大跨高低墩連續剛構橋主墩力學性能研究

游 鑫

(中國有色金屬工業第六冶金建設有限公司，河南 鄭州 450006)

連續剛構橋跨越能力較強，施工難度小且經濟性佳，憑借100～300 m跨徑能力的橋型中的明顯優勢，在高速公路橋梁中得到了廣泛應用。連續剛構橋上下部結構一般采用對稱形式設計，而受山區地形限制跨越不對稱山谷時采用高低墩形式利于環境保護并減少工程造價，此時不同主墩截面形式對上部結構施工過程中及成橋后的結構受力影響也不同，基于此開展計算分析從而為相關設計提供參考十分必要。大高差連續剛構橋研究方面，李民偉等針對大跨不等高墩連續剛構橋建立了不同墩高比的計算模型，研究了雙肢薄壁式主墩結構受力情況。張順民研究了高低墩墩高差分別小于30 m和大于40 m時主墩的內力與變形，從截面厚度、變截面和設置連系梁等方面進行了主墩受力優化分析。陳晨海研究了高低墩剛構橋主墩結構參數、墩高差、收縮徐變和溫度等因素對主墩受力的影響。葛利杰以跨越某V形峽谷連續剛構橋為依托，對大跨不等高墩剛構橋合龍頂推理計算進行了研究，得出合理頂推力取高低墩頂推力的平均值為合理頂推力的結論。然而對于高低墩高差大于50 m的大跨連續剛構橋，即大高差連續剛構橋，目前針對其主墩在施工過程中下力學性能方面的研究還較少，尚需進一步深究。

1 高低墩連續剛構橋

連續剛構橋為超靜定結構，一般采用等高、對稱形式設計，上部結構主梁、下部結構墩柱的受力較簡單，相應研究也較多。但當橋址位于V形山谷地區時，受地形因素限制，連續剛構橋仍采用等高橋墩設計會增加施工難度，對施工成本控制不利，且大方量開挖與回填也會對場地周邊環境產生不利影響。因而采用主墩不對稱即高低墩設計會成為優選方案，但與等高墩剛構橋相比，高低墩剛構橋結構受力將更復雜，尤其對于主墩高差較大的情況，即大高差墩大跨連續剛構橋。當主墩截面形式選擇不同，高墩與低墩剛度存在較大差異，將對施工過程及成橋后結構受力安全、變形協調和穩定性產生影響。

連續剛構橋為墩梁固結形式，考慮混凝土收縮徐變和溫度作用將導致上部結構變形，因此主墩需具備一定變形能力。目前大跨連續剛構橋主墩截面設計一般包括三種截面形式：雙肢薄壁式、箱型薄壁式和箱型薄壁-雙肢薄壁組合式。

2 計算模型建立

2.1 工程背景

華溪河特大橋為三跨預應力混凝土連續剛構橋，主跨180 m，主墩依設計采用高低墩形式，主墩和上部結構箱梁混凝土分別為C40和C55，設計車輛荷載等級為公路-Ⅰ級，上部結構主梁采用縱、橫、豎三向預應力體系，主梁寬12.55 m，上部箱梁高度和底板厚度按1.8次拋物線變化，單個T構劃分為22個梁段，采用掛籃懸臂澆筑施工。

2.2 有限元模型

在大跨連續剛構橋主墩截面設計中，考慮墩身強度、剛度、穩定性等要求，一般優先采用箱型空心墩、雙肢薄壁墩及其組合式墩。根據不同形式主墩截面，對華溪特大橋主墩擬定共考慮以下4種方案，利用midas Civil建立對應有限元仿真計算模型：

方案1：高低墩均采用箱型薄壁式；

方案2：低墩采用雙肢薄壁式，高墩采用箱型薄壁式；

方案3：高低墩均采用雙肢薄壁式；

方案4：低墩采用雙肢薄壁式，高墩采用箱型-雙肢薄壁組合式。

其中，當低墩采用雙肢薄壁截面形式時，在對應1/2雙肢墩高處布置一道橫系梁；高墩采用雙肢薄壁式時分別在1/3和2/3墩高處布置一道橫系梁。

依據midas Civil建立各方案對應的全橋仿真模型并劃分施工階段，模型中上部結構主梁截面、預應力束、邊界條件等均保持不變，墩梁和墩底均固結。

3 不同墩截面的結構受力分析

3.1 裸墩狀態抗側移剛度

4種設計方案中共包含低墩2種截面形式和高墩3種截面形式，基于此建立不同主墩截面形式下對應的裸墩有限元模型，計算所得高低墩不同形式下的抗側移剛度如表1所示。

由表1知，若高低墩墩高不變，且主墩橫斷面的面積相等，低墩采用箱型薄壁式時，無論橫橋向還是縱橋向的抗側移剛度均比雙肢薄壁式大；高墩的3種截面形式中，縱、橫橋向的抗側移剛度由大到小均為箱型薄壁式、組合式和雙肢薄壁式。方案1～4的高低墩縱橋向抗側移剛度比分別為0.19，0.81，0.33和0.45；橫橋向抗側移剛度比分別為0.18，0.27，0.18和0.24。

