庄一舟, 徐 亮，任卫岗，赖焕林，傅珠梅

(福州大学土木工程学院，福建 福州 350116)

整体式桥台无缝桥梁抗洪性能分析

庄一舟, 徐 亮，任卫岗，赖焕林，傅珠梅

(福州大学土木工程学院，福建 福州 350116)

针对目前尚无整体式桥台无缝桥梁抗洪性能研究的现状，通过有限元软件MIDAS/Civil对福建永春上坂大桥的受力性能进行分析，并将分析结果与实桥的静载试验结果进行比较，验证了模型的正确性.以上坂大桥为原型，建立了相同上部结构形式、不同跨数的无缝与有缝桥梁的有限元模型，并对各桥的支座反力、桥墩内力以及墩顶位移等进行比较和分析.通过比较得出：当跨数大于2跨时，整体式桥台无缝桥梁在洪水作用下弹性阶段的受力特性能优于普通有缝桥梁；当将跨数减少至2跨后，整体式桥台无缝桥梁的竖向受力和横桥向的受力明显优于有缝桥梁.分析结果表明，跨数大于2跨使得整体式桥台无缝桥梁的优势在弹性阶段不能充分发挥；当桥梁的跨数为单跨或2跨时，整体式桥台无缝桥梁在弹性阶段的受力性能和抗倒塌能力相对于有缝桥梁都有明显的提高.

整体式桥台无缝桥梁；有缝桥梁；抗洪性能；静载试验

0 引言

桥梁水毁破坏已经成为世界各国共同存在的一个问题，被归为桥梁破坏的主要原因之一[1-3].整体式桥台无缝桥梁取消桥头处的伸缩装置能够有效增加桥梁横向的稳定性，因此其在提高桥梁横向抗洪性能方面具有巨大潜力.

国内外对桥梁性能研究主要集中于普通桥梁的纵桥向.美国联邦公路局对公路桥梁由洪水引起破坏的问题进行调查研究，总结了公路桥梁因洪灾而破坏的形式和原因；Moulton[4]在研究中发现桥台比桥墩更容易运动且更容易对桥梁结构产生破坏，并且建议在设计时需要考虑桥台位移对桥梁结构造成的影响；

Burke[5]研究后认为，整体式桥台无缝桥梁适用于桥台不会产生太明显沉降的情况.国内外学者对整体式桥台无缝桥梁做了较多研究，但绝大多数都是针对纵桥向的受力性能，而在横桥向抗洪方面的研究甚少.随着洪灾问题的严重化，对整体式桥台无缝桥梁的抗洪受力分析具有重要社会意义.

为解决此问题，通过有限元软件MIDAS/Civil对上坂大桥建立有限元模型，并与实桥的静载试验进行比较，验证模型的正确性.然后同与上坂大桥相同上部结构形式的普通有缝桥进行比较，分析和比较各桥相应的支座反力、桥墩内力与墩顶位移等，最终对整体式桥台无缝桥梁抗洪性能做出相对准确的评估，并得出相应的结论.

1 工程简介

福建省永春县上坂大桥是国内目前最长的一座整体式桥台无缝桥梁，桥体总体布置如图1所示.全桥分为4跨，全长137.1 m，桥面宽(净7.5 m+2×0.5 m).该桥的上部结构采用4 m×30 m 预应力混凝土连续T梁，横断面由4片T梁组成，每片梁高1.8 m，宽1.56 m，现浇湿接段宽0.6 m.上坂大桥的结构体系为：先简支后连续，最后与桥台浇注成整体.中间采用双柱式墩，直径1.5 m.由于墩底地质情况良好，柱式桥墩采用扩大基础.桥台高1.2 m，台后采用密实性砂土填筑，桥台下部结构采用单排4根沿弱轴弯曲的矩形柱桩(70 cm×50 cm)来适应温度变化产生的变形.矩形桩基采用比柱桩尺寸稍大的挖孔桩，矩形桩基浇注完成后，孔内填入松散中砂，其侧面照见图2.

