鋼筋混凝土連續(xù)箱梁在高架橋閉合環(huán)道設(shè)計中的應(yīng)用

鋼筋混凝土連續(xù)箱梁在高架橋閉合環(huán)道設(shè)計中的應(yīng)用

1跨一聯(lián)鋼筋混凝土連續(xù)箱梁方案4廣西柳州灘中大橋工程位于柳州區(qū)。在3月和4月之間，全長1.375公里。它在道路和道路網(wǎng)中發(fā)揮著非常重要的作用。這是內(nèi)環(huán)線東西交通的重要組成部分。期間與躍進路主干道相交叉,是一座四層環(huán)行立體交叉,其中第三層是專供各向轉(zhuǎn)彎車輛使用的空間層。其平面布置為由12跨鋼筋混凝土連續(xù)箱梁(4×21.32+8×16.75m)組成的中心連續(xù)閉合環(huán)道。中心半徑R=34.9m,單跨圓心角為27.5°和35°兩種。箱梁高1.3m,采用單箱雙室,橋面寬11.6m。在西北、東北、西南、東南4個象限內(nèi)布置15.464+20+20+15.464m四跨一聯(lián)鋼筋混凝土連續(xù)箱梁匝道橋,匝道橋與閉合環(huán)道通過異型板連接成整體空間結(jié)構(gòu),相切處橋面總寬16.25m。共布置橋墩32個,均采用獨立墩,墩徑有1.5m和1.6m兩種。墩頂采用板式橡膠支座。在匝道端部設(shè)置橫向限位裝置。2橋梁抗震性能分析閉合環(huán)形鋼筋混凝土連續(xù)箱梁沒有伸縮縫,改善了行車條件,免去了伸縮縫的保養(yǎng)、維修工作,位于伸縮縫下的墩臺、帽梁及支座也無需進行特殊設(shè)計。橋墩受到的最大豎向力和水平力減小且分布均勻;橋梁的抗震性能得到改善;最大正、負豎向撓曲彎矩的絕對值也有較大幅度的減小;在溫度變化、混凝土收縮情況下,閉合環(huán)發(fā)生均勻脹縮,幾乎沒有水平彎曲變形,因而水平面的彎矩幾乎為零。但曲線橋,尤其是閉合環(huán)形連續(xù)箱梁在溫度變化時,一般會產(chǎn)生水平力,橋越寬,半徑越小,支座對水平位移的約束越大,水平溫度力越大。巨大的水平力可能造成嚴重后果:支座被剪壞,梁底和橋墩混凝土被拉裂。3折板理論、折板理論和有限元法曲線梁橋的計算理論眾多,文獻列出的方法達13種,其中主要有能量法、梁格理論、正交異性板理論、折板理論和有限元法等。本文采用有限元法將閉合環(huán)道與匝道橋作為一個整體進行空間分析,單元劃分如圖1所示,箱梁及異型板均采用殼單元,全橋共有4403個節(jié)點,4841個殼單元,共設(shè)32個支座,在匝道端部沿行車方向共設(shè)置8個邊界單元,用來模擬該處的邊界條件。3.1配筋和內(nèi)力的計算殼單元的有限元分析結(jié)果為3個膜應(yīng)力和3個彎曲應(yīng)力,而在極限狀態(tài)設(shè)計中則需通過內(nèi)力來進行配筋計算。本文將應(yīng)力轉(zhuǎn)化為內(nèi)力的基本原則為:由箱梁頂板與底板的正應(yīng)力確定截面的彎矩;由腹板的豎向應(yīng)力確定截面的剪力值;由箱梁頂、底板的橫向應(yīng)力及腹板的豎向應(yīng)力來確定截面的扭矩。3.2橋橋結(jié)構(gòu)設(shè)計結(jié)果閉合環(huán)道僅在圖1中匝道端部公用墩處布置有8個固定支座,在該處采用大變形伸縮縫,其余中間24個支座均采用活動支座。因此在分析中,對中間24個活動支座計算時邊界條件取為僅約束其豎向平面內(nèi)的線位移。而如果對公用墩的8個固定支座x、y和z三個方向的線位移全部約束,在體系升溫或降溫時,支座將在順橋向產(chǎn)生巨大的水平力,故在計算中必須考慮公用墩的抗側(cè)移剛度及橡膠支座的剪切變形。公用墩上橡膠支座的面積為A,支座內(nèi)橡膠片總厚度為h,橡膠剪切模量為G,則橡膠支座的抗側(cè)移剛度為:k1=GA/h(1)橋墩與匝道箱梁為非固接,因此其抗側(cè)移剛度為:k2=3EI/H3(2)式中:E——橋墩混凝土彈性模量;I——橋墩截面慣性矩;H——橋墩截面高度。橡膠支座與橋墩可視為串聯(lián)桿件,根據(jù)文獻,橡膠支座與橋墩的聯(lián)合抗側(cè)移剛度為:k=k1k2/(k1+k2)(3)潭中高架橋閉合環(huán)公用墩采用GYZ400mm×90mm板式橡膠支座,其面積為0.126m2,每個支座內(nèi)橡膠片總厚度按0.08m計算,橡膠剪切模量取1100kPa,公用墩直徑均為1.6m,采用25#混凝土,混凝土彈性模量為2.85×104MPa,故橡膠支座、橋墩及橡膠支座與橋墩的聯(lián)合抗側(cè)移剛度分別按式(1)、式(2)和式(3)計算,計算結(jié)果見表1。