莊一舟, 徐 亮，任衛(wèi)崗，賴煥林，傅珠梅

(福州大學土木工程學院，福建 福州 350116)

整體式橋臺無縫橋梁抗洪性能分析

莊一舟, 徐 亮，任衛(wèi)崗，賴煥林，傅珠梅

(福州大學土木工程學院，福建 福州 350116)

針對目前尚無整體式橋臺無縫橋梁抗洪性能研究的現(xiàn)狀，通過有限元軟件MIDAS/Civil對福建永春上坂大橋的受力性能進行分析，并將分析結果與實橋的靜載試驗結果進行比較，驗證了模型的正確性.以上坂大橋為原型，建立了相同上部結構形式、不同跨數(shù)的無縫與有縫橋梁的有限元模型，并對各橋的支座反力、橋墩內(nèi)力以及墩頂位移等進行比較和分析.通過比較得出：當跨數(shù)大于2跨時，整體式橋臺無縫橋梁在洪水作用下彈性階段的受力特性能優(yōu)于普通有縫橋梁；當將跨數(shù)減少至2跨后，整體式橋臺無縫橋梁的豎向受力和橫橋向的受力明顯優(yōu)于有縫橋梁.分析結果表明，跨數(shù)大于2跨使得整體式橋臺無縫橋梁的優(yōu)勢在彈性階段不能充分發(fā)揮；當橋梁的跨數(shù)為單跨或2跨時，整體式橋臺無縫橋梁在彈性階段的受力性能和抗倒塌能力相對于有縫橋梁都有明顯的提高.

整體式橋臺無縫橋梁；有縫橋梁；抗洪性能；靜載試驗

0 引言

橋梁水毀破壞已經(jīng)成為世界各國共同存在的一個問題，被歸為橋梁破壞的主要原因之一[1-3].整體式橋臺無縫橋梁取消橋頭處的伸縮裝置能夠有效增加橋梁橫向的穩(wěn)定性，因此其在提高橋梁橫向抗洪性能方面具有巨大潛力.

國內(nèi)外對橋梁性能研究主要集中于普通橋梁的縱橋向.美國聯(lián)邦公路局對公路橋梁由洪水引起破壞的問題進行調(diào)查研究，總結了公路橋梁因洪災而破壞的形式和原因；Moulton[4]在研究中發(fā)現(xiàn)橋臺比橋墩更容易運動且更容易對橋梁結構產(chǎn)生破壞，并且建議在設計時需要考慮橋臺位移對橋梁結構造成的影響；

Burke[5]研究后認為，整體式橋臺無縫橋梁適用于橋臺不會產(chǎn)生太明顯沉降的情況.國內(nèi)外學者對整體式橋臺無縫橋梁做了較多研究，但絕大多數(shù)都是針對縱橋向的受力性能，而在橫橋向抗洪方面的研究甚少.隨著洪災問題的嚴重化，對整體式橋臺無縫橋梁的抗洪受力分析具有重要社會意義.

為解決此問題，通過有限元軟件MIDAS/Civil對上坂大橋建立有限元模型，并與實橋的靜載試驗進行比較，驗證模型的正確性.然后同與上坂大橋相同上部結構形式的普通有縫橋進行比較，分析和比較各橋相應的支座反力、橋墩內(nèi)力與墩頂位移等，最終對整體式橋臺無縫橋梁抗洪性能做出相對準確的評估，并得出相應的結論.

1 工程簡介

福建省永春縣上坂大橋是國內(nèi)目前最長的一座整體式橋臺無縫橋梁，橋體總體布置如圖1所示.全橋分為4跨，全長137.1 m，橋面寬(凈7.5 m+2×0.5 m).該橋的上部結構采用4 m×30 m 預應力混凝土連續(xù)T梁，橫斷面由4片T梁組成，每片梁高1.8 m，寬1.56 m，現(xiàn)澆濕接段寬0.6 m.上坂大橋的結構體系為：先簡支后連續(xù)，最后與橋臺澆注成整體.中間采用雙柱式墩，直徑1.5 m.由于墩底地質(zhì)情況良好，柱式橋墩采用擴大基礎.橋臺高1.2 m，臺后采用密實性砂土填筑，橋臺下部結構采用單排4根沿弱軸彎曲的矩形柱樁(70 cm×50 cm)來適應溫度變化產(chǎn)生的變形.矩形樁基采用比柱樁尺寸稍大的挖孔樁，矩形樁基澆注完成后，孔內(nèi)填入松散中砂，其側面照見圖2.

