預(yù)偏心設(shè)置對小半徑曲線箱梁橋受力性能的影響

唐朝陽

(福建省公路管理局，福建福州 350002)

隨著交通流量的加大，需要架設(shè)立體交通疏解交通堵塞，曲線橋梁不僅能夠滿足這類交通需要，且與周圍建筑能更加自然協(xié)調(diào)，符合廣大人民群眾審美，因而曲線梁橋廣泛應(yīng)用于高等級公路、城市立交橋等工程中[1]。所以，研究彎橋的受力性能也成為彎梁橋發(fā)展需要解決的問題。

對于預(yù)應(yīng)力混凝土彎梁橋的受力及性能分析。鮑志旺等[2]運用有限元軟ANSYS，分析了獨柱墩預(yù)偏心設(shè)置對小半徑匝道彎橋支座豎向反力、梁體位移、扭矩的影響；曾永文等[3]人探討了不同曲率半徑和跨徑對匝道彎橋基本力學(xué)性能的影響；惠興志[4]研究了曲線半徑、箱梁截面尺寸、支座類型及布置方式對彎橋梁體偏移的影響；侯克鵬[5]對不同荷載作用下支座的支反力進行分析，對比均勻溫度與梯度溫度單獨作用下對橫向爬移量的貢獻；朱劍鋒等[6]針對廈門BRT彎橋運營中，考慮各項結(jié)構(gòu)受力和試驗數(shù)據(jù)，做出受力性能分析；相宏偉[7]研究分析了連續(xù)獨柱墩彎橋的支座偏心位置對橋梁整體抗傾覆性能的貢獻；魏霞，曹猛等[8-9]人分別研究了現(xiàn)澆箱梁獨柱墩彎橋抗傾覆穩(wěn)定性并分析具體存在安全問題的原因及解決措施和不同曲率半徑對小半徑匝道彎橋受力的影響以及對小半徑匝道彎橋抗傾覆性能的影響。然而，針對中支點為獨柱墩單支座的小半徑連續(xù)彎梁橋?qū)ζ溥M行預(yù)偏心設(shè)置分別對自重荷載工況、移動荷載工況以及綜合兩種工況下的組合荷載工況的受力性能分析卻鮮有報道。

本文依托某3×30m連續(xù)預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋為工程背景，利用MidasCivil2015建立分析模型，分析了在該橋中支點為獨柱墩單支座的情況下，對中支點支座進行一定的預(yù)偏心值，分別分析預(yù)偏心值對該橋梁在自重荷載工況、汽車荷載工況以及對移動荷載和自重荷載的組合荷載工況下的內(nèi)力的影響規(guī)律。該結(jié)果可為城市預(yù)應(yīng)力混凝土匝道橋的設(shè)計提供參考。

1 計算模型

1.1 工程概況

橋址場地位于福建省福州市閩侯縣南嶼鎮(zhèn)城市立交某段，全橋總體跨徑布置為3×30m，曲率半徑為80m，采用預(yù)制混凝土箱梁，混凝土為C50，等截面的公路連續(xù)梁橋的高度與跨度之比通常在1/25-1/15之間，本次設(shè)計梁高取值為1.8m，橋梁全寬為8.5m?？缰薪孛婧椭c截面分別如圖1和圖2所示。

圖1 跨中截面(單位：cm)

圖2 支點截面(單位：cm)

1.2 有限元模型

利用MidasCivil2015建立該3×30m、半徑為80m的小半徑彎橋的有限元模型(圖3)，主梁梁體用空間梁單元模擬，采用“以直代曲”的方法將主梁等分為90個直線段，并考慮腹板變化處截面變化影響，建立曲線梁橋，這樣就將全橋劃分為98個單元，每個單元包含2個節(jié)點，每個節(jié)點考慮3個平移自由度和3個轉(zhuǎn)動自由度。

圖3 有限元模型

本文所建模型邊界條件為：混凝土箱梁均用一般支承模擬支座受力，兩個邊墩采用雙支座支承，其中一邊支座約束DX、DY、DY，另一邊支座只約束DZ；兩個中柱墩中支點采用單支座支承，只約束DZ。通過彈性連接中的剛性連接來模擬箱梁頂部和支座節(jié)點的連接。移動荷載考慮公路-I級荷載。

2 計算結(jié)果分析

2.1 自重荷載工況下

對中支點的支座進行偏心設(shè)置，其在自重荷載下的支座反力、彎矩、扭矩分別如圖4～圖6。

圖4 各支座的支反力

圖5 主梁彎矩

圖6 各墩頂扭矩

由圖4可得，在自重荷載下隨著偏心距的增大，梁端內(nèi)側(cè)支座反力逐漸增大，外側(cè)支座反力逐步減??；當(dāng)偏心距為0.5m時，梁端內(nèi)側(cè)支座反力相對于較小值增大幅度約99 %，梁端外側(cè)支座反力相對于較小值減小的幅度約72 %，變化的幅度比較大；在偏心距為0.3m時內(nèi)外側(cè)支座的支座反力接近平衡。隨著偏心距的繼續(xù)增大，表現(xiàn)出外側(cè)支座反力小于內(nèi)側(cè)支座反力。而中間獨柱墩的支座反力在偏心距的變化下則沒有明顯變化。

