楊帥

摘要：文章以某預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)檠芯勘尘?，運(yùn)用Midas Civil軟件建立橋梁有限元計(jì)算模型，針對(duì)不同跨徑組合方案的連續(xù)剛構(gòu)橋展開(kāi)了受力與變形分析。研究結(jié)果表明：（1）隨著邊中跨比的增加，連續(xù)剛構(gòu)橋的主梁彎矩、剪力以及豎向位移均逐漸增大，而軸力隨之逐漸減小;（2）跨徑布置對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的受力及變形影響較大，不同跨徑組合方案中對(duì)稱(chēng)跨徑組合的主梁受力及變形比較均勻合理，而不對(duì)稱(chēng)跨徑組合則比較復(fù)雜;（3）在地形地質(zhì)復(fù)雜情況下，不對(duì)稱(chēng)連續(xù)剛構(gòu)橋應(yīng)盡量選用較小邊中跨比形式的跨徑組合，以保證橋梁的安全及穩(wěn)定性。

關(guān)鍵詞：連續(xù)剛構(gòu)橋;跨徑組合;彎矩;軸力;豎向變形

中圖分類(lèi)號(hào)：U442.5⁺4 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A DOI：10.13282/j.cnki.wccst.2020.11.036

文章編號(hào)：1673—4874（2020）11一0133-04

0引言

由于預(yù)應(yīng)力連續(xù)剛構(gòu)橋具有行車(chē)舒適、施工方便、跨距較大、造價(jià)較低等優(yōu)點(diǎn)，故在我國(guó)山區(qū)公路橋梁工程建設(shè)中得到了廣泛的應(yīng)用。一般情況下預(yù)應(yīng)力連續(xù)剛構(gòu)橋的跨徑采用對(duì)稱(chēng)布置形式，以保證橋梁結(jié)構(gòu)的受力均衡合理，但在實(shí)際工程中橋梁的跨徑布置會(huì)受到地形地貌、通航等條件的限制，使得一部分橋梁設(shè)計(jì)不得不選擇不對(duì)稱(chēng)跨徑的組合方案。不對(duì)稱(chēng)連續(xù)剛構(gòu)橋的內(nèi)力及變形必然存在較大差異，由文獻(xiàn)可知，邊中跨比不協(xié)調(diào)會(huì)使得橋梁結(jié)構(gòu)的應(yīng)力及撓度不易控制，從而給橋梁結(jié)構(gòu)安全性穩(wěn)定性帶來(lái)嚴(yán)重影響。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)學(xué)者在不對(duì)稱(chēng)連續(xù)剛構(gòu)橋方面進(jìn)行了較多研究，如趙進(jìn)鋒等__6]通過(guò)對(duì)不同邊中跨比的連續(xù)剛構(gòu)橋進(jìn)行動(dòng)力特性對(duì)比分析，得到跨徑不對(duì)稱(chēng)橋梁結(jié)構(gòu)的橫橋向自振特性影響明顯的結(jié)論;趙劍等研究了不對(duì)稱(chēng)連續(xù)剛構(gòu)橋腹板崩裂的成因及處治方法;荊友璋探討了跨徑不對(duì)稱(chēng)預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋的設(shè)計(jì)思路與方法。本文以某預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)檠芯勘尘?，運(yùn)用Midas Civil軟件建立橋梁有限元計(jì)算模型，針對(duì)不同跨徑組合方案的連續(xù)剛構(gòu)橋進(jìn)行受力與變形分析，以期為同類(lèi)連續(xù)剛構(gòu)橋梁的跨徑布置設(shè)計(jì)提供參考與借鑒。

1工程背景

以某三跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)檠芯勘尘?，該剛?gòu)橋全長(zhǎng)為290m，跨徑布置為（75+140+75）m，主梁采用單箱單室變截面箱梁，其中根部和跨中梁高分別為6.8m、3.2m，高跨比為1/20.6、1/44，梁底下緣按1.6次拋物線(xiàn)變化。下部結(jié)構(gòu)左右橋墩均采用雙柱式矩形截面空心墩，墩身高度為24m，雙柱間凈距為4.2m，橋墩橫橋向?qū)挾群晚槝蛳蚝穸确謩e為1.6m、7.2m，橋墩基礎(chǔ)為鉆孔灌注樁。主梁和主墩均采用C50混凝土，承臺(tái)及樁基則采用C30混凝土。橋梁設(shè)計(jì)荷載為公路-I級(jí)，設(shè)計(jì)車(chē)速為40km/h。橋型布置如圖1所示。