圖1 上坂大橋總體布置圖(單位：cm) Fig.1 General arrangement drawing of Shangban bridge(unit:cm)

圖2 上坂大橋側面照Fig.2 Profile of Shangban bridge

2 洪水力計算

上坂大橋的洪水力計算是在洪水剛好淹沒欄桿這一最不利狀態(tài)下進行的.河溝縱坡度為10‰，山坡平均坡度為20%，渾水比重為1.0.形狀阻力分布于主梁的迎水面一側.其微分形式d(FD)p=pbcos αdA，橋梁上部結構迎水面與水流方向垂直，α=0，cos α=1，則為：

在主梁迎水面上對式(1)進行積分，v取斷面平均流速，則有：

摩擦阻力的微分形式：

為方便計算分析，假設主梁底、頂面流速與斷面平均流速v相等，則通過式(3)對梁頂、底面所受的摩擦力進行積分計算并相加可得到[6]：

將式(2)和(4)相加，得到橋梁上部結構單位長度上阻力：

(6)

考慮到各種因素的影響, 采用修正系數(shù)k1、k2、k3、k4、k5對式(5)進行修正[6].并且當水流是恒定不變且方向大致與橋面平行時，橋梁所受的靜水浮力和托力分別為：

經(jīng)計算各洪水作用力分別為平作用力FD=60 kN，靜水浮力FL=35 kN，洪水浮托力FP=21 kN，洪水集度q=18 kN.

3 有限元計算模型和驗證

采用軟件MIDAS/Civil建立有限元計算模型，并與實橋靜載試驗進行對比, 以驗證建立的上坂大橋有限元模型的正確性.

3.1 有限元模型的建立

有限元模型采用梁格法進行建模, 主梁、樁基和橋墩均采用三維梁單元進行模擬，支座采用彈性連接進行模擬，墩底與基礎固結，樁側土的作用采用土彈簧來模擬.全橋共有789 個節(jié)點，1 132 個單元，全橋有限元模型和模型節(jié)點細部圖分別見圖3和圖4.

圖3 上坂大橋有限元模型Fig.3 FEM of Shangban bridge

圖4 有限元模型節(jié)點細部圖Fig.4 Detail of FEM

圖5 測試斷面位置圖(單位：m)Fig.5 Location of test section (unit:m)

采用土彈簧模擬樁-土相互作用[7]，如圖4中基樁部分.假定土介質(zhì)為線彈性連續(xù)材料，土層的恢復力以空間梁單元的節(jié)點處加等效土彈簧單元的形式模擬(側向彈簧、豎向彈簧及點彈簧).側向彈簧剛度采用“m”法[8], 豎向土彈簧及樁底點彈簧剛度采用完全彈塑性的p-y曲線法進行計算.該方法假設樁側摩阻力、樁底支承力分別與其相應的位移呈理想的彈塑性關系.采用樁側極限摩阻力fmax、樁底極限支承力qmax與其相應位移的比值來求豎向彈簧及點彈簧剛度.樁側極限摩阻力fmax及樁底極限支承力qmax采用樁的承載力理論計算公式計算.取fmax相應的位移值為方形樁換算直徑的9%，qmax相應的位移值取為8 mm.因在短期作用時間內(nèi)不可能有較大的溫變變量，則臺后土與橋臺的相互作用以靜止土壓力的形式作用在橋臺上.

3.2 有限元模型的驗證

通過對上坂大橋進行的靜載試驗進行有限元模型的校核.

3.2.1 撓度比較

在各加載工況下，邊跨 1/4截面(A-A)和1/2截面(B-B)測試點如圖5所示，主梁撓度實測值與有限元計算值分別如圖6所示.其中，工況 I-1指加載車輛的縱向布置采用工況 I、橫向布置采用工況 1，其余依此類推.