表1 不同截面主墩抗側移剛度 單位：kN·m-1

3.3 最大懸臂狀態穩定性

高低墩剛構橋施工過程中，高墩最大懸臂狀態為穩定分析最不利階段，對應狀態下的穩定性分析是高低墩剛構橋設計中必須考慮的關鍵問題。對高墩的3種截面形式下對應的最大懸臂狀態進行屈曲模態計算，結果如表2所示。

表2 高墩最大懸臂狀態穩定分析結果

由表2所得不同截面的高墩最大懸臂狀態前3階屈曲模態知，三種截面形式下對應的穩定系數均大于4，表明三種方案在最大懸臂狀態的穩定性均滿足施工安全要求。三種高墩截面形式中，以箱型薄壁式穩定性最高，組合式次之，雙肢薄壁式穩定性相對較低，即施工過程中方案1和2的高墩最穩定，方案4次之，方案3高墩采用雙肢薄壁式截面時在最大懸臂狀態下的穩定系數最低。

3.3 成橋后結構受力狀態

(1)成橋鋪裝全橋穩定性

高低墩成橋后各方案全橋穩定性計算通過屈曲模態得到，4種方案對應的屈曲模態前三階計算結果如表3所示。與高墩最大懸臂狀態穩定性相比，在中跨合龍施工完成后，體系由靜定結構轉化成高次超靜定結構，4種方案的整體穩定性均得到了顯著提升。依據表3計算結果知，高低墩剛構橋成橋后發生失穩主要為橫向失穩，其中主墩若采用柔度較大的雙肢薄壁式截面形式，前二階穩定系數較接近，失穩形式分別為橫向失穩和縱向失穩。

表3 成橋后全橋穩定計算結果

(2)成橋十年結構受力與變形

基于全橋有限元仿真模型，高低墩剛構橋在合龍前不施加頂推力時，4種方案在十年收縮徐變下主墩內力、墩頂位移及主梁跨中下撓計算結果如表4所示。若考慮合龍前施加頂推力，其計算一般需先確定最佳頂推量。考慮實際施工中，完全消除墩頂水平位移是不必要的，原因主要在于合龍階段過大的頂推力會對主墩墩頂和墩底受力不利，尤其是對于剛度較大的低墩而言。因此依據大跨高墩連續剛構橋合龍頂推計算理論及參考相關工程經驗，本文按式1確定最佳頂推量。在4種方案中包含低墩2種截面形式和高墩3種截面形式，假定合龍前施工現場溫度滿足設計要求，各方案對應的最佳頂推量確定及頂推力計算如表5所示。

=(++×80)

(1)

表4 合龍前無頂推十年收縮徐變作用下墩梁內力與變形

表5 不同截面主墩最佳頂推量及頂推力

高低墩頂推力的計算，參考相關研究可取兩墩最有利頂推力的平均值。因而可確定方案1～4的最佳頂推力分別為1 800 kN、1 450 kN、800 kN和950 kN。由此可知，不同墩截面形式的高低墩剛構橋最有利頂推力存在較大差異，設計時應綜合考慮高低墩墩頂水平偏位和主墩受力情況確定。將所得最佳頂推力分別施加于計算模型中，得到各方案頂推施加后和成橋十年后主墩的受力與變形情況，如表6所示。

表6 合龍前施加頂推力墩梁內力與變形

通過對比表4和表6可知，主墩受力方面，各方案在合龍前施加頂推力后均明顯改善了高低墩受力情況，其中主墩彎矩和最大剪力均顯著減??；主墩變形方面，墩頂位移和上部結構十年收縮徐變階段的最大下撓值在施加的計算頂推力作用下明顯減小。此外，若大高差墩主墩剛度相差很大(方案1)，則無論頂推與否，低墩墩頂墩底的彎矩和剪力均較大，受力較不利；若主墩剛度較接近(方案2)，合龍前施加頂推力能有效減小主墩最大剪力，且成橋十年后高低墩墩頂水平偏位基本相同；若高低墩均采用柔性較大的雙肢薄壁式截面時(方案3)，則無論頂推與否，高墩和低墩所受剪力均較小，變形較大，但通過施加合理頂推力可有效改善成橋后高低墩水平偏位差值，達到優化線形的目的；方案4較方案3，其高墩底彎矩和主墩剪力較大而高墩水平偏位較小，亦可通過頂推進行優化結構受力。

4 結 論

(1)高低墩剛構橋主墩設計盡量避免均選擇箱型薄壁墩。主要在于施工階段的穩定性雖能得以保證，但較大的主墩抗側移剛度會使結構難以滿足成橋十年后的變形需求且對主墩抗剪能力要求較高。

(2)高低墩剛構橋主墩設計采用雙肢薄壁式低墩，箱型薄壁式高墩時，主墩穩定性較好，且主墩的受力優化及線形改善均可通過施加合理頂推力實現。

(3)高低墩剛構橋主墩均選擇柔度較大的截面設計時，考慮施工階段尤其高墩的穩定性要求及成橋十年墩頂偏位，箱型-雙肢薄壁組合式較雙肢薄壁式為優，主墩受力方面也可通過頂推進一步優化。