偏载下支座脱空对多跨连续梁受力性能的影响

雷素敏

(中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北 武汉 430063)

预应力混凝土连续梁桥是目前应用较为广泛的桥型[1]。近年来，随着铁路交通建设的迅猛发展，多跨长联连续梁桥以其跨越能力大、造型简洁、行车舒适、施工方便等优点而逐渐被公路、城市、铁路桥梁采用[2]，数量逐渐增多。

多跨长联连续梁联长较长，桥面较宽，常采用多线运营的模式。多线运营在给交通带来便利的同时，也引发连续梁的偏载问题，加之连续梁在使用过程中由于支座寿命限制等原因造成的支座脱空，使得多跨长联连续梁的偏载效应问题更加突出，进而影响其受力性能。

刘文忠等[3]分析了支座脱空的原因及危害，并提出了改进措施；朱小青等[4]研究发现，支座脱空对桥梁结构的受力性能影响较大；罗泽辉等[5]研究发现，支座脱空对支座支反力及桥梁局部应力影响较大；孙全胜等[6]对曲线梁桥的支座脱空进行了研究，并提出了一些改善建议。周正茂等[7]对支座脱空进行了研究，提出支座脱空前后桥梁的变形规律；陈福斌等[8]利用桥博分析软件对支座脱空进行分析，提出预防支座脱空的建议。

综上所述，较多学者已对支座脱空的危害以及预防措施进行了相关研究，但却缺少支座脱空对桥梁受力性能影响的定量研究[9]。本文以一多跨长联连续梁为例，分析不同偏载工况下支座脱空前后连续梁各支墩支座支反力的分布规律，为多跨长联连续梁在偏载作用下的支座布设提供参考及理论基础。

1 工程概况

杭州钱江铁路新桥是沪杭甬客运专线杭甬段和杭长客运专线跨越钱塘江干流杭州市河段的桥梁，结构设计采用(45+65+14×80+65+45)m四线预应力混凝土连续梁方案，共计18孔一联，梁全长1 341.7 m。多跨长联连续梁采用单箱三室横截面，如图1所示。

图1 横断面(单位：m)

新桥设计行车速度200 km/h，桥梁位于直线上，采用ZK活载；桥墩各支点沿横向设4个支座，桥梁采用纵向和竖向预应力钢束。新桥桥型如图2所示。杭州钱江铁路新桥是目前世界上设计时速最高、联长最长、承受铁路荷载最大的多跨长联预应力混凝土连续梁铁路桥。

图2 杭州钱江铁路新桥桥型

2 有限元半梁模型建立

基于杭州钱江铁路新桥的纵桥向对称性，采用MIDAS/Civil建立1/2梁体对称模型进行分析。采用空间板壳单元模拟箱梁顶板、底板、腹板和人行道板，采用实体单元模拟支点横梁以及跨中横梁。杭州钱江铁路新桥半梁模型如图3所示。模型共计10个支墩，43#墩和44#墩之间跨径为45 m，44#墩和45#墩之间跨径为65 m，其他墩之间跨径为80 m。

图3 杭州钱江铁路新桥半梁模型

3 支座未脱空时支墩受力分析

3.1 偏载工况

为了研究杭州钱江铁路新桥在不同活载偏载工况下各支墩支座支反力的分布规律，沿桥梁横向布置4种偏载工况对结构进行加载，见图4。由于该桥梁结构沿桥面中心线对称，故偏心加载时仅按对桥面中心线一边最不利情况布置。

图4 杭州钱江铁路新桥偏载工况

3.2 支座未脱空时支反力分析

在支座全不脱空的情况下，按照TB 10621—2009《高速铁路设计规范》的相关规定[10]，单线和双线不计入折减系数，三线和四线计入0.75的折减系数。将横向4个支座按照边支座、中支座、中支座、边支座的顺序排列，其支反力依次记为R1～R4。

依照上述4种偏载工况按影响线加载求最大支反力，单线和双线的最大支反力是其中2种偏载工况的最大效应值。支反力对比如图5所示。可知：由单线引起的支反力较小；各支墩边支座最大支反力由双线加载控制；中支座最大支反力由四线加载控制。因此在四线连续梁支座布设时，应同时考虑由双线、四线加载引起的最不利支反力的影响。

图5 支反力对比

设最大活载支反力偏载系数μ为

(1)

式中：Rs(1，2，3，4)max为按照影响线加载下求得的4种偏载工况下各支座的最大支反力，用R′表示；(R1p+R2p+R3p+R4p)/4为利用平面活载加载方式计算4种偏载工况下4个支座支反力的平均值，用R″表示。

计算得到最大活载支反力偏载系数见表1。可知，最大活载支反力偏载系数43#边支墩约为1.261，52#中支墩约为1.300，各活载支反力最大偏载系数在各支墩分配均不均匀。其中，43#支墩与44#支墩的边支座、中支座偏载系数分别相差0.143，0.111，在各支墩中分配最不均匀。80 m跨支墩边支座和中支座偏载系数相差较小，分配比边跨支墩均匀。因此，支墩反力偏载系数与支墩位置和支座位置均关联较大。

