態(tài)下的第1階失穩(wěn)同為縱向失穩(wěn)，穩(wěn)定系數(shù)為103.1。對(duì)比邊墩、中墩的穩(wěn)定系數(shù)分析結(jié)果，可以推知裸墩狀態(tài)下的中墩穩(wěn)定性更好。

圖6 邊墩裸墩計(jì)算模型

圖7 中墩裸墩計(jì)算模型

表2 裸墩狀態(tài)的穩(wěn)定性分析結(jié)果

4.2 零號(hào)塊狀態(tài)下的穩(wěn)定性計(jì)算

零號(hào)塊施工完成是懸臂施工過(guò)程中的重要階段，該階段的受力性能和穩(wěn)定性將直接影響到結(jié)構(gòu)施工過(guò)程的安全[7，9]，因此對(duì)該階段的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性進(jìn)行分析十分必要。

零號(hào)塊狀態(tài)下，采用彈性基礎(chǔ)考慮基礎(chǔ)剛度的影響，建立有限元模型開(kāi)展線(xiàn)性穩(wěn)定性分析，穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。由計(jì)算結(jié)果可知，邊墩在零號(hào)塊狀態(tài)下的第1階失穩(wěn)模態(tài)表現(xiàn)為縱向失穩(wěn)，穩(wěn)定系數(shù)為49.7；中墩在零號(hào)塊狀態(tài)下的第1階穩(wěn)定系數(shù)為52.7，略高于邊墩。相對(duì)于裸墩狀態(tài)，邊墩和中墩的穩(wěn)定性均呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。

表3 零號(hào)塊狀態(tài)的穩(wěn)定性分析結(jié)果

4.3 最大懸臂狀態(tài)下的穩(wěn)定性計(jì)算

最大懸臂狀態(tài)是剛構(gòu)橋施工過(guò)程中的最不利施工狀態(tài)，該狀態(tài)下的穩(wěn)定性計(jì)算在施工階段的穩(wěn)定性分析中不可或缺[17-19]。

最大懸臂狀態(tài)計(jì)算模型如圖8、圖9所示。

圖8 邊墩最大懸臂施工狀態(tài)計(jì)算模型

圖9 中墩最大懸臂施工狀態(tài)計(jì)算模型

首先完成邊墩、中墩在最大懸臂狀態(tài)下的線(xiàn)性穩(wěn)定性仿真計(jì)算，分析結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 最大懸臂狀態(tài)的線(xiàn)性穩(wěn)定性分析結(jié)果

計(jì)算結(jié)果表明：邊墩在最大懸臂狀態(tài)下的第1階失穩(wěn)為縱向失穩(wěn)，穩(wěn)定系數(shù)為26.4，遠(yuǎn)小于裸墩狀態(tài)和零號(hào)塊狀態(tài)，此時(shí)穩(wěn)定性最差。中墩的各階穩(wěn)定性系數(shù)均大于邊墩，表明邊墩的穩(wěn)定性較差。

其次，在線(xiàn)性分析完成的基礎(chǔ)上，分別求解僅考慮幾何非線(xiàn)性、雙重非線(xiàn)性情況下的失穩(wěn)臨界荷載，再由荷載-位移曲線(xiàn)可進(jìn)而得到線(xiàn)性及非線(xiàn)性穩(wěn)定分析的極限荷載及穩(wěn)定安全系數(shù)，見(jiàn)表5。

由表5可知，幾何非線(xiàn)性及材料非線(xiàn)性對(duì)穩(wěn)定分析有較大影響，計(jì)入雙重非線(xiàn)性后得到的臨界載荷僅為只考慮線(xiàn)性時(shí)的48%左右，因此，開(kāi)展最大懸臂狀態(tài)的穩(wěn)定性計(jì)算時(shí)，應(yīng)計(jì)入非線(xiàn)性的影響。

