棗木高速立交a匝道橋支座受力計算

棗木高速立交a匝道橋支座受力計算

我國在曲線橋的理論和應(yīng)用方面取得了巨大成功，但曲線橋結(jié)構(gòu)的張力相對復(fù)雜，我國大量的曲線橋出現(xiàn)了許多問題。例如，對旋轉(zhuǎn)和平面變形的分析不足，設(shè)計中的兼容性和其他問題還有許多問題。特別是，一些曲線橋的損壞后不久，內(nèi)側(cè)支架被完全分離，嚴(yán)重時甚至出現(xiàn)傾斜趨勢。本文以棗木高速公路木石段改造工程木石互通立交A匝道橋為工程背景,采用有限元軟件對支座的位置調(diào)整對彎箱梁橋的支反力和內(nèi)力的影響效應(yīng)進行分析,以優(yōu)化該類橋型的支座布置,避免在使用過程中因支座位置的不合理而引發(fā)相關(guān)病害。1基于預(yù)應(yīng)力的匝道橋基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)棗木高速公路木石段改造工程木石互通立交A匝道橋跨徑布置為(3×25)+(25+35+25)+(3×25)m,上部采用預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁,下部采用U臺、柱式墩,基礎(chǔ)除4、5號墩采用樁基礎(chǔ)外其余均采用擴大基礎(chǔ)。本文選取的研究對象為A匝道橋第一聯(lián)。該聯(lián)曲線半徑90m,經(jīng)計算得到圓心角為49.25°。原設(shè)計支座布置如圖1所示,其中橫橋向的中間支座采用單向支座,內(nèi)側(cè)及外側(cè)支座均采用雙向支座;上部結(jié)構(gòu)箱梁為單箱三室截面,支點及跨中橫斷面如圖2所示。2基于原設(shè)計模型的建立本文分析重點為支座間距調(diào)整對支反力及內(nèi)力的影響效應(yīng),并不涉及到對細部截面應(yīng)力應(yīng)變的研究,因此,基于“曲線梁單純扭轉(zhuǎn)理論分析的假定”,采用Midascivil有限元分析軟件建立單梁模型,多支座的模擬采用主梁與支座頂點之間剛性連接,在支座厚度范圍內(nèi)采用相應(yīng)支座的剛度彈性連接來實現(xiàn)。截面尺寸及混凝土、預(yù)應(yīng)力鋼束的材料屬性均按照原設(shè)計資料采用,按照原設(shè)計支座位置建立的A匝道第一聯(lián)有限元模型如圖3所示。荷載考慮如下:(1)恒載:恒載包括兩部分,一期恒載為箱梁自重;二期恒載為橋面系自重,以梁單元均布荷載的方式作用在相應(yīng)的梁單元節(jié)點上;(2)預(yù)應(yīng)力荷載:本文不考慮預(yù)應(yīng)力張拉順序?qū)澫淞簶虻氖芰τ绊?按照一次施加全部預(yù)應(yīng)力的方式考慮預(yù)應(yīng)力荷載;(3)車輛荷載:公路Ⅰ級定義車道并施加移動荷載;(4)溫度荷載:根據(jù)規(guī)范,均勻溫度按升溫20℃,降溫24℃考慮;梯度溫度按規(guī)范采用正溫差13.3℃,負溫差6.7℃。同時,為對比分析支座位置調(diào)整對支反力及內(nèi)力大小的影響效應(yīng),在原設(shè)計模型的基礎(chǔ)上,分以下幾種情況改變內(nèi)側(cè)及外側(cè)支座位置:(1)內(nèi)側(cè)支座向內(nèi)沿徑向移動1m;(2)內(nèi)側(cè)支座向內(nèi)沿徑向移動2m;(3)內(nèi)側(cè)支座向內(nèi)沿徑向移動2.68m,使其位于內(nèi)側(cè)翼緣板正下方位置;(4)外側(cè)支座向外沿徑向移動1m;(5)外側(cè)支座向外沿徑向移動2m;(6)外側(cè)支座向外沿徑向移動2.68m,使其位于外側(cè)翼緣板正下方位置;根據(jù)以上支座的移動位置分別建立有限元模型(1)~模型(6),篇幅所限模型(1)~模型(6)不一一列出。3張拉預(yù)應(yīng)力之前的受力狀態(tài)組合考慮三種荷載組合,組合一:恒載中的自重部分,對應(yīng)A匝道橋第一聯(lián)在施工過程中張拉預(yù)應(yīng)力前的受力狀態(tài);組合二:自重+預(yù)應(yīng)力荷載,對應(yīng)A匝道橋第一聯(lián)張拉預(yù)應(yīng)力之后、通車之前的受力狀態(tài);組合三:恒載+預(yù)應(yīng)力荷載+溫度荷載+車輛荷載最不利值,對應(yīng)A匝道橋第一聯(lián)在實際使用過程中的受力狀態(tài)。