图1 上坂大桥总体布置图(单位：cm) Fig.1 General arrangement drawing of Shangban bridge(unit:cm)

图2 上坂大桥侧面照Fig.2 Profile of Shangban bridge

2 洪水力计算

上坂大桥的洪水力计算是在洪水刚好淹没栏杆这一最不利状态下进行的.河沟纵坡度为10‰，山坡平均坡度为20%，浑水比重为1.0.形状阻力分布于主梁的迎水面一侧.其微分形式d(FD)p=pbcos αdA，桥梁上部结构迎水面与水流方向垂直，α=0，cos α=1，则为：

在主梁迎水面上对式(1)进行积分，v取断面平均流速，则有：

摩擦阻力的微分形式：

为方便计算分析，假设主梁底、顶面流速与断面平均流速v相等，则通过式(3)对梁顶、底面所受的摩擦力进行积分计算并相加可得到[6]：

将式(2)和(4)相加，得到桥梁上部结构单位长度上阻力：

(6)

考虑到各种因素的影响, 采用修正系数k1、k2、k3、k4、k5对式(5)进行修正[6].并且当水流是恒定不变且方向大致与桥面平行时，桥梁所受的静水浮力和托力分别为：

经计算各洪水作用力分别为平作用力FD=60 kN，静水浮力FL=35 kN，洪水浮托力FP=21 kN，洪水集度q=18 kN.

3 有限元计算模型和验证

采用软件MIDAS/Civil建立有限元计算模型，并与实桥静载试验进行对比, 以验证建立的上坂大桥有限元模型的正确性.

3.1 有限元模型的建立

有限元模型采用梁格法进行建模, 主梁、桩基和桥墩均采用三维梁单元进行模拟，支座采用弹性连接进行模拟，墩底与基础固结，桩侧土的作用采用土弹簧来模拟.全桥共有789 个节点，1 132 个单元，全桥有限元模型和模型节点细部图分别见图3和图4.

图3 上坂大桥有限元模型Fig.3 FEM of Shangban bridge

图4 有限元模型节点细部图Fig.4 Detail of FEM

图5 测试断面位置图(单位：m)Fig.5 Location of test section (unit:m)

采用土弹簧模拟桩-土相互作用[7]，如图4中基桩部分.假定土介质为线弹性连续材料，土层的恢复力以空间梁单元的节点处加等效土弹簧单元的形式模拟(侧向弹簧、竖向弹簧及点弹簧).侧向弹簧刚度采用“m”法[8], 竖向土弹簧及桩底点弹簧刚度采用完全弹塑性的p-y曲线法进行计算.该方法假设桩侧摩阻力、桩底支承力分别与其相应的位移呈理想的弹塑性关系.采用桩侧极限摩阻力fmax、桩底极限支承力qmax与其相应位移的比值来求竖向弹簧及点弹簧刚度.桩侧极限摩阻力fmax及桩底极限支承力qmax采用桩的承载力理论计算公式计算.取fmax相应的位移值为方形桩换算直径的9%，qmax相应的位移值取为8 mm.因在短期作用时间内不可能有较大的温变变量，则台后土与桥台的相互作用以静止土压力的形式作用在桥台上.

3.2 有限元模型的验证

通过对上坂大桥进行的静载试验进行有限元模型的校核.

3.2.1 挠度比较

在各加载工况下，边跨 1/4截面(A-A)和1/2截面(B-B)测试点如图5所示，主梁挠度实测值与有限元计算值分别如图6所示.其中，工况 I-1指加载车辆的纵向布置采用工况 I、横向布置采用工况 1，其余依此类推.

图6 试验与理论的挠度值比较Fig.6 Comparison of deflection value between test and theory

3.2.2 应变比较

各加载工况下，A-A、B-B截面各主梁底部实测应变值与理论计算值的比较如图 7所示.

