噶米大跨径连续梁桥小半径曲线边跨优化设计

1、大跨径连续梁桥小半径曲线边跨优化设计第6卷第4期2009年8月现代交通技术ModemTransportationTechnologyVOL6N0.4Aug.2009大跨径连续梁桥小半径曲线边跨优化设计林兆荣(福州市公路局，福建福州350002)摘要：受地形及水文环境限制，乌龙江大桥(新建复线桥)通航孔主线桥工可阶段采用80m+3144m+86m的布跨方式.峡北侧边跨处于半径为70m的曲线上，平曲线半径小，结构受力复杂，设计及施工难度很大，此种梁式桥方案在国内外尚属首次，因此需对此方案进行研究分析，确定控制要素，在分析成果基础上确定最佳跨径配置及结构型式关键词:桥梁;连续梁；曲线边跨；优化;设计

2、中图分类号：U448.215文献标识码:B文章编号：16729889(2009)04002803OptimalDesignonSideSpanwithSmallRadiusCurveofLong-spanContinuousGirderBridgeLinZhaorong(HighwayBureauofFuzhou,Fuzhou350002,China)Abstract:Bsfromtopographyandhydrology,mainlinenavigationspanofWulongjiangbridge（thenewdo

3、ubletrackbridge）using80m+3144m+86mspan一waysinprojectfeasibilitystudystage.Thenorthsideofspansisinthecurveradiusof70m,andtheforcetososmallradiusofcurveisverycomplicated.Atthesametime,thedesignandconstructionisverydifficult,andsuchabeambridgeprogramisthefirsttimeathomeandabroad,arethereforerequiredtoc

4、arryoutthisprogramofresearchandanalysistodeterminethecontrolelements,basedontheresultsoftheanalysistodeterminetheoptimalspanconfigurationandstructura.ltype.Keywords:bridge;continuousbeam;curveofcross-border;optimize;design1工程概况乌龙江大桥位于乌龙江下游峡口处，是福州市南出口的主要通道之一.老桥全长548m,跨径组成为58m+144m+144m+144m+58m桥面行车道宽

5、9m,包括两侧人行道在内总宽12nl.大桥两岸山体陡峭，接线线路崎岖，最小曲线半径在福州侧桥头,半径仅为301TI.乌龙江大桥改造及接线拓宽工程,公路等级为双向2车道2级公路，设计时速为40km/h:新建复线桥面宽度12nl,接线路基宽23nl（新建桥与既有桥共线）；大桥设计荷载为公路I级；航道等级为W级航道，通航净高为81n.侧高不小于5m.通航净宽不小于120in.上底宽不应小于108in.场地基本烈度为度.2总体设计由于福州侧桥头半径仅为30in,在拓宽工程中为增大曲线半径，采用在曲线内侧增加拼宽结构，将曲线半径提高到70ITI.工可方案采用在原乌龙江大桥下游50In处新建复线桥的方案，

6、与原乌龙江大桥共同形成双向4车道,平面布置见图1.待建乌龙江大桥（左现有乌龙江大桥（右幅）乌龙江铁路特大桥f正在施工图1桥位平面图位于乌龙江大桥上游200In处的福厦铁路乌龙江特大桥和乌龙江大桥老桥主桥均采用3144in主跨，为满足近距离设置桥梁的通航要求，经论证只能采用相同的主跨布置.故工可采用桥跨布置为80m+3144nl+86m连续梁方案，福州侧边跨位于70m曲线上.立面见图2.作者简介:林兆荣(1976一)，男，福建宁德人，工程师，主要从事公路养护计划管理和工程项目实施管理工作.第4期林兆荣：大跨径连续梁桥小半径曲线边跨优化设计.29?,4小半径曲线连续梁受力体系优化分析图2工可方案桥

7、梁立面.图3小半径曲线边跨连续梁受力分析直线段主梁属常规结构.而本桥小半径曲线段出现在大跨度梁式桥整个边跨，这种结构在国内没有，在国外亦较为罕见，需要进行详尽的分析，摸清结构受力特点.采取与结构受力相符合的结构形式.曲线段梁体采用与直线段基本一致的结构尺寸.采用MidasCivil有限元软件建立桥梁结构空间有限元模型，如图3,图4所示.计算结果表明：(1)运营阶段截面最大主拉应力出现在曲线段与直线段交接的墩顶处，达到了24.8MPa该值远大于规范相关要求.(2)承载能力极限状态下，该桥的最大扭矩达到一248181kN?lTI.不满足规范对于承受弯，扭，剪作用构件的截面要求.图3计算模型图图4曲