圖6 試驗與理論的撓度值比較Fig.6 Comparison of deflection value between test and theory

3.2.2 應變比較

各加載工況下，A-A、B-B截面各主梁底部實測應變值與理論計算值的比較如圖 7所示.

圖7 試驗與理論的應變值比較Fig.7 Comparison of strain between test and theory

在校準FEM時，一般滿足大多數(shù)重點研究的幾個參數(shù)和主要的幾種荷載工況即可.通過圖6、7可知，實橋測試與有限元分析的計算結果通過對比，發(fā)現(xiàn)兩者總體規(guī)律一致且吻合較好.從而證明了所建立的有限元模型的正確性.

4 整體式橋臺橋梁與有縫橋梁抗洪性能對比

4.1 整體式橋臺無伸縮縫橋梁的抗洪受力分析

4.1.1 上部結構受力分析

圖8 支座編號示意圖Fig.8 Arrangement of bearings

通過有限元模型計算得到上坂大橋主梁相對于橋墩的橫橋向最小相對位移為0.073 m，該位移值大于主梁與擋塊之間的間隙(0.050 m).這說明洪水來臨瞬間，當主梁橫橋向相對位移超過0.05 m時，橫橋向的擋塊約束了主梁橫橋向的運動，即此時背水面支座的橫橋向受到了約束.為了方便對支座受力進行分析，對上坂大橋中間三排墩上的12塊支座進行編號, 如圖8所示.

擋塊未發(fā)揮作用前，有限元模型中所有的支座剛度取為3 960 kN·m-1.此時通過計算得到，上坂大橋在自重+洪水力荷載組合下的各支座豎向反力列于表1.

表1 上坂大橋支座豎向反力(擋塊作用前)Tab.1 Vertical force of bearings of Shangban bridge(without influence of block)

注：軸力負值表示受拉，正值表示受壓

由表1發(fā)現(xiàn)，支座反力都為正值，即各支座都處于受壓狀態(tài)，在迎水面未出現(xiàn)支座與梁體脫開的臨界狀態(tài), 對支座進行以下驗算.

1) 支座的抗滑驗算.當支座橫橋向的位移為0.05 m時，假設支座未發(fā)生滑移，此時每個支座受到的水平向剪力V=3 960×0.05=198 kN.為保證梁體與支座不產(chǎn)生相對滑移，所有支座提供的摩擦力應大于水平力.根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范(JTG D62-2004)》[9]可取支座與橋梁底面(混凝土)接觸的摩擦系數(shù)μ=0.3，由表1中各支座的豎向反力，經(jīng)計算得：無論中墩或邊墩，板式橡膠支座與主梁之間的摩擦力不足以抵抗支座水平力.因此在擋塊發(fā)揮作用前，主梁與支座之間已經(jīng)發(fā)生了滑移.

2) 支座的抗剪驗算.在擋塊發(fā)揮作用前，支座會產(chǎn)生剪切變形，根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范(JTG D62-2004)》[9]，由板式支座的摩擦力產(chǎn)生的剪切變形量Δ應滿足

從表1的支座反力可得中墩背水面邊支座所受的支座反力最大，由摩擦力產(chǎn)生的剪切變形最大，經(jīng)計算得Δ=0.062>∑t[tan γ]=0.025，說明支座在該最不利洪水情況下會發(fā)生剪切破壞.當擋塊發(fā)揮作用時，有限元模型中背水面支座的橫橋向剛度取為1010kN·m-1.此時計算得上坂大橋在自重+洪水力荷載組合下的各支座豎向反力，如表2所示.

表2 上坂大橋支座豎向反力(擋塊作用后)Tab.2 Vertical force of bearings of Shangban bridge(with influence of block)

注：軸力負值表示受拉，正值表示受壓

3) 背水面邊的支座抗壓驗算.調(diào)查發(fā)現(xiàn)，橋梁支座在洪水力作用下易出現(xiàn)背水面支座因受力、變形過大而影響功能甚至喪失承載能力等現(xiàn)象，因此需要對支座的抗壓能力進行驗算.根據(jù)國內(nèi)外規(guī)范[10]和設計指南[11-12]進行支座應力和壓縮量的驗算，發(fā)現(xiàn)支座在該最不利洪水情況下不會出現(xiàn)因受力或變形過大而影響其功能甚至喪失承載破壞的情形.