图7 试验与理论的应变值比较Fig.7 Comparison of strain between test and theory

在校准FEM时，一般满足大多数重点研究的几个参数和主要的几种荷载工况即可.通过图6、7可知，实桥测试与有限元分析的计算结果通过对比，发现两者总体规律一致且吻合较好.从而证明了所建立的有限元模型的正确性.

4 整体式桥台桥梁与有缝桥梁抗洪性能对比

4.1 整体式桥台无伸缩缝桥梁的抗洪受力分析

4.1.1 上部结构受力分析

图8 支座编号示意图Fig.8 Arrangement of bearings

通过有限元模型计算得到上坂大桥主梁相对于桥墩的横桥向最小相对位移为0.073 m，该位移值大于主梁与挡块之间的间隙(0.050 m).这说明洪水来临瞬间，当主梁横桥向相对位移超过0.05 m时，横桥向的挡块约束了主梁横桥向的运动，即此时背水面支座的横桥向受到了约束.为了方便对支座受力进行分析，对上坂大桥中间三排墩上的12块支座进行编号, 如图8所示.

挡块未发挥作用前，有限元模型中所有的支座刚度取为3 960 kN·m-1.此时通过计算得到，上坂大桥在自重+洪水力荷载组合下的各支座竖向反力列于表1.

表1 上坂大桥支座竖向反力(挡块作用前)Tab.1 Vertical force of bearings of Shangban bridge(without influence of block)

注：轴力负值表示受拉，正值表示受压

由表1发现，支座反力都为正值，即各支座都处于受压状态，在迎水面未出现支座与梁体脱开的临界状态, 对支座进行以下验算.

1) 支座的抗滑验算.当支座横桥向的位移为0.05 m时，假设支座未发生滑移，此时每个支座受到的水平向剪力V=3 960×0.05=198 kN.为保证梁体与支座不产生相对滑移，所有支座提供的摩擦力应大于水平力.根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(JTG D62-2004)》[9]可取支座与桥梁底面(混凝土)接触的摩擦系数μ=0.3，由表1中各支座的竖向反力，经计算得：无论中墩或边墩，板式橡胶支座与主梁之间的摩擦力不足以抵抗支座水平力.因此在挡块发挥作用前，主梁与支座之间已经发生了滑移.

2) 支座的抗剪验算.在挡块发挥作用前，支座会产生剪切变形，根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(JTG D62-2004)》[9]，由板式支座的摩擦力产生的剪切变形量Δ应满足

从表1的支座反力可得中墩背水面边支座所受的支座反力最大，由摩擦力产生的剪切变形最大，经计算得Δ=0.062>∑t[tan γ]=0.025，说明支座在该最不利洪水情况下会发生剪切破坏.当挡块发挥作用时，有限元模型中背水面支座的横桥向刚度取为1010kN·m-1.此时计算得上坂大桥在自重+洪水力荷载组合下的各支座竖向反力，如表2所示.

表2 上坂大桥支座竖向反力(挡块作用后)Tab.2 Vertical force of bearings of Shangban bridge(with influence of block)

注：轴力负值表示受拉，正值表示受压

3) 背水面边的支座抗压验算.调查发现，桥梁支座在洪水力作用下易出现背水面支座因受力、变形过大而影响功能甚至丧失承载能力等现象，因此需要对支座的抗压能力进行验算.根据国内外规范[10]和设计指南[11-12]进行支座应力和压缩量的验算，发现支座在该最不利洪水情况下不会出现因受力或变形过大而影响其功能甚至丧失承载破坏的情形.

4) 主梁的倾覆稳定性验算.由表2可知，在该最不利洪水力作用下支座未出现拉力.因此说明自重产生的抗倾覆力矩大于洪水力产生的倾覆力矩, 即MR-Mo>0，主梁不会出现倾覆破坏.从上部结构的分析可知：在洪水力作用下，上坂大桥支座横桥向会发生滑移及剪切破坏，而支座的竖向受力及主梁的稳定性受洪水力影响则相对较少.

