楊愛民，盧文鋒，劉 泉，李茂奇

(1.中國市政工程華北設(shè)計研究總院，天津市300074；2.東北林業(yè)大學(xué)，黑龍江哈爾濱150040)

0 前言

改革開放以來，隨著我國民經(jīng)濟的持續(xù)快速發(fā)展，高等級公路及城市道路建設(shè)的發(fā)展，社會對交通設(shè)施的需求量也隨之加大，交通運輸業(yè)蓬勃興起。曲線橋[2]因布置靈活、受場地限制較小等特點得到了廣泛的應(yīng)用，已經(jīng)成為高速公路、立交橋梁和高架橋梁中的一種不可或缺的重要橋型。這些立交橋和高架橋不僅緩解了所在城市的交通，而且還增添了所在城市的環(huán)境美觀，成為一道亮麗的風(fēng)景線，滿足安全美、功能美、結(jié)構(gòu)美、經(jīng)濟美、視覺美、環(huán)境美的要求。高等級公路在路線線形方面要求越來越高，在公路建設(shè)中，除特大橋梁外，一般要求橋梁的平面布置服從公路線形，在進行平、縱、斷面三方面綜合設(shè)計時，應(yīng)做到平面流暢、縱坡均衡、橫斷面合理。

由于受地形、地物和占地面積的影響，在城市中立交橋往往受到用地面積的限制，所以曲線橋多為小半徑的曲線梁橋，行車速度小的特殊橋梁平曲線半徑可達到25 m[3]。在曲線梁橋下部結(jié)構(gòu)設(shè)計時，為減少占用士地、改善下部結(jié)構(gòu)布局、增加視野和橋形美觀，其下部墩柱往往采用獨柱支承方式，這種形式的曲線梁橋受力狀態(tài)較為復(fù)雜，支承方式的選擇對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋的受力影響較大[4]。

1 不同支承方式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋受力性能的影響

1.1 工程概況

某小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋設(shè)在一圓曲線上，曲線半徑R=75 m。單孔跨徑為25 m,孔跨布置為4×25 m+3×25 m+3×25 m，共三聯(lián)十跨，橋長250 m。取邊跨一聯(lián)三跨為研究對象，平面布置見圖1。主梁截面形式采用高1.8 m 的魚腹式普通鋼筋混凝土連續(xù)箱梁，為單箱五室，主梁橫斷面見圖2。橋墩形式為獨柱式橋墩，橋墩截面為底部兩圓相交，向上橫向呈酒杯狀擴展，橋梁支承形式見圖3。橋面寬度：12 m+2 m×0.5 m 防撞墻。設(shè)計荷載：汽車：城-A 級，人群：4 kN/m2。

采用梁格法[5][6]進行建模，全橋共分成213 個單元，其中120 個縱梁單元和93 個橫梁單元。橋梁平面有限元模型見圖4。

采用兩種支承方式，一種是所有支座均為雙支座，另外一種是曲線橋兩端是雙支座，跨中為單支座，現(xiàn)在考察這兩種支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋受力性能的影響。具體支承情況見圖5、圖6。分別考察汽車荷載和恒載作用下的影響，汽車荷載模擬城-A 級。以邊肋為例考察不同支承形式對受力的影響，分別取端支點處、1/8 跨、1/4 跨、3/8 跨、1/2 跨、5/8 跨、7/8 跨、邊支點、1/8 跨、1/4 跨、3/8 跨、1/2 跨等幾個位置作為測點。

1.2 不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋縱向彎矩的影響

首先，考察不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋縱向彎矩的影響，通過建立模型，可得在汽車荷載作用下，不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線梁橋縱向彎矩的影響情況見圖7；在恒載作用下，不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線梁橋縱向彎矩的影響情況見圖8。

由圖7 可知：在汽車荷載作用下，邊支點處的彎矩值變化較大，采用單支座時的縱向彎矩值是采用雙支座時彎矩值的2.0 倍，除邊支點處縱向彎矩值變化較大以外，中間獨柱墩采用雙支座和采用單支座對其他各點縱向彎矩值的影響非常小，差值均在5%以內(nèi)。

由圖8 可知：在恒載作用下，中間獨柱墩采用雙支座和采用單支座對其他各點縱向彎矩值的影響非常小，變化值均在5%以內(nèi)。

所以，中間獨柱墩采用雙支座還是采用單支座對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋縱向彎矩值的影響較小。