4) 主梁的傾覆穩(wěn)定性驗算.由表2可知，在該最不利洪水力作用下支座未出現(xiàn)拉力.因此說明自重產(chǎn)生的抗傾覆力矩大于洪水力產(chǎn)生的傾覆力矩, 即MR-Mo>0，主梁不會出現(xiàn)傾覆破壞.從上部結構的分析可知：在洪水力作用下，上坂大橋支座橫橋向會發(fā)生滑移及剪切破壞，而支座的豎向受力及主梁的穩(wěn)定性受洪水力影響則相對較少.

4.1.2 下部結構受力性能分析

圖9 橋墩編號示意圖Fig.9 Arrangement of piers

在洪水力作用下，橋墩主要受軸力Fz、剪力Fy和彎矩Mx(x軸為縱橋向，y軸為橫橋向，z軸為豎向). 由于墩底受力最大，故取墩底截面的內(nèi)力Fz、Fy和Mx進行分析. 又由于迎水面橋墩與背水面橋墩所受的剪力和彎矩相近，只取迎水面邊的橋墩進行分析. 圖9為橋墩編號示意圖.

上坂大橋橋墩在自重、洪水力兩種荷載下分別所受的內(nèi)力，如表3所示.

表3 不同荷載作用下的橋墩內(nèi)力 Tab.3 Internal force of pier under different loads

注：軸力負值為受拉，正值為受壓

從表3可得：洪水力在迎水面橋墩產(chǎn)生的軸拉力大于自重產(chǎn)生的壓力，因此迎水面橋墩在洪水來臨時處于受拉狀態(tài)；洪水力作用下的背水面橋墩處于受壓狀態(tài)且洪水力產(chǎn)生的軸壓力與自重產(chǎn)生的壓力相當.此外，洪水力產(chǎn)生的剪力和彎矩也較大，因此在橋梁抗洪設計時，不能忽略洪水力對橋墩產(chǎn)生的影響.

在洪水力作用下，樁的受力也會受到影響，由于上坂大橋兩端的樁受力基本一樣，所以只取其中一端進行分析.由于每個橋臺由單排四根樁支承，而受洪水力影響最大的為迎水面邊及背水面邊外側的兩根樁[13].為了進行比較分析，取這兩根樁的樁與橋臺連接處的截面內(nèi)力進行分析.洪水力及自重作用下的樁內(nèi)力，如表4所示.

表4 不同荷載作用下的樁內(nèi)力Tab.4 Internal force of pile under different loads

注：軸力負值為受壓，正值為受拉

洪水力使得背水面樁產(chǎn)生的軸壓力較小，但是剪力Fx和彎矩My與自重產(chǎn)生剪力Fx和彎矩My相近；此外，由于水平向的洪水力使得樁在橫橋向也有剪力作用. 總體來看，洪水力不僅使樁的內(nèi)力加大而且使樁的受力更加復雜.

從上述橋墩及樁基的受力分析發(fā)現(xiàn)，洪水力對整體式橋臺無縫橋梁的橋墩及樁基的受力產(chǎn)生較大的影響，因此當橋梁需要進行抗洪設計時，不能只通過驗算過水面積及沖刷而忽略洪水力對橋墩、樁基受力的影響.

4.2 四跨整體式橋臺橋梁與相應跨數(shù)有縫橋的比較

為了更深入了解整體式橋臺無縫橋梁的抗洪性能，根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范(JTG D62-2004)》[9]，通過在橋臺處設置單、雙向支座將上坂大橋改造成相應的普通有縫橋梁.支座以理想彈簧代替，且采用彈性連接單元模擬橋臺對主梁的橫橋向約束，并將其與原來的整體式橋臺無縫橋梁進行抗洪比較分析.

4.2.1 支座反力的比較

取迎水面及背水面支座豎向反力及支座剪力進行分析，兩種橋型在自重+洪水力荷載組合下的支座反力如表5所示.表5顯示普通有縫橋支座所受的反力都大于整體式橋臺無縫橋梁的支座反力，但兩者相差很小.