4.1.2 下部结构受力性能分析

图9 桥墩编号示意图Fig.9 Arrangement of piers

在洪水力作用下，桥墩主要受轴力Fz、剪力Fy和弯矩Mx(x轴为纵桥向，y轴为横桥向，z轴为竖向). 由于墩底受力最大，故取墩底截面的内力Fz、Fy和Mx进行分析. 又由于迎水面桥墩与背水面桥墩所受的剪力和弯矩相近，只取迎水面边的桥墩进行分析. 图9为桥墩编号示意图.

上坂大桥桥墩在自重、洪水力两种荷载下分别所受的内力，如表3所示.

表3 不同荷载作用下的桥墩内力 Tab.3 Internal force of pier under different loads

注：轴力负值为受拉，正值为受压

从表3可得：洪水力在迎水面桥墩产生的轴拉力大于自重产生的压力，因此迎水面桥墩在洪水来临时处于受拉状态；洪水力作用下的背水面桥墩处于受压状态且洪水力产生的轴压力与自重产生的压力相当.此外，洪水力产生的剪力和弯矩也较大，因此在桥梁抗洪设计时，不能忽略洪水力对桥墩产生的影响.

在洪水力作用下，桩的受力也会受到影响，由于上坂大桥两端的桩受力基本一样，所以只取其中一端进行分析.由于每个桥台由单排四根桩支承，而受洪水力影响最大的为迎水面边及背水面边外侧的两根桩[13].为了进行比较分析，取这两根桩的桩与桥台连接处的截面内力进行分析.洪水力及自重作用下的桩内力，如表4所示.

表4 不同荷载作用下的桩内力Tab.4 Internal force of pile under different loads

注：轴力负值为受压，正值为受拉

洪水力使得背水面桩产生的轴压力较小，但是剪力Fx和弯矩My与自重产生剪力Fx和弯矩My相近；此外，由于水平向的洪水力使得桩在横桥向也有剪力作用. 总体来看，洪水力不仅使桩的内力加大而且使桩的受力更加复杂.

从上述桥墩及桩基的受力分析发现，洪水力对整体式桥台无缝桥梁的桥墩及桩基的受力产生较大的影响，因此当桥梁需要进行抗洪设计时，不能只通过验算过水面积及冲刷而忽略洪水力对桥墩、桩基受力的影响.

4.2 四跨整体式桥台桥梁与相应跨数有缝桥的比较

为了更深入了解整体式桥台无缝桥梁的抗洪性能，根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(JTG D62-2004)》[9]，通过在桥台处设置单、双向支座将上坂大桥改造成相应的普通有缝桥梁.支座以理想弹簧代替，且采用弹性连接单元模拟桥台对主梁的横桥向约束，并将其与原来的整体式桥台无缝桥梁进行抗洪比较分析.

4.2.1 支座反力的比较

取迎水面及背水面支座竖向反力及支座剪力进行分析，两种桥型在自重+洪水力荷载组合下的支座反力如表5所示.表5显示普通有缝桥支座所受的反力都大于整体式桥台无缝桥梁的支座反力，但两者相差很小.

表5 四跨整体式桥梁的支座内力Tab.5 Internal force of bear for 4 span integral bridge

注：轴力负值为受拉，正值为受压

4.2.2 桥墩内力的比较

除了支座外，桥墩也是受洪水力影响较大的地方.同样取墩底截面的内力Fz、Fy和Mx进行比较. 轴力Fz分别取三个迎水面墩所受轴压力的最小值(轴拉力的最大值)及背水面三个桥墩轴压力的最大值，剪力Fy取六个桥墩剪力的最大值，弯矩Mx取六个墩弯矩的最大值. 两种桥型在自重+洪水力荷载组合下的桥墩内力如表6所示. 从桥墩的内力可以发现，普通有缝桥桥墩内力稍大于与整体式桥台无缝桥梁桥墩内力，但差别也同样很小.