3.1各支點豎向反力對比對原設(shè)計支座位置的模型進行有限元計算后,其在各荷載組合下的豎向支反力如圖4所示。從計算結(jié)果可以看出,原設(shè)計模型在組合一與組合二作用下,中間兩個支點的內(nèi)、外側(cè)支座豎向反力大小相對比較均勻,兩個端支點的內(nèi)、外側(cè)支座豎向反力大小差距較大;在組合三作用下,各支點的內(nèi)、外側(cè)支座豎向反力差距都較大。其中,在組合一作用下,兩端支點的內(nèi)側(cè)支座豎向反力大小分別為外側(cè)支座的72.4%、71.9%;在組合二作用下,兩端支點的內(nèi)側(cè)支座豎向反力大小分別為外側(cè)支座的73.8%、75.7%;在組合三作用下,各支點的內(nèi)側(cè)支座豎向反力大小分別為外側(cè)支座的40%、17.8%、23.5%、47.9%。從計算結(jié)果來看,若按照原設(shè)計位置布置支座,在使用過程中雖不至于發(fā)生內(nèi)側(cè)支座脫空的現(xiàn)象,但各支點的內(nèi)外側(cè)支座受力極其不均,因此有必要對原設(shè)計支座的位置進行調(diào)整,增大內(nèi)外側(cè)支座的間距,以改善支座的受力狀況。3.2內(nèi)外側(cè)支柱受力對比分別將各支點的內(nèi)側(cè)支座向內(nèi)沿徑向移動1m、2m、2.68m后,建立其相應(yīng)的有限元模型為模型(1)~模型(3),計算模型(1)~模型(3)在各荷載組合下的豎向支反力。圖5~圖7所示為在各荷載組合下模型(1)~模型(3)中各支座的豎向反力圖。比較在各荷載組合作用下原設(shè)計模型與模型(1)~模型(3)的內(nèi)外側(cè)支座受力情況,如圖8~圖10所示,其中縱坐標(biāo)為各支點處內(nèi)外側(cè)支座豎向反力的比值,橫坐標(biāo)為支點的位置,分別對應(yīng)左端支點、中支點1、中支點2、右端支點。從圖8~圖10可以看出:將內(nèi)側(cè)支座沿徑向內(nèi)移后,隨著內(nèi)移距離的增大,在各荷載組合作用下各支點處的內(nèi)外側(cè)支座豎向反力的比值均呈減少趨勢,這說明若將內(nèi)側(cè)支座沿徑向內(nèi)移,該橋在張拉預(yù)應(yīng)力鋼束之前、之后以及使用階段,都將會加劇內(nèi)外側(cè)支座受力的不均勻程度,且內(nèi)移的距離越大,內(nèi)外側(cè)支座的受力越不均勻。另外,在施工階段張拉預(yù)應(yīng)力鋼束之前、之后,兩端支點的內(nèi)外側(cè)支座受力不均勻程度較中間支點更明顯;而在使用階段,中間兩支點的內(nèi)外側(cè)支座受力不均勻程度較兩端支點更明顯。3.3內(nèi)外側(cè)支柱受力對比分別將各支點的外側(cè)支座向外沿徑向移動1m、2m、2.68m后,建立其相應(yīng)的有限元模型為模型(4)~模型(6),計算模型(4)~模型(6)在各荷載組合下的豎向支反力。圖11~圖13所示為在各荷載組合下模型(4)~模型(6)各支座的豎向反力圖。比較在各荷載組合作用下原設(shè)計模型與模型(4)~模型(6)的內(nèi)外側(cè)支座受力情況,如圖14~16所示。從圖14~16可以看出:將外側(cè)支座沿徑向外移后,隨著外移距離的增大,在各荷載組合作用下各支點處的內(nèi)外側(cè)支座豎向反力的比值均呈增大趨勢,這說明若將外側(cè)支座沿徑向外移,該橋在張拉預(yù)應(yīng)力鋼束之前、之后以及使用階段,都會減緩內(nèi)外側(cè)支座的受力不均勻程度。由于施工階段屬于短暫受力狀況,因此本文主要尋求一個合理的支座調(diào)整位置使得橋梁在使用階段各支點的內(nèi)外側(cè)支座受力均勻,并且要確保在調(diào)整支座位置后,不會引起梁體的內(nèi)力發(fā)生大的變化。理論上僅從確保內(nèi)外側(cè)支座受力均勻的角度出發(fā),各個支點處外側(cè)支座的外移值并不是惟一的,但從簡化設(shè)計與施工程序的角度考慮,應(yīng)該尋求一個統(tǒng)一的合理位置變化值,使得各個支點的內(nèi)外側(cè)支座在使用階段受力都比較均勻。從圖16可以看出,外側(cè)支座沿徑向外移時,邊支點的內(nèi)側(cè)支座受力增大程度較中支點要大;而從圖10可以看出,內(nèi)側(cè)支座沿徑向內(nèi)移時,邊支點的內(nèi)側(cè)支座受力減小程度較中支點也要大,因此若要使端支點及中支點的內(nèi)外側(cè)支座受力均達到比較均勻的程度,可嘗試沿徑向外移外側(cè)支座的同時,沿徑向內(nèi)移內(nèi)側(cè)支座。