(湖南交建勘測設(shè)計(jì)咨詢有限公司， 湖南 長沙 410000)

0 引言

近年來，我國基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)速度仍在加速，城市之中也出現(xiàn)了越來越多的現(xiàn)代化互通式立交工程[1]，在城市立交工程的建設(shè)中，由于用地和線型的限制，立交工程中出現(xiàn)了越來越多的曲線梁橋[2-3]。曲線梁橋不同于直線梁橋，其結(jié)構(gòu)受力比直線梁橋更復(fù)雜，并且受到跨長、半徑、墩臺(tái)、支座等多方面的影響[4-5]。亦有許多學(xué)者對曲線梁橋的結(jié)構(gòu)受力進(jìn)行了相關(guān)研究，但對于曲線橋梁支座反力影響因素研究較少，且研究缺乏針對性[6]，考慮到上述情況，本文以某實(shí)際工程案例為依托，利用Midas Civil 2017軟件，研究了曲線梁橋半徑、梁端支座距離、邊中跨比等因素對單箱雙室曲線梁橋支座反力的影響。

1 工程概況

某連續(xù)單箱雙室曲線梁橋采用C50預(yù)應(yīng)力混凝土，預(yù)應(yīng)力混凝土參數(shù)如表1所示。

表1 C50預(yù)應(yīng)力混凝土參數(shù)預(yù)應(yīng)力鋼絞線直徑/mm預(yù)應(yīng)力鋼絞線抗拉強(qiáng)度/MPa鋼筋混凝土重力密度/(kN·m-3)15.21 860 25.5

曲線梁橋跨度為3×25 m，梁高為1.5 m，箱梁寬度12 m，某連續(xù)單箱雙室曲線梁橋典型斷面如圖1所示。

圖1 單箱雙室曲線梁橋典型橫斷面(單位： mm)

Midas計(jì)算取值如表2所示。

表2 Midas計(jì)算取值二期恒載/(kN·m-1)汽車荷載溫度基礎(chǔ)不均勻沉降/mm35公路I級(jí)橋梁整體均勻升溫±20 ℃ -5

本工程橋梁中間支座采用單向活動(dòng)盆式支座，橋臺(tái)處采用雙盆式支座，支座距離為3 m，支座布置如圖2所示。

圖2 單箱雙室曲線梁橋支座布置圖

2 曲線梁橋半徑對支座反力影響精細(xì)化分析

本文通過控制變量法進(jìn)行研究，當(dāng)研究曲線梁橋半徑時(shí)，保持梁端支座距離、邊中跨比不變，設(shè)置工況如表3所示。

表3 曲線梁橋半徑工況表曲線梁橋半徑/m梁端支座距離/m邊中跨比50、100、150、200、250、30041

通過對上表6種曲線梁橋半徑工況進(jìn)行計(jì)算，得到的各支座最小反力，如表4所示。

表4 各半徑工況下的支座最小反力支座位置不同半徑(m)時(shí)的最小反力/kN50100150支座1-1 806.3-787.4-432.5支座21 512.61 119.81 005.3支座33 802.43 801.63 799.2支座43 916.23 855.13 811.5支座5-1 912.1-762.1-421.5支座61 492.61 169.31 037.1不同半徑(m)時(shí)的最小反力/kN200250300-266.8-170.9-100.1977.9936.5906.53 701.33 795.63 791.43 799.23 831.23 831.9-271.6-171.9-102.6973.7928.6897.6

為了使數(shù)據(jù)更加形象化，繪制了每個(gè)支座隨曲線梁橋半徑變化時(shí)的最小反力曲線圖，如圖3所示。

圖3 半徑變化下的單箱雙室曲線梁橋支座最小反力圖

從上圖可以看出，該曲線梁橋各支座受力并不均勻，尤其是內(nèi)外2個(gè)支座相差(支座1與支座2，支座5與支座6)更加明顯，同時(shí)當(dāng)曲線梁橋半徑逐漸變小時(shí)，內(nèi)外兩支座受力不均勻情況更加明顯。同時(shí)由圖表可知，曲線梁橋的內(nèi)部支座也會(huì)出現(xiàn)負(fù)壓力，但由于普通盆式橡膠支座只能承受由橋梁上部結(jié)構(gòu)傳遞的正壓力，出現(xiàn)負(fù)壓力就意味著支座此時(shí)是處于脫空的狀態(tài)，且曲線梁橋半徑越小，支座越易產(chǎn)生脫空現(xiàn)象。