根據(jù)表1所計算的抗側(cè)移剛度,分別按將公用墩固結(jié)、僅考慮橡膠支座抗側(cè)移剛度、僅考慮橋墩抗側(cè)移剛度和聯(lián)合考慮橡膠支座和橋墩的抗側(cè)移剛度4種工況計算體系降溫30℃時的橋墩水平力,如表2所示。從表2的計算結(jié)果可以看出,如果在公用墩處按固結(jié)考慮,其支座最大水平力達32858kN,如此大的水平力足以使支座剪壞、橋墩混凝土開裂,并且使得樁基礎(chǔ)的設(shè)計無法進行。在閉合環(huán)道A—A截面產(chǎn)生的最大拉應(yīng)力高達8.05MPa,因此主梁將出現(xiàn)嚴重開裂現(xiàn)象。如果僅考慮橋墩的抗側(cè)移剛度,對橋墩產(chǎn)生的水平力同樣也難以接受。從表2的結(jié)果來看,聯(lián)合考慮橡膠支座和橋墩的抗側(cè)移剛度對橋墩產(chǎn)生的水平力最小;但由于匝道箱梁也是支承在公用墩上,因此公用墩的側(cè)移受到一定的約束,如果聯(lián)合考慮橡膠支座和橋墩的抗側(cè)移剛度則有可能偏于不安全。因此本文認為在閉合環(huán)道鋼筋混凝土連續(xù)箱梁的上部結(jié)構(gòu)整體分析中僅考慮橡膠支座的抗側(cè)移剛度較合理,且偏安全。3.3形態(tài)對異板應(yīng)力的影響采用橡膠支座的抗側(cè)移剛度作為邊界單元的剛度,對閉合環(huán)道A—A和B—B截面在體系降溫30℃、升溫20℃和恒載作用3種工況下的計算結(jié)果見表3、表4和圖2、圖3。從表3、表4、圖2和圖3可看出,在體系降溫30℃時,閉合環(huán)道箱梁A—A截面頂板在內(nèi)側(cè)邊緣出現(xiàn)壓應(yīng)力,其余沿截面分布均為拉應(yīng)力,并逐漸增大,在箱梁頂板外側(cè)達到最大值,為0.225MPa。在體系升溫20℃時則相反,閉合環(huán)道A—A截面頂板在內(nèi)側(cè)邊緣出現(xiàn)拉應(yīng)力,其余沿截面分布均為壓應(yīng)力,并逐漸增大,在箱梁頂板外側(cè)達到最大值,為0.150MPa。在體系降溫30℃時,匝道箱梁B—B截面頂板在外側(cè)為拉應(yīng)力,最大值為1.006MPa;內(nèi)側(cè)為壓應(yīng)力,最大值為1.044MPa。在體系升溫20℃時則相反,匝道箱梁B—B截面頂板在外側(cè)為壓應(yīng)力,最大值為0.670MPa;內(nèi)側(cè)為拉應(yīng)力,最大值為0.696MPa。異型板連接閉合環(huán)道與匝道,環(huán)道支座均為活動支座,整個閉合環(huán)道與匝道的平面內(nèi)位移僅由匝道分縫處的固定支座來約束,因此,在體系升溫、降溫時異型板的應(yīng)力分布非常復雜。從本文的計算結(jié)果來看,異型板在體系降溫30℃時最大主拉應(yīng)力幅值為0.79MPa,在體系升溫20℃時其最大主拉應(yīng)力幅值為0.43MPa,而在自重作用下異型板最大主拉應(yīng)力為1.544MPa。由此可看出,采用本文的分析方法,在體系降溫30℃、升溫20℃與自重荷載組合下,箱梁截面及異型板的正應(yīng)力和主應(yīng)力均滿足公路橋規(guī)的要求,不會出現(xiàn)裂縫。3.4允許最大撓度計算閉合環(huán)道連續(xù)箱梁標準跨徑有兩種:按參考文獻,L=16.75m對應(yīng)的允許最大撓度[f]=L/600=27.9mm;L=21.32m對應(yīng)的允許最大撓度[f]=L/600=35.5mm。匝道連續(xù)箱梁標準跨徑有兩種:按參考文獻,L=15.464m對應(yīng)的允許最大撓度[f]=L/600=25.77mm;L=20.928m對應(yīng)的允許最大撓度[f]=L/600=34.88mm。對應(yīng)工況為環(huán)道跨中截面A—A最不利布置時,整個閉合環(huán)道的最大豎向位移為9.22mm。由此可以看出,由于箱梁的整體剛度較大以及閉合環(huán)道的跨度較小,閉合環(huán)道的變形能滿足要求。4有限元分析結(jié)果柳州市潭中大道躍進路立交第三層閉合環(huán)道鋼筋混凝