福厦高铁泉州湾特大桥整体式刚构桥稳定性研究

邓世海

(中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063)

引言

随着我国高速铁路的飞速发展，各种桥型的跨度不断被刷新，新的桥梁结构形式也不断涌现并逐渐应用于高速铁路工程之中[1]。

为与相邻公路桥对孔布置且具有较优的结构性能，新建福州至厦门高速铁路泉州湾跨海特大桥引桥采用3×70 m无支座整体式刚构的新形式[2-4]。该类型桥梁的突出特点是全桥不设置支座，所有桥墩与主梁均为固结形式。由于上部结构与桥墩连为一体，结构受力及变形协调性好，桥梁不设支座，结构耐久性好，桥墩外观纤细，具有较好的美学效果，并可显著降低建造成本。

对于一般连续刚构桥，通常桥墩的截面尺寸小而高度大，施工周期长、难度大，且施工误差及安全影响因素多，因此刚构桥的稳定性问题一直较为突出[5-7]。近年来，许多学者已针对刚构桥的成桥阶段或施工过程的稳定性开展了研究。路兆印[8]建立了某墩高119 m连续刚构桥施工至最大悬臂段工况下的有限元模型，对其在结构理想状态和计入初始几何缺陷时的稳定性进行了计算；杨鑫[9]对高墩大跨连续刚构桥在不同工况下的高墩自体稳定性、主梁悬浇以及成桥阶段的稳定性开展分析；马力雄[10]针对桥墩壁厚及连系梁设计参数对大跨径连续刚构桥稳定性的影响规律进行了探讨；金鹏等[11]分析了初始缺陷等因素对单肢薄壁高墩连续刚构桥施工稳定性的影响程度；白午龙等[12]研究了荷载组合、结构参数等对山区高墩大跨连续刚构桥施工阶段稳定性的影响规律；杨善奎等[13]建立了某大跨刚构桥最大悬臂状态的实体单元模型，并开展非线性屈曲计算，对该桥施工阶段稳定性进行分析；董伟等[14]探讨了桩-土相互作用对于连续刚构桥最大悬臂施工状态稳定性的影响。目前，对于无支座整体式刚构桥这种新型特殊桥型，相关针对性的探索和分析工作还较为少见，尤其对于高速铁路工程而言，其结构稳定性问题显得尤为重要且亟需开展深入研究。

1 工程概况

福厦高铁泉州湾特大桥位于福建省泉州市，全长20.3 km，跨海段长8.3 km，设计时速350 km，双线，线间距5.0 m，CRTSI型双块式无砟轨道，桥位处泉州湾水域宽约8.5 km，主槽处水深6～8 m，两侧滩涂区域宽阔平缓。桥位处气候属东南亚热带气候，多年平均气温20.7 ℃。桥位处的基本风速为34.0 m/s，设计风速39.9 m/s。

桥位上游30 m处为既有泉州绕城高速公路泉州湾跨海大桥，公路桥深水区引桥采用 3×70 m预应力混凝土连续梁。为与相邻公路桥对孔布置，本桥两侧深水区引桥在国内铁路桥梁首次采用了3×70 m无支座预应力混凝土整体式刚构桥，全桥不设支座，结构尺寸与相邻公路桥协调，景观效果较好，边墩及中墩均与主梁固结形成刚架结构，一联全长210 m。图1为整体式刚构桥型布置。

图1 3×70 m整体式刚构桥型布置(单位：m)

整体式刚构桥主梁采用变截面变高度单箱单室混凝土箱梁，箱梁顶宽12.6 m，底宽7 m，悬臂长度2.8 m。中墩和边墩处梁高均为6.6 m，跨中梁高4.1 m，梁高按圆曲线变化。

刚构桥边墩和中墩均与主梁固结，桥墩高度为20～50 m。边墩采用双肢薄壁墩，相邻联边墩在上部分岔，分为两肢薄壁墩，下部一定高度共有实体桥墩和基础。中墩随墩高不同采用实体墩或空心墩。图2为整体式刚构桥边墩与中墩立面布置。

图2 桥墩立面布置(单位：cm)

桥址区地质按成因和时代分类主要有：第四系人工填土素填土；第四系冲海积淤泥、淤泥质粉质黏土、粉质黏土等；第四系冲、洪积淤泥质粉质黏土、粉质黏土、砂等；第四系残坡积粉质黏土；下伏基岩主要为燕山早期侵入花岗闪长岩、二长花岗岩、辉绿岩及混合岩等。

