大跨度曲線簡支鋼箱梁設計及受力分析

葉堅波

(福州市規劃勘測設計研究總院 福建福州 350108)

0 引言

在城市快速發展進程中，互通式立交在城市交通中起到了至關重要的作用，隨著路網密度的不斷發展，難免出現在已修建的城市快速路或高速路上方修建跨越式橋梁。由于受到橋下構造物的影響，如采用普通的預應力鋼筋混凝土結構，需要搭設大型的臨時支架系統，施工時間長，從而加大被交路的交通倒改難度和時間，影響被交路交通通行效率，且施工過程對周邊環境影響較大。而鋼箱梁則在工廠制造，現場安裝，施工質量得到保證，對周邊的環境影響小。同時其自身重量小，高跨比小，結構輕盈且施工簡便，更加適合應用于城市橋梁中[1]。

基于此，為對其他類似橋梁設計提供借鑒，本文擬以福州市北向第二通道工程為例，介紹其設計及受力分析。

1 工程概述

福州市北向第二通道工程園中樞紐互通位于福州東區水廠與上浦嶺村之間，主要實現國道G104線、新店片區與福州市三環快速路及輔路的交通轉換，其中三環路為既有快速通達，交通流量大，行車速度快。本次案例橋梁就位于園中互通C匝道，C匝道上跨三環快速路，匝道寬9m，為單車道匝道。

相交處三環快速路寬45.6m，相交處位于三環快速路上浦嶺大橋橋臺處，無法在中央分隔帶設置永久性橋墩，故只能采用一跨跨越三環快速路，經綜合比較后，上跨三環速C4～C5聯采用1m～58m簡支鋼箱梁，其與三環快速路交角為80°，位于R=150m圓曲線上。該聯橋梁平面圖如圖1所示。

圖1 C匝道平面圖

2 鋼箱梁設計方案

C4～C5聯簡支鋼箱梁梁寬9m，為單箱雙室結構，由于處于道路超高段，橫坡大，橫斷面采用梁底水平設置，橫坡通過箱梁頂板結構設置，箱梁中心梁高2.8m，為跨徑的1/21。鋼箱梁底板設計厚度為28mm，底板厚度為25mm，腹板跨中厚14mm，支點處加厚為20mm，加厚長度為4m。鋼箱梁上部兩側各設1500寬挑臂，挑臂下翼緣板件截面為200mm×12mm，挑臂處橫隔板為12mm。箱梁頂板下設置T形和板式加勁肋；底板上設T形加勁肋。腹板設板式加勁肋及豎向加勁肋，板式加勁肋截面140mm×12mm；腹板豎向加勁肋間距以道路中心線為基準，按2m標準間距布置。橫隔板間距以道路中心線為基準，按2m標準間距布置橫隔板，與腹板豎向加勁肋間距1m，中間橫隔板厚14mm。端支點橫梁的腹板厚度為24mm，端支點支座間距為7m。鋼箱梁斷面如圖2～圖3所示。

圖2 鋼箱梁跨中斷面

圖3 鋼箱梁端支點斷面

3 鋼箱梁計算模型

進行鋼梁整體強度、剛度驗算分析時，采用Midas/Civil軟件。計算模型采用建立單梁模型，模擬施工階段，邊界條件按照實際設置，空間分析計算模型如圖4所示。

圖4 計算模型

橋梁荷載包括：①自重(包括橫隔板、腹板豎向加勁肋等，轉化為梁單元均布荷載，并考慮由鋼箱梁內外側質量不均勻分布而產生的扭矩)；②二期荷載(鋪裝及混凝土護欄)；③汽車荷載及沖擊力(城-A級，按兩車道最不利布置)；④溫度荷載(梯度溫度及整體升降溫)；⑤汽車離心力；⑥汽車制動力；⑦支座沉降(取10mm)。

4 鋼箱梁計算分析

4.1 鋼梁正應力驗算

根據《公路鋼結構橋梁設計規范》[2]第5.3.1 條的規定進行受彎構件抗彎承載能力驗算，計算結果如圖5～圖6所示。

圖5 基本組合主梁上緣應力圖(MPa)

圖6 基本組合主梁下緣應力圖(MPa)

該基本組合下主梁最大拉應力為190MPa，出現在跨中下緣附近；最大壓應力為165Mpa，出現在跨中上緣附近。主梁應力計算時，考慮剪力滯和局部穩定影響，鋼梁最大拉應力為209MPa，鋼梁的最大壓應力為181.5MPa，鋼材拉壓應力容許值均為270MPa，均滿足規范要求。

4.2 腹板剪應力驗算

在基本組合作用下對鋼箱梁截面腹板剪應力進行驗算，結果如圖7所示。

圖7 基本組合主梁剪力圖(MPa)