3 曲線梁橋梁端支座距離對梁橋支座反力影響精細(xì)化分析

通過控制變量法進(jìn)行研究，當(dāng)研究梁端支座距離時(shí)，保持曲線梁橋半徑、邊中跨比不變，設(shè)置工況如表5所示。

表5 梁端支座距離工況表曲線梁橋半徑/m梁端支座距離/m邊中跨比2002.5、3、3.5、4、4.5、51

通過對表5的6種梁端支座距離工況進(jìn)行計(jì)算，得到的各支座最小反力，如表6所示。

為了使數(shù)據(jù)更加形象化，繪制了每個(gè)支座隨梁端支座距離變化時(shí)的最小反力曲線圖，如圖4所示。

從圖4可以看出，當(dāng)梁端支座距離逐漸變小時(shí)，單箱雙室曲線梁橋支座內(nèi)外兩支座受力不均勻情況更加明顯。同時(shí)由圖表可知，曲線橋梁的內(nèi)部支座同樣會(huì)出現(xiàn)負(fù)反力，但由于普通盆式橡膠支座只能承受由橋梁上部結(jié)構(gòu)傳遞的正反力，出現(xiàn)負(fù)壓力就意味著支座此時(shí)是處于脫空的狀態(tài)，且梁端支座距離越小，支座越易脫空。

表6 各梁端支座距離工況下的支座最小反力支座位置不同梁端支座距離(m)時(shí)的最小反力/kN2.533.5支座1-1 933.4-1 126.5-613.9支座21 114.81 035.21 004.8支座33 701.33 701.33 701.3支座43 799.23 799.23 799.2支座5-1 938.9-1 143.9-623.2支座61 105.61 031.91 014.3不同梁端支座距離(m)時(shí)的最小反力/kN44.55-266.8-42.9116.8977.9962.8947.63 701.33 701.33 701.33 799.23 799.23 799.2-271.6-44.2114.6973.7953.2938.1

圖4 梁端支座距離變化下的單箱雙室曲線梁橋支座最小反力圖

4 曲線梁橋邊中跨比對梁橋支座反力影響精細(xì)化分析

通過控制變量法進(jìn)行研究，當(dāng)研究邊中跨比影響時(shí)，保持曲線梁橋半徑、梁端支座距離不變，選擇4種工況進(jìn)行研究，分別為25 m+25 m+25 m、20 m+25 m+20 m、18 m+25 m+18 m、16 m+25 m+16 m ，具體邊中跨比工況如表7所示。

表7 邊中跨比工況表曲線梁橋半徑/m梁端支座距離/m邊中跨比20041、0.8、0.72、0.64

通過對表7的4種曲線梁橋邊中跨比工況進(jìn)行計(jì)算，得到的各支座最小反力，如表8所示。

表8 各邊跨比工況下的支座最小反力支座位置支座最小反力/kN邊中跨比=1邊中跨比=0.8邊中跨比=0.72邊中跨比=0.64支座1-266.8-273.9-325.6-381.2支座2977.9642.3502.1305.8支座33 701.33 399.63 214.23 081.7支座43 799.23 421.23 298.23 142.5支座5-271.6-280.1-331.2-388.3支座6973.7725.6523.6361.2

為了使數(shù)據(jù)更加形象化，繪制了每個(gè)支座隨邊中跨比變化時(shí)的最小反力曲線圖，如圖5所示。

圖5 邊中跨比變化下的單箱雙室曲線梁橋支座最小反力圖

從上圖和表可以看出，隨著邊中跨比值的逐漸減小，中間支座和梁端外側(cè)支座反力逐漸減小，梁端內(nèi)側(cè)支座負(fù)反力變大，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是:隨著邊中跨比的變小，使曲線梁橋整體恒載變小，從而使得曲線梁橋各支座反力變小。因此，如果曲線梁橋邊中跨比較小，曲線梁橋梁端內(nèi)側(cè)支座可能產(chǎn)生負(fù)反力而發(fā)生脫空現(xiàn)象。

5 結(jié)論

本文以某實(shí)際工程案例為依托，研究了曲線梁橋半徑、梁端支座距離、邊中跨比等因素對單箱雙室曲線梁橋支座反力的影響，得出了以下結(jié)論：

1) 隨著單箱雙室曲線梁橋半徑的減小，曲線梁橋梁端內(nèi)外側(cè)支座最小反力差逐漸增大，曲線梁橋內(nèi)外側(cè)支座受力不均勻現(xiàn)象更加明顯，支座越易脫空。

2) 單箱雙室曲線梁橋梁端支座距離越小，梁端曲線內(nèi)外側(cè)支座最小反力差值越大，支座受力不均勻現(xiàn)象更加明顯，支座越易脫空。

3) 單箱雙室曲線梁橋梁邊中跨比越小，曲線梁橋各支座反力均有逐漸變小的趨勢，同時(shí)曲線梁橋內(nèi)側(cè)支座有負(fù)反力產(chǎn)生，支座越易脫空。