對異形橋臺單跨門式剛構橋的設計探討

楊琪，張劍，宋熙龍

（1.武漢生態環境設計研究院有限公司，湖北 武漢 430050；2.中交第二航務工程勘察設計院有限公司，湖北 武漢 430000）

門式剛構橋的受力體系，是一種介于梁橋與拱橋之間的一種受力體系，它結合受彎的上部梁結構和承壓的下部墩柱結構，組成一個梁拱結合的特殊結構。整個結構既是壓彎結構也是推力結構，這類橋梁無論在結構受力上還是外觀上均兼備梁和拱的特點與優勢，從而表現出良好的力學性能及景觀造型。單跨門式剛構橋多適用于跨越運河及小河流，由于無需在水中立墩，故它與同等跨徑拱橋相比，具有較大的通航凈空。

門式剛構橋力學簡化模型為超靜定結構，混凝土的收縮徐變、溫度的變化、基礎的不均勻沉降以及預應力效應等均對結構產生不可忽視的附加效應，其中，溫度產生的附加效應占比相對較大。一般設計時應盡量讓結構足夠的柔，這樣有利于梁體與斜墻、豎墻的設計。

1 工程概況

本次研究的橋梁為某沿海地區體育會展中心某工程里的一座人行景觀橋。橋梁為現澆預應力混凝土門式剛構橋，設計單孔跨徑57m，橋梁全長65.4m。橋梁平面位于直線上，橋梁主體部分的縱斷面位于R=158.75m的圓曲線上，端部等高段均設置1.8%的單向坡，本橋不設置橫坡。上部結構為變高截面，跨中梁高為2.0m，端部梁高為3.0m，按圓曲線變化；兩側端部4.2m 范圍內設置高3.0m 的等高段。橋梁起點側端部頂板寬14.37m，終點側橋梁端部頂板寬8.391m，跨中處橋寬為5.0m，全橋橋寬最小處為4.659m。主梁設計為單箱三室截面，跨中段頂板厚 28cm，底板厚25m，中腹板厚50cm，邊腹板厚25cm。跨全橋共設置10 道30cm 厚橫隔板，橫隔板間距5.0m。邊跨4.2m 為實體段，其中箱室范圍內局部挖空，該部分設計意圖為利用端橫梁的剛度大的特性，將梁體在荷載作用下的剪力和橋墩預應力束的錨固力進行重分配，均勻傳到整個截面。這樣做，一是可以盡量避免因為應力集中導致的局部裂縫出現，二是為梁體增加平衡配重，達到改善短邊跨造成的受力不合理狀態的目的。橋梁下部結構采用雙薄壁異性橋臺，下接矩形承臺，承臺下接樁基礎，橋臺斜墻和豎墻壁厚均為0.8m。0#承臺尺寸為12.5m×5.2m×2.5m，基礎為8 根Φ1.2m 鉆孔灌注樁；1# 承臺尺寸為8.2m×5.2m×2.5m，基礎為6 根Φ1.2m 鉆孔灌注樁，以上鉆孔灌注樁均為摩擦型樁。本橋主梁、斜墻按A類部分預應力構件進行設計，豎墻按鋼筋混凝土構件設計。橋型立面布置、平面、跨中斷面布置如圖1～圖3：

圖1 景觀橋立面布置圖

圖2 景觀橋平面布置圖

圖3 景觀橋跨中斷面布置圖(單位：cm)

2 結構計算與結果分析

2.1 模型建立

本橋有限元模型計算跨徑為65m，橋梁跨中截面高度2m，端部截面高度3m。通過查閱收集相關資料，一般情況下，公路門式剛構橋的跨中梁高與主梁跨度的比值可取1/30～1/35 范圍，端部梁高與跨中梁高之比多取在1.2～2.5 之間，本橋以上兩個值分別為1/32.5和1.5，評估在工程合理范圍內。人群荷載按照CJJ 11-2011（2019 版）規范取值為5.0KPa；系統溫度分別為升降溫25℃；溫度梯度按照JTG D60-2015 規范考慮升降溫梯度。

主梁腹板束采用15φ15.2 預應力鋼絞線，張拉控制應力σ=0.73=1357.8MPa，用外徑為90mm 的波紋管成孔；頂底板束采用7φ15.2 預應力鋼絞線，張拉控制應力σ=0.75=1395MPa，采用外徑為70mm 的波紋管成孔；斜墻配置17φ15.2 預應力鋼絞線。

門式剛構橋受力體系為超靜定結構體系，這直接使得異形橋臺的不同構造（例如橋臺的高度、厚度、斜墻與豎墻的間距及斜交角），從各種角度影響著全橋的內力分配。影響的本質是橋臺所受的彎矩與橋臺和梁的剛度比率成正比。