表5 四跨整體式橋梁的支座內(nèi)力Tab.5 Internal force of bear for 4 span integral bridge

注：軸力負值為受拉，正值為受壓

4.2.2 橋墩內(nèi)力的比較

除了支座外，橋墩也是受洪水力影響較大的地方.同樣取墩底截面的內(nèi)力Fz、Fy和Mx進行比較. 軸力Fz分別取三個迎水面墩所受軸壓力的最小值(軸拉力的最大值)及背水面三個橋墩軸壓力的最大值，剪力Fy取六個橋墩剪力的最大值，彎矩Mx取六個墩彎矩的最大值. 兩種橋型在自重+洪水力荷載組合下的橋墩內(nèi)力如表6所示. 從橋墩的內(nèi)力可以發(fā)現(xiàn)，普通有縫橋橋墩內(nèi)力稍大于與整體式橋臺無縫橋梁橋墩內(nèi)力，但差別也同樣很小.

表6 四跨整體式橋梁的橋墩內(nèi)力Tab.6 Internal force of pier for 4 span integral bridge

注：軸力負值為受拉，正值為受壓

4.2.3 墩頂位移的比較

取六個橋墩墩頂橫橋向位移最大值進行比較，計算發(fā)現(xiàn)整體式橋臺無縫橋梁的橋墩墩頂橫橋向位移最大值為2.04 cm，而普通有縫橋橋墩墩頂橫橋向位移最大值為2.07 cm.兩者墩頂位移相差不大.四跨的整體式橋臺無縫橋梁在洪水力作用下的受力性能與相同跨數(shù)的普通有縫橋相近，可能是因橋梁跨數(shù)多而使得兩端整體式橋臺的優(yōu)勢不能充分發(fā)揮.

4.3 兩跨整體式橋臺橋梁與有縫橋的比較

為了更突出地比較兩種橋梁抗洪性能的差別，取上坂大橋的兩跨并將其改成整體式橋臺無縫橋梁及普通的有縫橋，進而比較兩者抗洪性能.

4.3.1 支座反力的比較

經(jīng)計算，在自重+洪水力的荷載組合作用下得到的兩種橋型的支座反力如表7所示.由表7可知，整體式橋臺無縫橋梁背水面支座所受到的最大壓力小于普通有縫橋，迎水面支座還處在受壓狀態(tài)，普通有縫橋迎水面支座的豎向反力出現(xiàn)受拉狀態(tài)，而實際支座不能承受拉力，說明普通有縫橋迎水面支座出現(xiàn)脫空的狀態(tài)，會影響主梁在洪水力作用下的穩(wěn)定性，體現(xiàn)了整體式橋臺無縫橋梁的抗洪性能優(yōu)于普通有縫橋.通過對比支座的剪力，兩種橋型的支座所受剪力最大值相差較大，整體式橋臺無縫橋梁在支座受剪方面同樣優(yōu)于普通有縫橋.

表7 兩跨整體式橋梁的支座內(nèi)力

Tab.7 Internal force of bear for 2 span integral bridge

橋梁類型背水面支座軸力/kN迎水面支座軸力/kN支座剪力/kN整體式橋梁959.4974.38945.98普通有縫橋1419.98-104.381447.86

注：軸力負值為受壓，正值為受拉

4.3.2 橋墩內(nèi)力的比較

兩種橋型的橋墩內(nèi)力如表8所示.通過表8比較兩種橋型的橋墩所受內(nèi)力可知，整體式橋臺無縫橋梁背水面橋墩的軸壓力小于普通有縫橋，迎水面橋墩的軸拉力也小于普通有縫橋.同時整體式無縫橋梁在受剪方面同樣優(yōu)于普通有縫橋梁.

表8 兩跨整體式橋梁的橋墩內(nèi)力Tab.8 Internal force of pier for 2 span integral bridge

注：軸力負值為受壓，正值為受拉

4.3.3 墩頂位移的比較

對于位移的比較，同樣只取六個橋墩墩頂橫橋向位移最大值進行分析，通過計算發(fā)現(xiàn)整體式橋臺無縫橋梁的橋墩墩頂橫橋向位移最大值為0.55 mm，而普通有縫橋的墩頂橫橋向位移最大值為1.67 mm，表明在抵抗橫向位移方面整體式橋臺無縫橋梁同樣優(yōu)于普通有縫橋.