由圖5可得，在自重荷載下隨著偏心距的增大，各個位置彎矩的變化幅度不大，跨中的彎矩略有增加，墩頂?shù)膹澗貏t略微減??；偏心距達到0.5m時，相對于較小值，跨中彎矩增加了約4 %，墩頂彎矩減小了約8 %。

由圖6可得，在自重荷載下隨著偏心距的增大，梁端扭矩會逐步減小，而中支點扭矩會逐步增大，在偏心距為0.1m時，該工況下的梁端和中支點扭矩會相對平衡，而后隨著偏心距的增大，表現(xiàn)出梁端扭矩小于中支點扭矩。

2.2 移動荷載工況下

在對中支點的支座進行偏心設(shè)置，其在移動荷載下的支座反力、彎矩、扭矩分別如圖7～圖9。

圖7 支座反力

由圖7可得，在移動荷載下隨著偏心距的增大，梁端內(nèi)側(cè)支座反力逐漸增大，外側(cè)支座反力逐步減??；偏心距為0.5m時，其內(nèi)側(cè)支座反力相對于較小值增大了約10 %，外側(cè)支座反力相對于較小值減小了約7 %。而中支點的反力沒有發(fā)生明顯的變化。

由圖8可得，在移動荷載下，隨著偏心距的增大，跨中的彎矩略有增加，墩頂?shù)膹澗貢晕p小。偏心距達到0.5m時，跨中彎矩相對于較小值僅增加了約1 %，墩頂彎矩相對于較小值減小了約3 %。

由圖9可得，在移動荷載下，隨著偏心距的增大，各支點墩頂處的扭矩均略有變小。相對于較小值，減小的幅度最大可達約12 %。

2.3 組合荷載工況下

在對中支點的支座進行偏心設(shè)置，其在移動荷載和自重荷載下的組合荷載作用下的支座反力、彎矩、扭矩分別如圖10～圖12。

圖10 支座反力

圖11 主梁彎矩

圖12 各墩頂扭矩

由圖10可得，在組合荷載工況下，隨著偏心距的增大，梁端內(nèi)側(cè)支座反力逐漸增大，外側(cè)支座反力逐步減小，而中支點的反力卻沒有發(fā)生明顯的變化。在偏心距為0.4m時，梁端內(nèi)外側(cè)支座反力大致相等，而在偏心距大于0.3m時梁端內(nèi)側(cè)支座反力逐步大于外側(cè)支座反力。

由圖11可得，在組合荷載工況下，隨著偏心距的增大，各跨跨中的彎矩會增加，而墩頂?shù)膹澗貢p小，但彎矩的變化幅度相對不大。

由圖12可得，在組合荷載工況下，隨著偏心距的增大，梁端扭矩顯著減小，中支點扭矩顯著增大，到偏心距接近0.4m時兩者的扭矩基本相等，而后梁端扭矩則開始小于中支點扭矩。

3 結(jié)論

本文針對橋跨布置為3×30m，半徑為80m的小半徑連續(xù)彎梁橋，采用MidasCivil2015建立分析模型，分別在自重荷載下、車輛荷載下以及組合荷載工況下對橋梁中墩支座設(shè)置預(yù)偏心對其受力性能的影響。得到了如下結(jié)論：

(1)自重荷載下：隨著偏心距的增大，對支座內(nèi)外側(cè)支反力以及扭矩的影響較大，對中支點支反力和彎矩影響較小。在本文的研究條件下，梁端外側(cè)支反力降幅可達到約42 %，而內(nèi)側(cè)支反力升幅可達約99 %。而梁端扭矩下降的幅度約173 %，中支點扭矩升幅達到249 %左右。

(2)移動荷載下：隨著偏心距的增大，對支反力、彎矩、扭矩的影響均不大。

(3)在組合荷載工況下，隨著偏心距的增大，對內(nèi)外側(cè)支反力、扭矩的影響較大，而對彎矩影響則相對較小。在本文的研究條件下，梁端外側(cè)支反力降幅可達到約26 %，而內(nèi)側(cè)支反力升幅約53 %。而梁端扭矩下降的幅度約46 %，中支點扭矩升幅達到95 %左右。

(4)本文所設(shè)條件下，以組合荷載工況綜合考慮梁端內(nèi)外側(cè)支反力和扭矩分布為參考，建議預(yù)偏心值為0.4～0.5m。

總體上看，中墩向曲線外側(cè)設(shè)置預(yù)偏心對組合荷載工況下受力性能有明顯改善，今后設(shè)計師可根據(jù)具體工程參照本文具體分析，從而對所設(shè)計彎梁橋設(shè)置一個合理的預(yù)偏心值。