1.3 不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋扭矩的影響

然后，考察不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋扭矩的影響，在汽車荷載作用下，不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線梁橋扭的影響情況見圖9；在恒載作用下，不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線梁橋扭矩的影響情況見圖10。

由圖9 可知，在汽車荷載作用下，除中支點處采用雙支座時的扭矩值小于采用單支座時的扭矩值外，其他各點采用單支座時的扭矩值明顯大于采用雙支座時的扭矩值，單支座時的扭矩值是雙支座時扭矩的1.3～2.7 倍，這是由于采用雙支座時，雙支座可以大大減小小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋的“彎－扭”耦合作用。在3/4 邊跨和7/8邊跨處，采用雙支座時的扭矩值大于采用單支座時的扭矩值，這是由于雙支座的約束作用，扭矩值不能通過支座向橋墩傳遞，而是向主梁的兩端傳遞，使得扭矩值發(fā)生了一個偏位。

由圖10 可知，在恒載作用下，邊跨各點采用單支座時的扭矩值明顯大于采用雙支座時的扭矩值，但是中支點處的扭矩值有一個突變。這是由于采用單支座時，由于小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋存在明顯的“彎－扭”耦合作用，使得外梁出現(xiàn)超載現(xiàn)象，扭矩變化明顯。

所以，采用雙支座可以大大減小小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋的“彎－扭”耦合作用，使其受力均衡，變化平緩，有效避免出現(xiàn)過大的扭矩值。

1.4 不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋支座受力的影響

最后，考察不同支承形式對小半徑魚腹式連續(xù)曲線箱形梁橋支座受力性能的影響，不同支承情況下端部支座反力值見表1。

表1 不同支承時支座反力情況表（單位：kN）

由表1 可知，單支承形式有單支座變成雙支座時，外梁側(cè)支座的支反力由4 090 kN 減小為3 830 kN，減小了6.4%，內(nèi)梁側(cè)支座的支反力由1 280 kN 增加到1 540 kN，增加了20.3%，但是內(nèi)外支座的支反力和相等；采用雙支座時，端支承處的內(nèi)、外支座反力值之差小于采用單支座時端支承處內(nèi)、外支座反力值之差。采用單支座時中墩支座的反力為14 000 kN，小于采用雙支座時內(nèi)外支座之和為6 720 kN+7 290 kN=14 010 kN，但是差距不大。通過以上數(shù)據(jù)可以看出，采用雙支座并不能減小支座反力，只是將外側(cè)支座的支反力減小，內(nèi)側(cè)支座的支反力增加，使得內(nèi)、外支座的受力相差越來越小，避免出現(xiàn)過大的外梁超載，內(nèi)梁卸載現(xiàn)象，避免內(nèi)側(cè)支座出現(xiàn)拉應(yīng)力。除了采用雙支座可以減小內(nèi)梁卸載，外梁超載現(xiàn)象外，還可以采用對單支座預(yù)設(shè)偏向的方式，是小半徑魚腹式連續(xù)箱形梁橋受力合理。

2 結(jié)論

從上面分析可以得出以下結(jié)論：

（1）全橋采用雙支座可以有效減小扭矩值，但是對縱向彎矩值影響不大。

（2）全橋采用雙支座不能減小支座的支反力之和，只是使內(nèi)梁支座的支反力增加，外梁的支反力減小，支反力重新得到了分配。

[1]范立礎(chǔ).橋梁工程[M].北京:人民交通出版社,2007.362.

[2]高島春生,等.斜梁橋[M].中國建筑工業(yè)出版社,1978.81-89.

[3]新建武漢站工程車站建筑施工圖設(shè)計[Z].中鐵第四勘察設(shè)計院集團有限公司,2009.

[4]孫全勝,李茂奇.小半徑曲線橋抗扭性能靜載試驗研究[J].公路,2009(12):43-47.

[5]Edmund C.Halnby.Bridge Deck Behaviour[M].London,ChaPman an Hall Ltd,1976.1-89.

[6]戴公連,李德健.橋梁結(jié)構(gòu)空間分析設(shè)計方法與應(yīng)用[M].北京:人民交通出版社,2001.15-37.