下承式鋼管混凝土拱梁組合結構設計與計算分析

皇甫娟

(南昌鐵路勘測設計院有限責任公司　南昌　330002)

下承式鋼管混凝土拱梁組合結構設計與計算分析

皇甫娟

(南昌鐵路勘測設計院有限責任公司南昌330002)

摘要采用橋梁專業軟件MIDAS/Civil對一座下承式鋼管混凝土拱梁組合結構進行空間有限元分析。通過共節點雙單元法模擬鋼管混凝土組合結構的受力，并參照新頒布《鋼管混凝土拱橋技術規程》(DBJ/T 13-136-2011)進行結構驗算。結果表明，該橋的各項指標均滿足要求，并通過了施工監控和成橋荷載試驗的進一步驗證。

關鍵詞鋼管混凝土拱橋共節點雙單元有限元

九江市八里湖北大道上跨沙潯線立交工程主橋為鋼管混凝土啞鈴形提籃拱橋，結構體系為下承式剛拱剛梁、內部超靜定、外部靜定的簡支拱。拱腳的水平推力由預應力混凝土梁體平衡，梁體主要承擔軸向拉力，彎矩和剪力受吊桿間距的影響而數值較小，并且大部分剪力通過吊桿轉換為拱軸壓力[1]。

本橋的主要技術指標為：①道路等級，城市次干路，雙向4車道，兩側各1條非機動車道及人行道；②設計行車速度，40 km/h；③荷載等級，公路-I級；④抗震標準，基本烈度VI度，按VII度設防；⑤橋梁結構設計安全等級，一級；⑥橋梁設計基準期，100年；⑦橋面設計橫坡，車行道1.5%雙

向坡，人行道1%單向坡；⑧設計基準風速，10 m高處百年一遇10 min平均最大風速25.6 m/s；⑨橋面鋪裝，瀝青混凝土；⑩建筑限界：橋下凈空不小于6.55 m。

橋梁計算跨徑80.0 m，全長84.0 m，采用正拱斜置以滿足線路縱坡的要求。拱肋向橋中心線傾斜8°成提籃式，以達到提高結構整體橫向穩定性及自振頻率的最優效果[2-4]。拱肋自身平面內高度為20.0 m，矢跨比為1/4。拱軸線為2次拋物線，起拱點在橋面以下1.2 m，起拱點間橫橋向距離為23.49 m。橋面全寬32 m，橋型布置見圖1。

圖1橋型布置圖(單位：m)

1結構設計

1.1　拱肋

拱肋截面高度為250 cm，采用啞鈴形斷面。上、下鋼管均為直徑100 cm，管內灌注C50補償收縮混凝土；2管之間用鋼腹板和加勁構造聯接成整體，腹腔內灌注C50補償收縮混凝土。拱肋鋼材材質為Q345qD。

拱肋間設置4道桁架形式的K撐橫梁，對稱設置于4，6號吊桿處，以提高結構的穩定安全系數[5]。直撐桁架上、下弦管均為直徑×壁厚為50 cm×1.4 cm的空鋼管，腹桿為直徑×壁厚為32.5 cm×1.4 cm的空鋼管；斜撐桁架上、下弦管均為直徑×壁厚為40 cm×1.4 cm的空鋼管，腹桿為直徑×壁厚為29.9 cm×1.4 cm的空鋼管。橫梁鋼材材質為Q345qD。

1.2　吊桿及錨具

吊桿間距為5.0 m，采用139根直徑7 mm高強度環氧涂層鋼絲與40Cr鋼拉桿組成的成品索，破斷力不小于9 949 kN。錨具采用OVM.LZM7-139型球面糾偏冷鑄錨頭，減振器采用配套的可調式高阻尼減振裝置。

1.3　梁體

梁體為單箱5室預應力混凝土結構，混凝土強度等級為C50。跨中截面梁高2.5 m，中腹板厚0.4 m、邊腹板厚1.5 m，頂底板厚0.3 m；根部截面梁高3.0 m，中腹板厚1.0 m、邊腹板厚3.0 m，頂底板厚0.3 m。梁體于每道吊桿處均設置0.5 m厚預應力混凝土橫隔板，共計13道；于支點處設置4.0 m厚預應力混凝土橫隔板，共計2道。

2結構計算與分析

2.1　有限元模型

采用橋梁專業軟件Midas/Civil進行分析計算，全橋共455個節點，620個梁單元，26個桁架單元。通過共節點重置單元的雙梁模式法模擬鋼管及管內混凝土，偏保守不考慮套箍效應。主梁節點和支座節點用剛性連接模擬，支座節點用一般支承固結，現澆箱梁及拱肋的支架采用一般支承模擬。拱腳與箱梁、吊桿與橫隔梁均采用剛性連接模擬。空間有限元計算模型見圖2。

圖2全橋三維模型圖

計算采用的材料參數根據設計規范確定,鋼材彈性模量206 GPa,容重為78.5 kN/m3；混凝土彈性模量345 GPa，容重為26.25 kN/m3；吊桿、預應力鋼絞線彈性模量195 GPa。

橋梁恒載根據輸入的材料特性值和截面特性值由程序自動加載。二期荷載值為175.0 kN/m，以線荷載的形式作用在梁單元上。汽車荷載按6車道分別考慮縱、橫向折減系數計算。溫度荷載分別考慮整體升溫25 ℃、降溫30 ℃。混凝土收縮徐變考慮10年的時間效應，按規范對相關參數進行取值。施工階段共劃分為26個，見表1。為減小施工過程中拱肋的應力，吊桿分2次張拉，張拉力見表2。