5 結論

1) 洪水力對整體式橋臺無縫橋梁的橋墩及樁基的受力產(chǎn)生較大的影響，因此當橋梁需要進行抗洪設計時，不能只通過驗算過水面積和沖刷而忽略洪水力對橋墩、樁基受力的影響.

2) 橋梁的多跨數(shù)或較大橋長使得整體式橋臺無縫橋梁的抗洪性能優(yōu)勢不能充分發(fā)揮.

3) 在跨數(shù)較少或橋長較短時，整體式橋臺橋梁的抗洪性能明顯優(yōu)于普通有縫橋梁，建議當橋梁跨數(shù)不多時, 采用整體式無縫橋梁能有效提高橋梁整體的抗洪性能.

[1] RICHARDSON E V.Highways in the river environment[R].Manhattan:Hydraulics Engineering Publications，1990.

[2] BEHZAD G.A field study of scour at bridge piers in flood plain rivers[J].Turkish Journal of Engineering & Environmental Sciences, 2008，32(4):189-199.

[3] THOMPSON P L.Hatchie river and schoharie greek bridge failures[J].Hydraulic Engineering, 1991，332(5):202-208.

[4] MOULTON L K.Observations of highway bridge movements and their effects on joints and bearing[J].Transportation Research Record，1983(903):86-95.

[5] BURKE M P.The design of integral concrete bridges[J].Concrete International, 1993,15(1):55-59.

[6] 徐在庸． 山洪及其防治[M]． 北京：水利出版社，1979．

[7] 凌治平，易經(jīng)武． 基礎工程[M]． 北京：人民交通出版社，1997．

[8] 洪錦祥，彭大文.樁基礎的整體式橋臺無伸縮縫橋梁受力性能研究[J].中國公路學報，2002，15(4)：43-48.

[9] 中交公路規(guī)劃設計院． 公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范：JTG D62-2004[S].北京：人民交通出版社，2004．

[10] 中交公路規(guī)劃設計院． 公路橋涵地基與基礎設計規(guī)范：JTG D60-2007[S].北京：人民交通出版社，2007．

[11] CHEN Y.Important considerations, guidelines and practical details of integral bridges[J].Journal of Engineering Technology，1997，14(1):16-19.

[12] IQBAL H，DINO B.Design and performance of jointless bridges in ontario：new technical and material concepts[J].Transportation Research Record，2000(1 696):109-121.

[13] JORGENSON J L.Behavior of abutment piles in an integral abutment in response to bridge movements[J].Transportation Research Record, 1983(903):72-79.

(責任編輯：洪江星)

Research on flooding-resistant performance of integral abutment jointless bridge

ZHUANG Yizhou，XU Liang，REN Weigang, LAI Huanlin, FU Zhumei

(College of Civil Engineering，F(xiàn)uzhou University，F(xiàn)uzhou，F(xiàn)ujian 350116，China)

With the problem of lacking flooding-resistant performance research, a finite element model (FEM) of integral abutment jointless bridge, the Shangban bridge of Yongchun, was established by MIDAS CIVIL and was compared with static loading test from real bridge to verify the model’s validity.Then make it compared with the model of joint bridge which was remoulded from Shangban bridge.Finally, some conclusions are obtained from above analysis.The flooding-resistant performance of integral abutment jointless bridge are little better than those in joint bridge.But when the spans number are changed into 2, the superstructure performance whether in longitudinal or transverse are more reasonable than those in joint bridge.More spans cannot make jointless bridge full use of the advantages of integral abutment, and there is no much span can effectively improve flooding-resistant performance of the bridge.

integral abutment jointless bridge; joint bridge; flooding-resistant performance; static loading test

10.7631/issn.1000-2243.2016.04.0472

1000-2243(2016)04-0472-08

2015-05-25

莊一舟(1964- )，教授，主要從事無縫橋的研究，yizhouzhuang@qq.com

國家自然科學基金資助項目(51278126, 51578161)；福建省自然科學基金資助項目(2013J01187)

U443.2

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