異型曲線梁橋支座布置優(yōu)化研究

劉耀東，譚業(yè)偉

（湖北工業(yè)大學(xué)土木建筑與環(huán)境學(xué)院，湖北武漢 430068）

0 引言

目前國內(nèi)互通式立交橋?qū)挾炔粩嘣黾?，各種彎、坡、斜橋甚至是異型橋梁也不斷出現(xiàn)，異型箱梁橋在荷載的作用下產(chǎn)生彎、剪、扭的耦合作用，結(jié)構(gòu)空間荷載效應(yīng)明顯，支座各向反力與一般箱梁橋有很大區(qū)別［1］。針對異型橋梁設(shè)計中各支點處支座橫向間距的研究目前還有很大不足，異型橋支座布置時依靠的主要是一般箱梁橋的設(shè)計經(jīng)驗，難以確定最優(yōu)的各支點處支座的橫向間距。以邵陽范家山立交工程中的一聯(lián)預(yù)應(yīng)力混凝土異型曲線箱梁橋為工程背景，分析了橋梁支座橫向間距的不同對于支座反力和梁體內(nèi)力的影響，選擇最佳的支座橫向間距，以有利于整體受力。

1 工程概況

邵陽范家山立交工程中右幅橋第八聯(lián)箱梁橋的跨徑為3×30 m，該聯(lián)橋為異型變寬曲線橋，變寬前為單箱雙室梁截面，橋?qū)?2.8 m，三車道；變寬后為單箱三室梁截面，橋?qū)捴饾u變化至21.6 m，四車道。曲線梁橋曲線半徑為400 m，全部箱梁高2.4 m，懸臂長2 m。未變寬部分各支點處支座橫向間距為4 m，變寬處支點橫向間距為8 m，橋梁平面圖及支座約束布置如圖1所示。

2 研究方法

本文主要分析支座間距調(diào)整對于支座反力及內(nèi)力的影響，采用Midas FEA有限元分析軟件建立實體單元模型進(jìn)行計算，各支座的模擬采用剛性連接，將實際支座面積內(nèi)的各節(jié)點連接在一起，并對剛性連接主節(jié)點施加約束。

根據(jù)支座間距不同分為12種工況［2-3］，對比分析方案如下：（1）調(diào)整變寬部分支點支座橫向間距，分別為4 m，6 m，8 m，10 m，12 m，14 m，其他支座間距為原設(shè)計方案間距；（2）調(diào)整未變寬部分支點支座橫向間距，分別為1 m，2 m，3 m，4 m，5 m，6 m，其他支座間距為原設(shè)計方案間距。根據(jù)以上支座的橫向間距分別建立有限元模型1至12，篇幅所限模型1至12不一一列出。全橋劃分為22 814個單元，7 186個節(jié)點，截面尺寸及混凝土、預(yù)應(yīng)力鋼束的材料屬性均按原設(shè)計取用。

荷載考慮如下：（1）恒載：自重+二期恒載；（2）預(yù)應(yīng)力荷載：本文不考慮預(yù)應(yīng)力張拉順序?qū)Ξ愋蜆虻氖芰τ绊?，按照一次施加全部預(yù)應(yīng)力的方式考慮預(yù)應(yīng)力荷載。

圖1 異型曲線箱梁橋平面及支座布置

為準(zhǔn)確分析支座橫向間距的變化對梁體內(nèi)力的影響，在每個模型上選取7個截面，分別為4個支點處所在截面和每跨跨中截面，并在每個截面上取8個測點，如圖2（a）所示；3#端支點處截面由于截面寬度較大，取12個測點，頂?shù)装宸謩e多取2個測點，如圖2（b）所示。

3 支座橫向間距調(diào)整效應(yīng)分析

3.1 變寬部分支座橫向間距調(diào)整模型的受力分析

3#端支座橫向間距調(diào)整后，各支點處支座豎向反力差值如圖3所示，從圖中可以看出0#、1#端支點處支座反力差值基本沒有變化，而3#端支點處支座反力差值的變化幅度在間距為9 m前要大于2#支點處支座反力差值的變化幅度，之后則相反，因此當(dāng)3#端支點處支座橫向間距為9 m時，各個支座的支座反力分布較為均勻。

圖2 截面測點位置

圖3 模型1-6各支點處支座反力差值

表1顯示的是模型1-6各支座順橋向和橫橋向反力值，從計算結(jié)果中可以看出當(dāng)3#端支點處支座橫向間距為6 m時水平支座反力最小，間距為4～10 m時各支座水平反力差距不大，超過10 m后水平反力快速增加。從支座反力角度來看，當(dāng)3#端支座橫向間距為9 m時，各支座豎向和水平反力值都較為適宜，為最佳橫向間距。

圖4為模型1-6在荷載作用下最大拉壓應(yīng)力值，從圖中可以看出隨著橫向間距的增大，最大拉壓應(yīng)力值基本沒有變化。在模型1-6各截面測點的應(yīng)力值的分析結(jié)果中可以發(fā)現(xiàn)除了3#端支點處截面的應(yīng)力值有所變化外，其他截面各測點的應(yīng)力值基本不隨模型的改變發(fā)生變化，故只附3#端支點處截面各測點應(yīng)力變化圖，如圖5所示。

