广州科韵路港口h、i、j匝道桥主跨线桥耦合分析

广州科韵路港口h、i、j匝道桥主跨线桥耦合分析

1项目总结1.1南接黄浦涌大桥科云街是广州快速道路系统的东环，是广州南北的另一个重要动脉。新港东路立交是广州市城区科韵路与新港东路之间的一个重要节点,北接琶洲大桥,西连广州市河南地区,南接黄浦涌大桥。新港东路立交形式复杂,共设计有10条匝道。新港东路立交设计最困难的工作是H、I、J匝道桥的设计,由于受匝道桥梁高和线形的限制,因此H、I、J匝道桥设计采用曲线叠合钢箱梁桥(桥面叠合层为15cmC50钢纤维混凝土)。该工程设计荷载为城市-A级;桥梁宽度:H、I匝道桥为单向单车道,钢箱梁段宽8m(加宽段);J匝道桥为单向双车道,钢箱梁段宽11.25m(加宽段)。整个工程于2004年底完成施工图设计,2005年5月建成通车,至今运行状况良好。1.2主桥结构的设计新港东立交H、I、J匝道叠合钢箱梁桥平面线形相当特殊,不但是小半径的曲梁,而且梁体中心线是圆圆、圆缓、缓直等组合构成的复合曲线,变化极不规则。如J匝道叠合钢箱梁桥梁体中心线由半径39.125m的圆曲线、缓和曲线、半径5024.375m的反向圆曲线、缓和曲线、半径39.125m的同向圆曲线和缓和曲线组成,如图1所示。此外,新港东H、I、J匝道叠合钢箱梁桥的跨径也较大,H、I匝道叠合钢箱梁桥的跨径组合均为35+50+35m,桥宽8m,J匝道叠合钢箱梁桥的跨径组合为(35+53+35)m,桥宽11.25m。该3座匝道桥主跨均达50m以上,而平面的曲率半径不足40m。虽然叠合钢箱梁是适合应用于曲线桥的,但在实际工程设计中这么小平面半径而又有较大跨径的结构还是少见的。因此,该匝道桥的设计就显得非常关键。1.3双支柱钢箱梁桥H、I、J匝道桥是具有缓和曲线的匝道桥,同向曲率半径的夹角之和小于180°,因此,活载产生的扭矩在梁的两端很大。为了减少扭矩荷载的连续传递,减小曲梁两端的扭矩,新港东H、I、J匝道叠合钢箱梁桥均采用双支座来承担扭矩,使曲线桥的扭矩较均匀地分布在曲线连续梁上,由各个桥墩上的双支座共同承担。其中H、I匝道叠合钢箱梁桥支座间距4m,J匝道叠合钢箱梁桥支座间距6.6m。2材料模型的建立在进行曲线匝道桥支座受力的分析计算时,考虑曲线匝道桥梁空间力学行为明显,因此采用了Ansys空间板壳单元,按照设计施工图的构造特点,建立了匝道桥有限元空间分析计算模型,如图2所示。顶板、底板及腹板的纵向加劲肋采用Beam4空间梁单元。箱梁顶板、底板、翼板、腹板、横梁、横向强加劲及横向弱加劲等采用Shell93空间板壳单元。横梁之间灌注的混凝土采用Solid95实体单元。由于在计算分析时忽略了材料非线性的影响,因此对钢材和混凝土材料采用理想弹性材料模型。有限元单元模型使用的材料物理参数见表1。全桥J匝道共设8个支座,其中1、2、4支承处曲线外侧的支座均竖向约束,即将z方向的位移约束,曲线内侧的支座沿径向和竖向进行约束;3支承处曲线外侧的支座沿切向和竖向进行约束,曲线内侧的支座沿径向、切向和竖向进行约束。3小半径曲线桥梁小半径曲线桥梁由于存在很大的扭矩,使横向双支座的一个支座产生较大的上拔力而容易导致支座的脱空,过大的上拔力还可能导致曲梁的倾覆。因此,小半径曲线桥梁的设计,对支座反力的计算是必须的。新港东立交H、I、J匝道叠合钢箱梁桥是圆圆、圆缓、缓直等组合成的复合曲线匝道桥,其支座反力难以采用一般的曲梁计算理论获得,所以需要通过建立空间有限元分析模型,计算在恒载作用和活载作用下的支座反力,确保桥梁设计的安全。3.1恒载作用下的合成事力匝道桥的恒载作用有:钢箱梁自重、箱内混凝土块压重、桥面铺装层、防撞栏。前两项恒载为第一期恒载,即结构自重,后两项恒载为第二期恒载。采用空间有限元模型,计算获得恒载作用下的支座内外侧反力见表2。上述计算的支座反力的结果表明:对于三跨连续(叠合钢箱梁)曲线桥梁,恒载作用下的支座反力有如下规律:(1)两端支座(编号1和4)的反力是外支座反力大于内支座反力。(2)中间支座(编号2和3)的反力外支座反力不一定大于内支座反力,内外支座反力的大小与曲梁的平面线形有关。(3)两端支座反力的内外支座反力差值随曲率半径减小而增大。3.2在活动的作用下，支架的反作用力分析以J匝道桥为例,J匝道桥面宽11.25m,分别考虑在活载作用下的3种不利情况:双车道内侧偏载、单车道内侧偏载、单车道外侧偏载。(1)种载荷工况下双车道内部三种反力根据《城市桥梁设计荷载标准》(CJJ77-98),汽车活载采用城市-A级车道荷载(均布荷载为15kN/m,集中荷载为300kN),并将荷载偏置在曲线梁的内侧,双车道荷载横向布置如图3所示。对于三跨连续曲线梁桥,在计算活载作用的支座反力时,考虑4种工况(表3)。双车道内侧偏载在这4种荷载工况下的支座反力计算结果如表4所示。从表中的计算结果来看,工况二和工况三为不利情况,并以工况二为最不利工况。(2)单车道内侧偏载反力计算结果将荷载偏置在曲线梁的内侧,单车道荷载横向布置如图4所示。单车道内侧偏载在4种荷载工况下的支座反力计算结果如表5所示。从表中的计算结果来看,仍然是工况二和工况三为不利情况,并以工况二为最不利工况。(3)单车道外侧偏载4种荷载工况下的合成成功率将荷载偏置在曲线梁的外侧,单车道荷载横向布置如图5所示。单车道外侧偏载4种荷载工况下的支座反力计算结果如表6所示。从表中的计算结果来看,工况二和工况四为不利情况,并以工况四为最不利工况。3.3控制大角度的灌注混凝土压重本文采用空间曲线箱梁有限元模型,分别计算了H、I、J匝道桥在恒载和活载作用下的支座反力,由此可以归纳出复杂曲线叠合钢箱梁支座反力的特点和规律。(1)连续复杂曲线叠合钢箱梁在恒载作用下,横向两个支座的反力是不均匀的,特别是两端支承处内、外侧的支座反力相差悬殊。(2)在汽车活载作用下,对于曲线桥梁,一般是内侧偏载将使布置在外侧的支座产生负反力,外侧偏载将使布置在内侧的支座产生负反力。但对复杂曲线桥梁,存在有内侧偏载将使布置在内侧和外侧的支座同时产生负反力和外侧偏载也将使布置在内侧和外侧的支座同时产生负反力的情况。(3)当曲率半径小、跨径大、恒载小时,更应该注意控制内外侧负反力的问题。因此,为了保证支座不脱空,可以采取在支点处横隔梁内灌注混凝土进行压重。本文的J匝道桥采用增加支点附近压重的设计方法,通过计算分析得到的反力计算结果表明