2有限元模型

通過(guò)采用Midas Civil軟件建立連續(xù)剛構(gòu)橋的計(jì)算模型，模型坐標(biāo)系中假設(shè)X、y、Z分別為橋梁的縱、橫、豎方向，主梁和橋墩均采用三維梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬，該連續(xù)剛構(gòu)橋三維計(jì)算模型具體如圖2所示。模型中對(duì)承臺(tái)底部進(jìn)行固結(jié)約束，對(duì)外側(cè)兩橋臺(tái)的橫、豎橋方向均進(jìn)行約束，跨中兩橋墩與主梁、承臺(tái)采用剛臂進(jìn)行連接，材料參數(shù)如表1所示。全橋一共劃分為151個(gè)節(jié)點(diǎn)，146個(gè)單元，計(jì)算荷載參數(shù)取值如下：

（1）恒載：一期恒載為橋梁結(jié)構(gòu)的自重;二期恒載為橋面鋪裝、防撞護(hù)欄、人行道及欄桿等，荷載取值67kN/m。

（2）汽車(chē)荷載：公路一I級(jí);人行道均布荷載取tA2.5kN/m²。

（3）溫度荷載：整體升溫為24℃，整體降溫為-18℃。

（4）溫度梯度：按《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范（JTGD60-2015）》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行取值。

（5）風(fēng)荷載：基準(zhǔn)風(fēng)速取25m/s。

（6）收縮徐變：按照《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范（JTGD62—2004）》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行取值。

（7）基礎(chǔ)沉降：各支座均考慮5mm沉降。

3連續(xù)剛構(gòu)橋跨徑組合方案對(duì)比分析

為探討不同跨徑組合設(shè)計(jì)方案對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋受力及變形的影響，本文在保持原橋全長(zhǎng)的基礎(chǔ)上，以原剛構(gòu)橋?qū)ΨQ(chēng)跨徑（75+140+75）m為基準(zhǔn)，通過(guò)改變橋梁的邊中跨比，設(shè)計(jì)了（80+135+75）m、（85+130+75）m、（90+125+75）m、（95+120+75）m四種不對(duì)稱(chēng)跨徑組合作為研究對(duì)象，即邊中跨比由O.54增至0。79，模擬過(guò)程中分別選取一跨1/4L、一跨跨中、支點(diǎn)處、二跨1/4L、二跨跨中、二跨3/4L、支點(diǎn)處、三跨中、三跨3/4L作為計(jì)算截面的位置，針對(duì)不同跨徑組合方案下的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋進(jìn)行受力與變形分析。

3.1連續(xù)剛構(gòu)橋的受力對(duì)比分析

3.1.1主梁彎矩

通過(guò)對(duì)不同跨徑組合方案情形下的連續(xù)剛構(gòu)橋主梁彎矩進(jìn)行有限元計(jì)算分析，得到橋梁結(jié)構(gòu)在承載能力極限狀態(tài)下的彎矩變化規(guī)律如圖3所示。

由圖3可知，在承載力極限狀態(tài)作用下，連續(xù)剛構(gòu)橋的主梁彎矩變化大致與邊中跨比成正比例關(guān)系。各跨徑組合方案中，連續(xù)剛構(gòu)橋中一跨1/4和左、右兩側(cè)支點(diǎn)處彎矩值變化較為明顯，其中一跨1/4和左側(cè)支點(diǎn)處彎矩值均逐漸增大，而右側(cè)支點(diǎn)處的彎矩值則逐漸減小;橋梁結(jié)構(gòu)中左側(cè)支點(diǎn)處的彎矩值增大了35%，右側(cè)支點(diǎn)處的彎矩值減小了24%，左側(cè)橋墩頂處彎矩隨著邊跨比的增加而增大，說(shuō)明在各跨徑組合方案中邊中跨比越小橋梁的主梁彎矩變化越為均勻。

3.1.2主梁剪力

通過(guò)對(duì)不同跨徑組合方案情形下的連續(xù)剛構(gòu)橋主梁剪力進(jìn)行計(jì)算分析，得到橋梁結(jié)構(gòu)在承載能力極限狀態(tài)下的剪力變化規(guī)律如圖4所示。