表1 最大活载支反力偏载系数

4 支座脱空时支墩受力分析

4.1 支座脱空工况

在桥梁施工过程中，如果梁体和支座出现空隙或接触不充分就叫做梁体支座脱空[11]。分别计算分析支座脱空工况下各支墩支座的支反力分布规律,支座脱空工况如表2所示。

表2 支座脱空工况

4.2 支座脱空时支反力分析

分别计算对比在以上8种支座脱空工况下，梁体在自重和最不利活载作用下其他未脱空支座支反力的大小，支反力增大系数k为

(2)

工况1和工况2支反力增大系数分别见表3和表4。表中数据的书写格式为A/B，A表示在自重作用下支座脱空时的支反力增大系数，B表示在最不利活载作用下支座脱空时的支反力增大系数；k1,k4分别为边支座支反力增大系数；k2,k3分别为中支座支反力增大系数。

由表3和表4可知：①45 m边跨支墩边支座和中支座脱空对43#墩和44#墩的支反力增大系数造成较大的影响，其他支墩支反力增大系数均为1/1，故支座脱空对本支墩支座的影响较大，其次是相邻支墩的支座，而对其他支墩的支座影响很小。②对比表3和表4 中44#墩的支反力增大系数可知，在工况1作用下，边支座脱空比中支座脱空对其他支座的影响更大。③在工况1作用下，支反力增大系数在0.57～2.78，且自重作用下的支反力增大系数比活载作用下的支反力增大系数小。因此，多跨长联连续梁施工控制中应重点关注活载效应下边跨支座脱空带来的不利影响。

表3 工况1支反力增大系数

表4 工况2支反力增大系数

工况3和工况4支反力增大系数分别见表5和表6。

表5 工况3支反力增大系数

表6 工况4支反力增大系数

由表5和表6可知：①45 m+65 m跨边支座和中支座脱空对本支墩相邻支座的影响大于其他支墩的支座，且中支座脱空带来的影响较边支座脱空小；②在工况3和工况4作用下，支反力增大系数在0.93～2.19。自重和最不利活载作用下，由支座脱空造成的支反力增大系数无明显差别。

工况5和工况6支反力增大系数分别见表7和表8。由表7和表8可知：①65 m+80 m跨边支座和中支座脱空工况下，支座脱空对其他支墩支座上支反力的影响与工况1～工况4的规律相似。②在工况5和工况6作用下，65 m+80 m跨边支座脱空使得44#支墩的支反力增大系数有稍微的改变，而65 m+80 m跨中支座脱空则对44#支墩的支反力增大系数影响较小，故边支座脱空比中支座脱空对其他支座的影响更大。③在工况5和工况6作用下，支反力增大系数在0.64～2.23，由自重和最不利活载造成的支反力增大系数分布并无明显规律。

表7 工况5支反力增大系数

表8 工况6支反力增大系数

工况7和工况8支反力增大系数分别见表9和表10。

表9 工况7自重、最不利活载下支反力增大系数

表10 工况8自重、最不利活载下支反力增大系数

由表9和表10可知：80 m+80 m跨边支座和中支座脱空工况下，支反力增大系数在0.61～2.25，边支座脱空对本支墩及邻近支墩支座的支反力增大系数影响比中支座脱空明显，中支座脱空仅对本支墩支座支反力增大系数产生影响，且支反力增大系数波动性较小。

综上可知，支座脱空会对本墩及相邻两墩各支座的支反力产生影响，但其主要影响的还是同一墩上其他支座的支反力，对相邻墩支座支反力略有影响。在恒载作用下，边支座脱空可使同一墩上相邻的中支座反力增大到原来的2.04～3.39倍；中支座脱空可使同一个墩上相邻的边支座反力增大到原来的1.31～1.73倍。在活载作用下，边支座脱空可使同一墩上相邻的中支座反力增大到原来的1.73～2.78倍；中支座脱空可使同一个墩上相邻的边支座反力增大到原来的1.34～1.61倍。由此可知，边支座脱空比中支座脱空危险性更大。

5 结论

本文按照4种偏载工况，采用相应研究参数为分析指标，对多跨长联连续梁分别进行支座未脱空和脱空情况下的受力分析，得出以下结论：

1)支座未脱空时，各支墩边支座最大支反力由双线加载控制，中支座最大支反力由四线加载控制；支墩反力偏载系数与支墩位置和支座位置有关。

2)边跨支墩支座脱空对支反力增大系数的影响比次中跨和中跨支墩支座脱空的影响大，因此，应重点考虑边跨支墩支座脱空造成的不利影响。

3)支座脱空对本支墩支座影响较大，邻近支墩支座次之，其他支墩支座的影响最小.

4)综合来看，边支座脱空带来的影响比中支座大。对于靠近中跨的支墩，中支座脱空仅对本支墩支座的影响较大，在多跨长联连续梁施工控制过程中，应合理布设支座，有效预防支座脱空带来的不利影响。