從圖7可以看出，基本組合下主梁剪應力最大值為96MPa，滿足規范要求。

根據《公路鋼結構橋梁設計規范》[2]5.3.3-1條的規定，腹板設置一道橫向加勁肋和一道縱向加勁肋時，腹板最小厚度：ηhw/240=2627/240=11mm，該橋腹板厚度支點加厚段采用20mm，跨中采用14mm，均滿足規范要求。

4.3 支點橫梁驗算

縱向腹板將荷載傳遞至端橫梁，橫梁再傳遞至支座，橫梁為橫向受彎構件，按簡支梁模擬，計算原理按照恒荷載縱向由腹板傳導至橫梁，以集中荷載的方式加載；活載按照單列車道產生的活載反力在橫梁車道范圍內自動布載。端支點橫梁截面翼緣板考慮頂底板作用，翼緣寬度分別取24倍頂底板板厚。經計算，端支點橫梁下緣最大拉應力為151MPa，上緣最大壓應力為140MPa，腹板最大剪應力為76MPa，均滿足規范要求。

4.4 撓度驗算及預拱度計算

根據《公路鋼結構橋梁設計規范》[2]第4.2.3條規定，驗算汽車荷載作用下的撓度。汽車荷載作用下的豎向位移圖如圖8所示。

由圖8可見，活載最大撓度絕對值為42mm，為跨度58m的1/1360，規范容許值為1/500，滿足規范要求。

根據《公路鋼結構橋梁設計規范》[2]第4.2.4條規定，主梁預拱度設置大小為恒載標準值加1/2車道荷載頻遇值產生的撓度，頻遇值系數為1.0。主梁撓度如圖9所示。

圖9 結構自重標準值+1/2車道荷載頻遇值產生的撓度(mm)

由圖9可知，跨中預拱度取跨中撓度的最大值156mm，其它位置處按拋物線設置。

4.5 抗傾覆驗算

鋼箱梁自重輕，恒載反力較混凝土小，支座在最不利荷載下有脫空可能。該橋跨徑大，平曲線半徑小，曲線梁在扭矩與豎向荷載的共同作用下，彎扭耦合效應明顯，在彎扭共同作用下，當車道荷載偏置布置時，彎橋內側支座極有可能出現脫空，抗傾覆問題不容忽視[4]。

小半徑橋梁，由于曲線內外側質量分布影響，橋梁內側支座恒載反力較外側小，當半徑一定時，跨徑越大這種支座反力分配不均現象越明顯，需要通過采取一些措施來減輕這種現象[3]。該橋為簡支梁橋，僅有兩端支座提供抗扭效應，因此采取以下兩種措施：

(1)盡量拉大兩端支座的支座間距，即在支座反力一定的情況下貢獻更大的抗扭效應。

(2)梁端采用無收縮混凝土壓重，加大恒載作用下內側支座反力，避免內側支座產生脫空。

因此，在總體設計上通過以上兩種措施，避免傾覆的發生。

進行抗傾覆驗算時，在曲線外側布置車道，根據該橋橫向寬度，分別按曲線外側布置1個車道與2個車道，根據支座反力影響線布載，取失效支座所對應荷載最不利布置情況下各支座的并發反力進行抗傾覆驗算。驗算結果詳見表1，有效支座平面如圖10所示。

圖10 有效支座平面示意圖

根據《公路鋼結構橋梁設計規范》[2]第4.2.2條規定，在持久狀況下整體式截面的簡支梁其結構體系應保持不變且作用效應應滿足抗傾覆要求：

(1)作用基本組合下，受壓支座不能發生支座脫空，應一直處于受壓狀態；

(2)恒載產生的穩定效應/活載產生的失穩效應≥2.5。

表1 抗傾覆驗算表

由驗算結果可見，該橋通過拉開梁端支座間距和設置梁端混凝土壓重兩種措施，梁端支座均不產生脫空，抗傾覆穩定系數最小值為7.54，均滿足規范要求。

5 結論

(1)根據承載能力極限狀態下對鋼箱梁的縱向及橫向驗算結果表明，橋梁結構頂底板及腹板厚度均滿足要求，支點橫隔板厚度滿足要求。

(2)根據在正常使用極限狀態下對結構撓度及預拱度進行驗算，結果表明橋梁結構剛度滿足要求。

(3)小半徑橋梁，由于曲線內外側質量分布影響，內外側支座恒載反力不均，且由于簡支鋼箱梁自重輕，抗扭支座少，梁端支座更容易產生脫空現象，從而導致傾覆。對此，可通過加大梁端支座間距，加強抗扭效應并設置一定的梁端壓重，可避免支座脫空和主梁傾覆情況發生。

(4)在城市跨線橋中，鋼箱梁可以較好地適應道路線型，相較于預應力混凝土梁橋，鋼箱梁橋更適應于小半徑橋梁，高跨比小，受力簡單，但在設計過程中，應特別注意曲線梁橋所產生的彎扭耦合效應，設計時應加強抗傾覆驗算，避免傾覆的發生。