從圖5中可以看出3#端支點處支座橫向間距的變化對支座附近梁體的內(nèi)力還是有影響的，對梁體頂板的影響主要集中在頂板中軸附近，并且間距越大，壓應(yīng)力越大；對底板的影響則由支座位置決定，越靠近支座附近梁體的應(yīng)力值越大，離支座越遠(yuǎn)，應(yīng)力值越小，各底板測點最大壓應(yīng)力值相差不大。綜合來看，3#端支座橫向間距過大會導(dǎo)致支座附近結(jié)構(gòu)頂板壓應(yīng)力值增大，對底板的影響只是確定應(yīng)力最大值的位置，而不影響其數(shù)值。結(jié)合支座反力和3#端支點處截面應(yīng)力圖可以看出當(dāng)橫向間距為9 m時反力分布較為均勻，應(yīng)力值較為適宜。

表1 1-6號模型在荷載作用下順橋向/橫橋以座反力 （單位：kN）

圖4 模型1-6最大拉壓應(yīng)力值

圖5 3#端支座截面各測點壓應(yīng)力值

3.2 未變寬部分支座橫向間距調(diào)整模型的受力分析

對模型7-12進(jìn)行有限元計算后，得到各支點處支座豎向反力差值，如圖6所示。從圖中可以看出當(dāng)橫向間距為6 m時，各支點支座豎向反力差值最小，反力分布最為均勻，最大豎向支座反力值最小；而當(dāng)橫向間距為5 m時，各支點豎向反力差值與間距為6 m時相差不大，尤其是2#端支點處支座豎向反力差值基本相同，最大豎向支座反力位于2#端支點處，因此橫向間距為5 m和6 m時，支座反力分布得較為均勻。

圖6 模型7-12各支點處支座豎向反力差值

如表2所示，當(dāng)橫向間距為5 m時，順橋向支座反力最小，當(dāng)橫向間距為6 m時，橫橋向支座反力最小；橫橋向反力在間距為5 m和6 m時相差不大，順橋向反力則差距很大。因此綜合支座各向支座反力來看，當(dāng)0#，1#，2#端支點支座橫向間距為5 m時，反力分布較為均勻，水平反力相對最小。

圖7為模型7-12在荷載作用下最大拉壓應(yīng)力值，從圖中可以看出最大拉應(yīng)力基本不變化，而最大壓應(yīng)力值在間距較短時會增大，因此支座橫向間距不宜過短，這樣會造成支座附近出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

根據(jù)模型7-12各截面測點壓應(yīng)力值可以看出各截面及3#端支點處截面的壓應(yīng)力值變化不大，圖8—10為各端支點處截面的壓應(yīng)力值變化圖。從圖中可以看出各支點處截面頂?shù)装鍦y點應(yīng)力值變化趨勢與模型1-6中3#端支點處截面?zhèn)赛c應(yīng)力值變化趨勢一致，支座橫向間距的增加會導(dǎo)致頂板中線處壓應(yīng)力值增加，底板各測點應(yīng)力值則與支座位置有關(guān)。綜合支座反力及截面應(yīng)力變化來看，0#、1#、2#端支點處支座橫向間距取5m時最佳。

表1 7-12號模型在荷載作用下順橋向/橫橋向支座反力 （單位：kN）

圖7 模型7-12最大拉壓應(yīng)力值

圖8 0#端支點處截面各測點壓應(yīng)力值

圖9 1#端支點處截面各測點壓應(yīng)力值

圖10 2#端支點處截面各測點壓應(yīng)力值

4 結(jié)語

（1）適當(dāng)增大支座橫向間距可以有效改善內(nèi)外側(cè)支座的豎向反力分布及水平反力的大小，該異型箱梁橋變寬端支座的最佳橫向間距為9 m，其他支座的最佳橫向間距為5 m。

（2）支座橫向間距的調(diào)整主要改善內(nèi)外側(cè)支座豎向反力的分配，增加橋梁承載上限，減小水平反力，但不會降低總的支座豎向反力。

（3）對于寬度較大的截面，支座橫向間距取略大于底板寬度的1/2較為合理；對寬度較小的截面，支座橫向間距取大于底板寬度的3/4較為合理。

（4）對支座橫向間距的調(diào)整對橋梁整體內(nèi)力的影響很小，主要體現(xiàn)在支座附近梁體結(jié)構(gòu)的內(nèi)力分布，橫向間距的增加會導(dǎo)致梁體結(jié)構(gòu)頂板中線附近結(jié)構(gòu)應(yīng)力增大，并影響底板應(yīng)力集中的位置。

總之，對于異型預(yù)應(yīng)力混凝土曲線箱梁橋，在不明顯改變梁體內(nèi)力的情況下，可以通過調(diào)整支座橫向間距來改善各支點處內(nèi)外側(cè)支座的豎向反力分布，避免橋梁在使用過程中發(fā)生因支座受力不均而引起的相關(guān)病害。