根據(jù)圖4可知，在承載力極限狀態(tài)組合作用下，各跨徑組合方案中僅連續(xù)剛構(gòu)橋左、右兩側(cè)支點(diǎn)處的主梁剪力變化表現(xiàn)較為明顯，而其余截面處剪力變化相對(duì)較小，其中左側(cè)支點(diǎn)處剪力值隨著邊中跨比的增大而逐漸增大，而右側(cè)支點(diǎn)處的剪力值則隨之逐漸減小;在橋梁跨徑組合為（75+140+75）m時(shí)，左、右兩側(cè)支點(diǎn)處的剪力值分別為44025kN、-51712kN;在跨徑組合為（95+120+75）m時(shí)，左、右兩側(cè)支點(diǎn)處的剪力值分別為55911kN、-42341kN，左側(cè)支點(diǎn)處的剪力值增大了27%，右側(cè)支點(diǎn)處的剪力值減小了22%，說(shuō)明選擇較小邊中跨比能夠使連續(xù)剛構(gòu)橋的主梁剪力更為均勻。

3.1.3主梁軸力

通過(guò)對(duì)不同跨徑組合方案情形下的連續(xù)剛構(gòu)橋主梁軸力進(jìn)行有限元計(jì)算分析，得到橋梁結(jié)構(gòu)在承載能力極限狀態(tài)下的軸力變化規(guī)律如圖5所示。

由圖5可知，在承載力極限狀態(tài)作用下，各跨徑組合的主梁軸力沿橫橋向均呈“w”型對(duì)稱(chēng)分布。各跨徑組合方案中，一跨和三跨各截面的軸力變化較小，而二跨與左右支點(diǎn)處各截面的軸力變化則較為明顯，其中跨徑組合為（75+140+75）m時(shí)，二跨中與左右兩側(cè)支點(diǎn)處的軸力值分別為-5500kN、-9854kN、-9797kN;跨徑組合為（95+120+75）m時(shí)，二跨中與左右兩側(cè)支點(diǎn)處的軸力值分別為-573kN、-4125kN、-6016kN。根據(jù)主梁軸力變化曲線(xiàn)可知，隨著邊中跨比的增大，連續(xù)剛構(gòu)橋的主梁軸向拉力呈逐漸增大變化，而其軸向壓力則與之相反。

3.2連續(xù)剛構(gòu)橋的變形對(duì)比分析

通過(guò)對(duì)荷載短期效應(yīng)組合作用下的剛構(gòu)橋主梁豎向位移進(jìn)行計(jì)算分析，得到不同跨徑組合的主梁豎向位移如圖6所示。

根據(jù)圖6可知，在荷載短期效應(yīng)組合作用下，各跨徑組合方案中僅一跨的豎向位移變化表現(xiàn)比較明顯，其中當(dāng)跨徑組合為（75+140+75）m時(shí)，一跨1/4截面處的豎向位移為48mm，一跨中的豎向位移為36mm;而當(dāng)跨徑組合為（95+120+75）m時(shí)，一跨1/4和一跨中截面處的豎向位移分別為74mm、62mm，較前者分別增加了54%、72%。由此可知，在連續(xù)剛構(gòu)橋中邊跨的豎向位移增幅隨著邊中跨比的增大逐漸增大，中跨的豎向位移則逐漸減小。

4結(jié)語(yǔ)

本文以某三跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)檠芯勘尘?，通過(guò)借助Midas Civil有限元軟件對(duì)不同跨徑組合方案的連續(xù)剛構(gòu)橋展開(kāi)了受力與變形分析，可得到以下結(jié)論：

（1）連續(xù)剛構(gòu)橋的主梁彎矩、剪力以及豎向位移均隨著邊中跨比的增加逐漸增大，而軸力隨著邊中跨比的增加逐漸減小。

（2）跨徑布置對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的受力及變形影響較大，不同跨徑組合方案中對(duì)稱(chēng)跨徑組合的主梁受力及變形比較均勻，而不對(duì)稱(chēng)跨徑組合主梁受力及變形較為復(fù)雜。

（3）在地形地質(zhì)復(fù)雜的情況下，不對(duì)稱(chēng)連續(xù)剛構(gòu)橋的跨徑布置應(yīng)盡量選用較小邊中跨比形式的跨徑組合，以保證橋梁的安全及耐久性。