表5 不同方法的臨界荷載及穩(wěn)定安全系數(shù)比較

4.4 成橋階段穩(wěn)定性分析

4.4.1 剛性基礎(chǔ)與彈性基礎(chǔ)穩(wěn)定性分析

為簡(jiǎn)化計(jì)算，不考慮樁基的影響，可認(rèn)為墩底固結(jié)，采用固端約束進(jìn)行模擬[14，20]。采用子空間迭代法對(duì)全橋開(kāi)展線(xiàn)性屈曲仿真分析。將該結(jié)果與彈性基礎(chǔ)條件下的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表6所示。

表6 剛性與彈性基礎(chǔ)穩(wěn)定系數(shù)對(duì)比

計(jì)算結(jié)果表明：剛性基礎(chǔ)模型(墩底固結(jié))和彈性基礎(chǔ)模型(考慮樁土效應(yīng)影響)的第1階穩(wěn)定系數(shù)分別為47.1和34.8，第一階屈曲模態(tài)均為墩縱傾，即整橋縱向傾斜；第二階屈曲模態(tài)產(chǎn)生主梁平面外橫彎屈曲，表明該結(jié)構(gòu)的縱向剛度弱于橫向剛度，全橋更可能發(fā)生縱向失穩(wěn)破壞。同時(shí)，剛性簡(jiǎn)化模型的各階穩(wěn)定安全系數(shù)均大于彈性基礎(chǔ)模型，表明簡(jiǎn)化模型的穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果偏于安全，因此須考慮基礎(chǔ)剛度對(duì)于結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性能的影響作用。

4.4.2 不同墩高下的非線(xiàn)性穩(wěn)定性分析

前述著重研究了墩高為50 m的設(shè)計(jì)參數(shù)情況，將基礎(chǔ)按彈性基礎(chǔ)計(jì)算并分別改變墩高為30，40，50，60，70 m，在同時(shí)考慮幾何非線(xiàn)性和材料非線(xiàn)性的基礎(chǔ)上，分別計(jì)算在線(xiàn)性情況與非線(xiàn)性情況下的邊墩墩頂臨界荷載，并將其與在剛性基礎(chǔ)條件下的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表7、圖10所示。

圖10 基于不同分析方法的邊墩墩頂臨界荷載

表7 邊墩墩頂臨界荷載 MN

計(jì)算結(jié)果表明，考慮非線(xiàn)性因素之后，墩頂臨界荷載均有所減小，并在考慮雙重非線(xiàn)性時(shí)最小；且隨著橋墩高度的增大，墩體逐漸變?nèi)幔枕斉R界荷載呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，穩(wěn)定性亦逐漸降低。

5 結(jié)論

福廈高鐵泉州灣特大橋深水區(qū)引橋采用3×70 m無(wú)支座整體式剛構(gòu)，為該橋型在國(guó)內(nèi)高鐵上首次應(yīng)用，結(jié)構(gòu)受力及變形協(xié)調(diào)性好，無(wú)支座耐久性好;施工中采用全橋懸臂澆筑的施工方法，避免了海上搭設(shè)臨時(shí)支架，降低了施工安全風(fēng)險(xiǎn)；同時(shí)重點(diǎn)對(duì)福廈高鐵泉州灣跨海大橋引橋3×70 m無(wú)支座整體式剛構(gòu)橋的施工與成橋階段典型狀態(tài)開(kāi)展了結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性仿真分析，主要結(jié)論如下。

(1)綜合考慮裸墩、零號(hào)塊施工狀態(tài)，最大懸臂施工狀態(tài)以及成橋狀態(tài)在相應(yīng)荷載工況下的穩(wěn)定性，計(jì)算結(jié)果表明，裸墩施工狀態(tài)為穩(wěn)定性計(jì)算的最有利狀態(tài)，最大懸臂狀態(tài)為最不利狀態(tài)。

(2)各典型施工狀態(tài)下，邊墩的穩(wěn)定安全系數(shù)均小于中墩，中墩的穩(wěn)定性較好。

(3)對(duì)最大懸臂施工狀態(tài)和成橋階段進(jìn)行線(xiàn)性與非線(xiàn)性承載能力的比較，考慮非線(xiàn)性后，墩頂臨界荷載均有所減小，且考慮雙重非線(xiàn)性時(shí)最小。

(4)隨著橋墩高度的增大，成橋階段墩頂臨界荷載呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，穩(wěn)定性能逐漸降低。