3.4內(nèi)、外側(cè)合成模型的建立根據(jù)上述分析結(jié)論,現(xiàn)將內(nèi)、外側(cè)支座沿徑向分別向內(nèi)、外移動0.5m、1m、1.5m、2m、2.68m,建立相應(yīng)的有限元模型為模型Ⅰ~模型Ⅴ(篇幅所限模型圖不一一列出,可參照圖3),將模型Ⅰ~模型Ⅴ的在組合三作用下的內(nèi)、外側(cè)支座最不利受力情況與原設(shè)計模型對比,如圖17所示。從圖17可以看出,雖然隨著內(nèi)、外側(cè)支座移動距離的增大,模型Ⅰ~Ⅴ內(nèi)、外側(cè)支座的受力情況均比原設(shè)計模型有了比較明顯的改善。但是,在將內(nèi)、外側(cè)支座分別沿徑向移動最大值2.68m的情況下,兩個端支點的內(nèi)、外側(cè)支座豎向反力值之比仍然不足70%,兩個中支點的內(nèi)、外側(cè)支座豎向反力值之比仍然在50%左右,可見,支座受力情況仍不夠理想。因此可以嘗試在沿徑向外移外側(cè)支座2.68m的同時,減少內(nèi)側(cè)支座的內(nèi)移值。通過建立相應(yīng)的有限元模型試算,選擇將內(nèi)側(cè)支座內(nèi)移0.5m,此時的有限元模型Ⅵ在組合三作用下的最不利支反力如圖18所示,其與原設(shè)計模型的比較如圖19所示。從圖19可以看出,通過將外側(cè)支座沿徑向外移2.68m同時將內(nèi)側(cè)支座沿徑向內(nèi)移0.5m,使得內(nèi)、外側(cè)支座在使用階段的最不利豎向受力情況有了較大程度的改善:兩個端支點的內(nèi)外側(cè)支座豎向反力之比分別由原設(shè)計模型的40.0%、47.9%提高到支座調(diào)整后的102.0%、102.5%,兩個中支點的內(nèi)外側(cè)支座豎向反力之比分別由原設(shè)計模型的17.8%、23.5%提高到支座調(diào)整后的69.7%、73.2%,可見通過這一調(diào)整,有效地改變了在使用階段該橋內(nèi)外側(cè)支座豎向受力不均的狀況。3.5調(diào)整后的內(nèi)部空間3.5.1豎向支反力通過對比圖4(c)與圖18可知,支座調(diào)整后,各支點處中支座的豎向反力略為減小,中支點處減少幅度最大為2.7%(如圖20所示);各支座總的豎向支反力之和由原設(shè)計模型的1624.3tonf變?yōu)橹ё{(diào)整后的1751.4tonf,增幅僅為7.8%;可見內(nèi)、外側(cè)支座受力情況的改善主要是原內(nèi)、外側(cè)支座豎向反力的重新分配。3.5.2側(cè)支護分配彎矩通過對計算結(jié)果的比較可知,將外側(cè)支座沿徑向外移2.68m同時將內(nèi)側(cè)支座沿徑向內(nèi)移0.5m,這一支座調(diào)整措施對彎矩的影響很小,部分單元彎矩甚至略為減小,中跨一部分單元彎矩略為增加,各單元中心位置彎矩值最大差值僅為0.6tonf·m,最大增幅為2.34%。3.5.3內(nèi)移對扭矩的影響通過對各組合下計算結(jié)果的比較可知,將外側(cè)支座沿徑向外移2.68m同時將內(nèi)側(cè)支座沿徑向內(nèi)移0.5m,這一支座調(diào)整措施對扭矩的影響很小,部分單元扭矩略為減小,僅端部個別單元中心位置扭矩值增幅最大,為1.6tonf·m(5.0%)。4單元內(nèi)部分配結(jié)構(gòu)調(diào)整(1)將A匝道橋的支座在原設(shè)計布置的基礎(chǔ)上,將外側(cè)支座沿徑向外移2.68m同時將內(nèi)側(cè)支座沿徑向內(nèi)移0.5m,能夠較大程度地改善內(nèi)、外側(cè)支座在使用階段的最不利豎向受力狀況:兩個端支點的內(nèi)外側(cè)支座豎向反力之比分別由原設(shè)計布置方式下的40.0%、47.9%提高到支座調(diào)整后的102.0%、102.5%,兩個中支點的內(nèi)外側(cè)支座豎向反力之比分別由原設(shè)計布置方式下的17.8%、23.5%提高到支座調(diào)整后的69.7%、73.2%。(2)將原設(shè)計支座布置方式通過上述調(diào)整后,各支點處中支座的豎向反力略為減小,減少幅度最大為2.7%;各支座總的豎向支反力之和增加7.8%;變化幅度很小,可見內(nèi)、外側(cè)支座受力情況的改善主要是原內(nèi)、外側(cè)支座豎向反力的重新分配。(3)將原設(shè)計支座布置方式進行上述調(diào)整對內(nèi)力的影響很小,各單元