表6 四跨整体式桥梁的桥墩内力Tab.6 Internal force of pier for 4 span integral bridge

注：轴力负值为受拉，正值为受压

4.2.3 墩顶位移的比较

取六个桥墩墩顶横桥向位移最大值进行比较，计算发现整体式桥台无缝桥梁的桥墩墩顶横桥向位移最大值为2.04 cm，而普通有缝桥桥墩墩顶横桥向位移最大值为2.07 cm.两者墩顶位移相差不大.四跨的整体式桥台无缝桥梁在洪水力作用下的受力性能与相同跨数的普通有缝桥相近，可能是因桥梁跨数多而使得两端整体式桥台的优势不能充分发挥.

4.3 两跨整体式桥台桥梁与有缝桥的比较

为了更突出地比较两种桥梁抗洪性能的差别，取上坂大桥的两跨并将其改成整体式桥台无缝桥梁及普通的有缝桥，进而比较两者抗洪性能.

4.3.1 支座反力的比较

经计算，在自重+洪水力的荷载组合作用下得到的两种桥型的支座反力如表7所示.由表7可知，整体式桥台无缝桥梁背水面支座所受到的最大压力小于普通有缝桥，迎水面支座还处在受压状态，普通有缝桥迎水面支座的竖向反力出现受拉状态，而实际支座不能承受拉力，说明普通有缝桥迎水面支座出现脱空的状态，会影响主梁在洪水力作用下的稳定性，体现了整体式桥台无缝桥梁的抗洪性能优于普通有缝桥.通过对比支座的剪力，两种桥型的支座所受剪力最大值相差较大，整体式桥台无缝桥梁在支座受剪方面同样优于普通有缝桥.

表7 两跨整体式桥梁的支座内力

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

桥梁类型背水面支座轴力/kN迎水面支座轴力/kN支座剪力/kN整体式桥梁959.4974.38945.98普通有缝桥1419.98-104.381447.86

注：轴力负值为受压，正值为受拉

4.3.2 桥墩内力的比较

两种桥型的桥墩内力如表8所示.通过表8比较两种桥型的桥墩所受内力可知，整体式桥台无缝桥梁背水面桥墩的轴压力小于普通有缝桥，迎水面桥墩的轴拉力也小于普通有缝桥.同时整体式无缝桥梁在受剪方面同样优于普通有缝桥梁.

表8 两跨整体式桥梁的桥墩内力Tab.8 Internal force of pier for 2 span integral bridge

注：轴力负值为受压，正值为受拉

4.3.3 墩顶位移的比较

对于位移的比较，同样只取六个桥墩墩顶横桥向位移最大值进行分析，通过计算发现整体式桥台无缝桥梁的桥墩墩顶横桥向位移最大值为0.55 mm，而普通有缝桥的墩顶横桥向位移最大值为1.67 mm，表明在抵抗横向位移方面整体式桥台无缝桥梁同样优于普通有缝桥.

5 结论

1) 洪水力对整体式桥台无缝桥梁的桥墩及桩基的受力产生较大的影响，因此当桥梁需要进行抗洪设计时，不能只通过验算过水面积和冲刷而忽略洪水力对桥墩、桩基受力的影响.

2) 桥梁的多跨数或较大桥长使得整体式桥台无缝桥梁的抗洪性能优势不能充分发挥.

3) 在跨数较少或桥长较短时，整体式桥台桥梁的抗洪性能明显优于普通有缝桥梁，建议当桥梁跨数不多时, 采用整体式无缝桥梁能有效提高桥梁整体的抗洪性能.

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(责任编辑：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，Fuzhou University，Fuzhou，Fujian 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

庄一舟(1964- )，教授，主要从事无缝桥的研究，yizhouzhuang@qq.com

国家自然科学基金资助项目(51278126, 51578161)；福建省自然科学基金资助项目(2013J01187)

U443.2

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