8、线梁段模型图根据计算结果，结合结构特点，分析认为：(1)由于该桥曲率较大，扭转剪应力值过大是主拉应力值过大的主要原因.(2)自重,预应力，汽车荷载，基础沉降对结构的扭矩值影响较大.其中，自重作用下的扭矩值最大达到了一152282kN?M,占总扭矩的75%所以只有解决结构的扭转问题才能减小扭转剪应力和扭矩，由于主拉应力，扭矩与规范值相差悬殊，工可阶段连续梁方案不适应本桥边跨小半径曲线结构，需要改变结构受力体系.4.1边主墩处边界条件变化后分析主墩处负扭矩值过大.假如在该处设置双支座可能会导致外侧支座卸载甚至出现负反力，因此将1样墩(边主墩)处墩梁固结处理.将模型曲线段跨长分成80in,70m,6

9、0ITI,50m分别进行分析计算.主墩的墩身按矩形截面进行计算，分别取H=3m,B=8m和H=6m,B=8in.其中:为纵桥向厚度，为横桥向长度，计算结果见下表：表1自重作用下曲线梁段内力结果表kN?m桥跨长度函景喜主墩身截面(日：6ITI,B=8m)桥跨长度主墩顶扭矩桥台扭矩主墩顶纵向弯矩从表1可以看出：(1)采用墩梁固结形式之后，主墩顶处的梁体扭矩值明显减少.(2)墩身分担了一部分原双支座时曲梁段所承受的纵向弯曲，导致主墩顶处弯矩明显减少.(3)增大墩身截面，降低主墩顶纵向弯矩对该位置扭矩的减小是有利的.(4)边跨越小，墩台扭矩越小.但由于边跨减小，需设置配跨压重，为此带来以下不利因素：配

10、跨压重结构与主桥边跨端部上部结构需设置牛腿，其构造特点易成为桥梁薄弱部位.主桥结构在运营后的支座更换等维护工作难以展开增加了，道伸缩缝，行车舒适性受到影响.辅助墩墩顶纵向由单支座变为双支座.增加了规模.(5)采取在80in边跨中增加辅助墩的方案较为合适.4.280131边跨中增加辅助墩分析边主墩处采用墩梁固结处理，同时在曲线段边跨中增加辅助墩，形成新桥跨布置及新结构体系.30?现代交通技术2009生采取的具体措施如下：(1)曲线梁段桥跨布置由原方案的1跨80m改为2跨31nl+49叫桥跨布置如图5所示.(2)将2#墩处(原1#墩处曲线段与直线段交接处)的边界条件由原方案的抗扭支座改为墩梁结，形

11、成跨径布置为31m+49m+3144m+86m刚构一连续梁混合体系.(3)曲线梁段截面腹板加厚至1.2m,其中2#墩与辅助墩处梁体截面腹板加厚至2m;增大辅助墩处抗扭双支座的支座间距至12nl.曲线段结构构造图如图6所示图53lm+49m+3x144m+86m桥跨布置图图6曲线段结构构造图4.3刚构一连续梁混合体系结构计算分析设计采用MidasCivil有限元软件建模分析，得到的主要控制计算结果如下：(1)运营阶段曲线梁段截面上缘正应力：控制截面2#墩处最大正应力为14.IMPa(压应力)，最小正应力为0.39MPa(压应力)，满足规范要求.(2)短效组合下曲线梁段主拉应力：最大值在辅助墩处达

12、到0.96MPa.其余各截面均满足规范要求.(3)承载能力极限状态下曲线梁扭矩内力：最大扭矩值发生在墩梁固结处，该处扭矩为一153121kN?m轴向为401kN?m;剪力纵向为_461kN?m:剪力横向为48710kN?m;弯矩纵向为一1136028kN?m弯矩横向为44719kN?m.(4)标准组合下2井墩身内力：最大值位于墩顶处扭矩为一13925kN?m轴向为一87681kN?m;剪力纵向为一590kN?m;剪力横向为379kN?m;弯矩纵向为150706kN?m;弯矩横向为一189670kN?m.(5)运营阶段结构反力，如图7所示.b794图7运营阶段结构反力图(单位:kN)根据以上计算

13、结果分析可知：(1)正常使用极限状态短效组合下结构最大主拉应力值为0.96MPa<0.4A=1.096MPa,满足规范要求.（2）运营阶段荷载组合作用下内，外侧支座均不出现负反力.（3）截面尺寸满足规范要求的剪，扭复合作用下的截面最小尺寸要求，且承载能力满足规范要求.5结语通过相关的分析计算表明.本桥原工可阶段连续梁方案（80m+3144m+86ni的布跨方式）不适应小半径边跨曲线结构，需要改变结构受力体系.本文通过变化工可阶段1#主墩（主桥直线与曲线段连接处）边界条件，以及在峡北侧曲线边跨增加辅助墩形成新桥跨布置（新桥跨布置为31m+49m+3144nl+86m）,并利用有限元软件建模分析得出了新跨径布置的受力更加合理.满足本桥小