边墩和中墩均采用钻孔灌注桩，桩径1.5～2.2 m，行列式布置。

2 施工方案比选

整体式刚构桥由于由多个独立的T构组成，合龙顺序较为灵活，可以选取不同的施工方案。但是，整体式刚构桥属于超静定结构，下一阶段的施工会对既有结构产生内力重分配，不同的施工方案对最终的成桥线形和应力分布有很大的影响。为探求更合理的施工顺序以优化成桥受力状态，对如下两种合龙方案进行分析对比：(1)先中跨合龙后边跨合龙；(2)先边跨合龙后中跨合龙。不同方案下成桥阶段主力组合工况下的应力与工后徐变如图3、图4所示。

图3 成桥阶段主力组合工况下的应力

图4 不同合龙方案成桥后工后徐变对比

由图3可知，采用方案1，成桥阶段主力组合工况下上顶板最大压应力为8.92 MPa，下底板最大压应力为9.41 MPa；而采用方案2，成桥阶段上顶板最大压应力为10.3 MPa，下底板最大压应力为10.1 MPa。即，按照方案1完成合龙之后，控制截面的应力较小，整个桥梁结构应力呈现为更加合理的分布状态，桥梁压力安全储备更高，更符合结构的设计和使用要求。

同时，据图4对比结果可以得出，方案1的主梁竖向变化更加平缓，跨中上拱值较小，工后收缩徐变值为11 mm，线形更加理想；方案2的跨中工后徐变值为19 mm，徐变值较大。

综上所述，按照“先中跨、后边跨”的合龙顺序进行施工，桥梁结构的受力分布更加均匀，安全储备更高，线形更加理想，徐变变形较小，因此合龙顺序选择方案1更为合理。

3 有限元分析模型

采用通用有限元分析软件ANSYS，建立了3×70 m无支座整体式刚构的有限元模型，选取最高桥墩(50 m)进行建模与分析。

采用可考虑剪切变形影响的梁单元Beam188分段模拟变截面梁体和桥墩，上部箱梁与下部刚构墩按照设计参数完成结构一体化建模。

考虑基础刚度的影响，在模型中采用Combin14单元模拟基础刚度对结构主体的作用。基础刚度参数如表1所示。以基础为弹性约束的刚构桥为研究对象，采用子空间迭代法对结构进行线性稳定分析与计算研究。

表1 基础计算参数

3×70 m无支座整体式刚构有限元模型如图5所示。

图5 3×70 m无支座整体式刚构有限元模型

主要计算荷载如下。

(1)结构自重；

(2)二期恒载：包括线路设备重、桥面三角垫层、防水保护层、防撞墙、人行道、护栏等(按133.1 kN/m计)；

(3)风荷载：作用于桥梁上的风荷载强度[13]可按下式计算

W=K1K2K3W0

式中，W为风荷载强度，Pa；W0为基本风压值，Pa；K1、K2、K3分别为桥墩风载体形系数、风压高度变化系数、地形/地理条件系数，均按规范[15-16]取值。

4 施工阶段稳定性分析

由于泉州湾跨海大桥无支座整体式刚构引桥的边墩、中墩形式不同，且边墩构造较为特殊和复杂[2-4]，因此须对边墩和中墩在施工过程的典型阶段分别进行稳定性分析。

4.1 裸墩状态下的稳定性计算

裸墩状态下，采用弹性基础开展线性稳定性分析，边、中裸墩计算模型分别如图6、图7所示，计算结果见表2。结果表明，边墩在裸墩状态下的第1阶失稳为纵向失稳，稳定系数为65.9；中墩在裸墩状态下的第1阶失稳同为纵向失稳，稳定系数为103.1。对比边墩、中墩的稳定系数分析结果，可以推知裸墩状态下的中墩稳定性更好。

图6 边墩裸墩计算模型

图7 中墩裸墩计算模型

表2 裸墩状态的稳定性分析结果

4.2 零号块状态下的稳定性计算

零号块施工完成是悬臂施工过程中的重要阶段，该阶段的受力性能和稳定性将直接影响到结构施工过程的安全[7，9]，因此对该阶段的结构稳定性进行分析十分必要。

零号块状态下，采用弹性基础考虑基础刚度的影响，建立有限元模型开展线性稳定性分析，稳定性计算结果见表3。由计算结果可知，边墩在零号块状态下的第1阶失稳模态表现为纵向失稳，稳定系数为49.7；中墩在零号块状态下的第1阶稳定系数为52.7，略高于边墩。相对于裸墩状态，边墩和中墩的稳定性均呈现下降趋势。