橋臺的高度、斜墻與豎墻的間距及斜交角常受到橋位和橋梁標高等客觀因素控制，基本根據地理條件確定。因此本次設計，根據豎墻高度及斜墻、豎墻厚度的不同，提出了五個不同的方案，并對這五個方案分別采用橋梁博士軟件建立模型，進行計算分析及對比，全橋模型劃分65 個梁單元，有限元模型見圖4。

圖4 景觀橋有限元模型

（1）模型一：橋臺豎墻高400cm，斜墻與豎墻取80cm；

（2）模型二：橋臺豎墻高550cm，斜墻與豎墻取80cm（設計采用模型）；

（3）模型三：橋臺豎墻高700cm，斜墻與豎墻取80cm；

（4）模型四：橋臺豎墻高550cm，斜墻與豎墻取60cm；

（5）模型五：橋臺豎墻高550cm，斜墻與豎墻取100cm。

2.2 主梁結果分析

根據有限元模型計算可得出五個模型支點（豎墻處）與跨中處不同工況下豎向彎矩，具體計算結果詳見表1

表1 不同工況下彎矩（KN·m）

分析計算結果，隨墩高增加，預應力效應、徐變效應、支點處收縮效應、支點處整體升溫效應是增加的，跨中處收縮效應、跨中處整體升溫效應、支點處梯度升溫效應及恒載總效應是降低的；隨橋墩壁厚的減小，徐變效應、支點處收縮效應、整體升溫效應是增加的，預應力效應、跨中處收縮效應、支點處梯度升溫效應及恒載總效應是降低的。為進一步分析研究預應力效應的變化規律，表2為主梁預應力主效應及次效應下計算結果。

表2 預應力效應內力數值（KN·m）

由表2可知，隨著墩高增加，主梁支點處預應力主次效應均增加，主梁跨中處預應力主次效應均減小；隨著橋墩壁厚的減小，主梁預應力主次效應均減小。

綜上，增加墩高以及減小橋墩壁厚均可減小橋墩對主梁的約束能力，且對主梁內力的變化規律大部分是相似的，但是兩種改變主梁約束能力的途徑對主梁支點預應力主效應及跨中處的整體升溫效應的變化規律的相反的，這主要是由于斜墻對主梁約束及溫度次內力造成的。

2.3 拱效應分析

支點處水平推力的存在,使得拱部的彎矩大幅度減小。我們將梁部設成微拱狀這種結構，使得在相同豎向荷載作用下水平推力比帶有水平梁部的門形剛構的水平推力要大一些,這樣有力地減小梁體的正彎矩，使相比于梁式結構采用較小的梁高成為可能。表3為恒載作用下承臺頂部水平推力（KN）及主梁跨中彎矩（KN·m）的計算結果。

表3 拱效應結果

根據計算結果，設置起拱會使主梁跨中彎矩減少17.6%，基礎水平推力增大9%。

2.4 動力分析

提取該橋成橋狀態前4 階自振頻率及相應振型如表4：

表4 前4 階自振頻率及振型

根據規范要求可知，人行橋豎向自振頻率不應低于3Hz，根據計算可知本橋梁豎向自震頻率為3.33Hz，處于第四階振型，滿足規范要求。

3 施工工藝

門式剛構為高次超靜定體系，整個施工順序設計的重點是如何有效利用預應力。經分析，橋梁施工順序建議為：

（1）先澆注斜墻結構和墩頂部位的主梁結構；

（2）張拉斜壁墩預應力；

（3）澆注其它部分橋墩和梁體；

（4）張拉主梁預應力；

（5）施工橋面系。

由以上施工步驟可以看出，我們建議施工單位將斜墻分離出來，避免斜壁墩預壓力使梁體與墩體剛度比進行分配。但如果將主梁分階段澆注，并分階段張拉預應力，結構冷縫增多，分段張拉的預應力需通過連接器連接，會一定程度削弱梁體接縫處斷面。

4 結語

（1）在橋梁結構高度受限，且景觀要求高的工程設計活動中，本橋所用的單跨門式剛構橋有著一定的優勢；

（2）通過改變墩高及壁厚可改變橋墩對主梁的約束能力，但是預應力主效應及跨中截面整體溫度效應與其他效應的變化規律相反，主要是由于斜墻對主梁約束及溫度次內力造成的。

（3）設置起拱會使主梁跨中彎矩較大幅度減少，基礎水平推力增大，能有效地減小主梁梁高。

（4）單跨鋼構人行橋第一階振型為主梁側彎，豎彎發生在第四階振型，豎向自振頻率仍滿足規范要求。

（5）施工過程對結構的影響至關重要，故結構設計時應考慮合理的施工過程，使結構達到最佳受力狀態。