表1　施工階段劃分詳表

表2　吊桿張拉力表

2.2　拱肋結構計算分析

按照新頒布《鋼管混凝土拱橋技術規程》(DBJ/T 13-136-2011)(以下簡稱《規程》)的相關規定對本橋拱肋進行承載能力極限狀態驗算。

φeKtN0=0.935×1.0×49 691=46 464 kN>γ0Ns=1.0×13 610=13 610 kN

φeKtN0=0.991×1.0×49 691=46 802 kN>γ0Ns=1.0×10 387=10 387 kN

φeKtN0=0.980×0.9×49 691=46 277 kN>γ0Ns=1.0×9 170=9 170 kN

均滿足要求。

(2) 《規程》第5.3.2條規定，鋼管混凝土拱肋的面內整體穩定極限承載力可將其等效成梁柱進行驗算。考慮穩定系數、偏心率折減系數、徐變折減系數、初應力度影響系數，計算長度采用無鉸拱的0.36 S，兩端作用力采用L/4截面處的彎矩與軸力，拱肋的穩定承載力為：

φφekckpND=0.847×0.963×0.8×103 507=

67 541kN>γ0Ns=1.0×20 311=20 311kN

滿足要求。

(3) 《規程》第6.0.5條規定，鋼管混凝土拱橋按短期效應組合(汽車荷載不計沖擊系數)，消除結構自重產生的長期撓度后，拱肋在一個橋跨范圍內的正負撓度絕對值之和不應大于跨徑的1/1 000。本橋拱肋在活載作用下的撓度包絡如圖3所示。在汽車荷載作用下，最大位移值為-0.003 m，最小位移值為0.001 m。絕對值之和為0.004 m<80/1 000=0.080 m。滿足要求。

圖3移動荷載作用下拱肋位移圖

(4) 《規程》第6.0.7條規定，持久狀況下鋼管混凝土拱肋的鋼管應力不應大于0.8fy。收縮徐變完成后拱肋累計最大壓應力位于拱腳截面底緣處，為117 MPa；汽車荷載作用下壓應力增量為9 MPa。則鋼管最大壓應力為117+9=126 MPa<0.8×345=276 MPa。滿足要求。

2.3　主梁結構驗算分析研究

主梁按全預應力構件進行設計，承載能力極限狀態及正常使用極限狀態下截面各項驗算指標均滿足規范相關要求。見圖4～圖6。

圖4承載能力極限狀態組合主梁彎矩包絡圖及抗力圖

圖5短期效應組合主梁拉應力及限值圖

圖6　標準效應組合主梁壓應力及限值圖

主梁撓度計算見表3，消除結構自重后主梁長期撓度值為2.28 cm，小于計算跨徑的1/600=13.3 cm，滿足規程要求。

表3　主梁撓度計算表

2.4　吊桿驗算分析研究

根據《規程》要求，吊桿的安全系數不應小于3.0。在1.0施工階段累計索力+1.0汽車荷載作用下索力+1.0人群荷載作用下索力+1.0溫度荷載作用下索力組合工況下，吊桿最大內力為 2 873 kN，安全系數為9 949/2 873=3.46>3.0，滿足規程要求。

2.5　拱肋穩定分析研究

拱肋穩定計算系數為10.48>4，滿足規程要求。

3結語

通過對本工程設計計算研究，介紹了共節點雙單元法在鋼管混凝土結構有限元模型建立過程中的應用，并驗證了新頒布《鋼管混凝土拱橋技術規程》DBJ/T 13-136-2011在鋼管混凝土拱肋結構驗算過程中的可操作性。該橋已于2014年4月建成通車。由施工監控數據可知，本橋在各個施工階段應力及位移均與設計計算結果相近。由成橋荷載試驗可知，試驗荷載作用下橋梁具有足夠的強度和剛度，橋梁工作狀態處于彈性范圍；橋梁的自振特性及在汽車荷載作用下結構的動力響應均滿足設計和規范要求。進一步驗證了設計計算采用方法及規程的合理性，為今后同類形橋梁的設計驗算提供了參考，值得推廣。

參考文獻

[1]羅世東.鐵路橋梁大跨度組合橋式結構的應用研究[J].鐵道標準設計，2015(11):2-3.

[2]趙躍宇，勞文全，馮銳，等.內傾角對鋼管混凝土提籃拱力學性能影響的分析[J].公路交通科技，2007(3):56-58.

[3]程海根，強士中.鋼管混凝土提籃拱動力特性分析[J].公路交通科技，2002(6):63-65.

[4]黃平明，任翔，李文杰.拱肋內傾角對鋼管混凝土拱橋靜動力學的影響[J].長安大學學報：自然科學版，2009(3):51-55.

[5]吳海軍，鄒魁，余朝.下承式鋼管混凝土拱橋穩定分析[J].長沙鐵道學院學報：社會科學版，2010(2):193-195.

Design, Calculation and Analysis of Through

CFST Hybrid Structure of Arch and Girder

HuangFujuan

(Nanchang Railway Institute of Design Co., Ltd., Nanchang 330002, China)

Abstract：The bridge professional software MIDAS/Civil is adopted to analyze a concrete-filled steel tubular (CFST) arch bridge. The stress of the CFST is simulated by total nodes double-cell method, and the structure calculation is checked with the newly-promulgated regulation "Technical specification for CFST" DBJ/ T13-136-2011. The results show that the indicators of the bridge satisfy the requirements, and the results are further validated through the construction monitoring and bridge load test, etc.

Key words:concrete-filled steel tubular (CFST); arch bridge; total nodes double-cell; finite element

收稿日期：2015-02-23

DOI 10.3963/j.issn.1671-7570.2015.03.019