表3 零号块状态的稳定性分析结果

4.3 最大悬臂状态下的稳定性计算

最大悬臂状态是刚构桥施工过程中的最不利施工状态，该状态下的稳定性计算在施工阶段的稳定性分析中不可或缺[17-19]。

最大悬臂状态计算模型如图8、图9所示。

图8 边墩最大悬臂施工状态计算模型

图9 中墩最大悬臂施工状态计算模型

首先完成边墩、中墩在最大悬臂状态下的线性稳定性仿真计算，分析结果见表4。

表4 最大悬臂状态的线性稳定性分析结果

计算结果表明：边墩在最大悬臂状态下的第1阶失稳为纵向失稳，稳定系数为26.4，远小于裸墩状态和零号块状态，此时稳定性最差。中墩的各阶稳定性系数均大于边墩，表明边墩的稳定性较差。

其次，在线性分析完成的基础上，分别求解仅考虑几何非线性、双重非线性情况下的失稳临界荷载，再由荷载-位移曲线可进而得到线性及非线性稳定分析的极限荷载及稳定安全系数，见表5。

由表5可知，几何非线性及材料非线性对稳定分析有较大影响，计入双重非线性后得到的临界载荷仅为只考虑线性时的48%左右，因此，开展最大悬臂状态的稳定性计算时，应计入非线性的影响。

表5 不同方法的临界荷载及稳定安全系数比较

4.4 成桥阶段稳定性分析

4.4.1 刚性基础与弹性基础稳定性分析

为简化计算，不考虑桩基的影响，可认为墩底固结，采用固端约束进行模拟[14，20]。采用子空间迭代法对全桥开展线性屈曲仿真分析。将该结果与弹性基础条件下的仿真结果进行对比，如表6所示。

表6 刚性与弹性基础稳定系数对比

计算结果表明：刚性基础模型(墩底固结)和弹性基础模型(考虑桩土效应影响)的第1阶稳定系数分别为47.1和34.8，第一阶屈曲模态均为墩纵倾，即整桥纵向倾斜；第二阶屈曲模态产生主梁平面外横弯屈曲，表明该结构的纵向刚度弱于横向刚度，全桥更可能发生纵向失稳破坏。同时，刚性简化模型的各阶稳定安全系数均大于弹性基础模型，表明简化模型的稳定性计算结果偏于安全，因此须考虑基础刚度对于结构稳定性能的影响作用。

4.4.2 不同墩高下的非线性稳定性分析

前述着重研究了墩高为50 m的设计参数情况，将基础按弹性基础计算并分别改变墩高为30，40，50，60，70 m，在同时考虑几何非线性和材料非线性的基础上，分别计算在线性情况与非线性情况下的边墩墩顶临界荷载，并将其与在刚性基础条件下的计算结果进行对比，如表7、图10所示。

图10 基于不同分析方法的边墩墩顶临界荷载

表7 边墩墩顶临界荷载 MN

计算结果表明，考虑非线性因素之后，墩顶临界荷载均有所减小，并在考虑双重非线性时最小；且随着桥墩高度的增大，墩体逐渐变柔，墩顶临界荷载呈现减小趋势，稳定性亦逐渐降低。

5 结论

福厦高铁泉州湾特大桥深水区引桥采用3×70 m无支座整体式刚构，为该桥型在国内高铁上首次应用，结构受力及变形协调性好，无支座耐久性好;施工中采用全桥悬臂浇筑的施工方法，避免了海上搭设临时支架，降低了施工安全风险；同时重点对福厦高铁泉州湾跨海大桥引桥3×70 m无支座整体式刚构桥的施工与成桥阶段典型状态开展了结构稳定性仿真分析，主要结论如下。

(1)综合考虑裸墩、零号块施工状态，最大悬臂施工状态以及成桥状态在相应荷载工况下的稳定性，计算结果表明，裸墩施工状态为稳定性计算的最有利状态，最大悬臂状态为最不利状态。

(2)各典型施工状态下，边墩的稳定安全系数均小于中墩，中墩的稳定性较好。

(3)对最大悬臂施工状态和成桥阶段进行线性与非线性承载能力的比较，考虑非线性后，墩顶临界荷载均有所减小，且考虑双重非线性时最小。

(4)随着桥墩高度的增大，成桥阶段墩顶临界荷载呈现减小趋势，稳定性能逐渐降低。