連續拱梁組合橋的設計與結構分析

張建芝， 石明強

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北 武漢 430063；2.中交第二公路勘察設計研究院有限公司，湖北 武漢 430056)

0 引 言

對于全長100～200 m范圍內的中等跨徑橋梁，能夠參與競爭的橋梁形式主要是鋼筋混凝土拱橋與預應力混凝土連續梁橋.鋼筋混凝土拱橋造價低廉，但需要有良好的地基以承擔拱腳的水平推力；預應力混凝土連續梁橋對地基要求不高，但混凝土與預應力指標高，不經濟.連續拱梁組合橋結合了上述兩種橋型的優點，節省材料、降低造價、對地基要求低、施工工藝簡單[1].

1 工程概況

山東省臨沂市蒙山大道跨涑河橋屬于拆除老橋新建橋梁工程，橋址位于臨沂市涑河中段，現河床寬約95.00 m，水面寬約85.00 m，設計常水位69.50 m，水流由西向東流動.設計勘察揭露深度范圍內地層主要為上部第四系粘性土、砂土，下伏奧陶系石灰巖.

為使橋梁充分體現臨沂歷史文化特色，與整個涑河的治理開發融為一體，同時滿足通行、通航和城市行洪的需要，本橋經過多輪方案比選，最終確定采用五跨連續拱梁組合橋.考慮橋梁景觀需要，本橋采用斜橋正做的方式，橋梁與河道中心線斜交20 °，同時為了避免橋墩對河道行洪的影響，本橋跨徑組成設為(22+25+30+25+22) m.橋梁全長124 m，全寬30 m，按雙幅橋設置，為雙向六車道、外側設置人行道.橋梁標準橫斷面布置：3.0 m(人行道及欄桿)+12 m(機動車道)+12 m(機動車道)+3.0 m(人行道及欄桿)=30 m.橋面設置R=1 800 m的豎曲線，從豎曲線兩端起設置3%的縱坡與地面道路銜接，見圖1.

圖1 蒙山大道橋效果圖

2 技術標準

本橋設計車速為60 km/h，設計荷載采用城-A級，人群荷載取值-3.5 kN/m2，車行道設雙向2%的橋面橫坡，人行道設反向1%的橫坡，橋頭最大填土高度在4.0 m以下.溫度荷載采用升溫25 ℃，降溫25 ℃.

針對本橋所在地區，地震基本烈度為7度，地震動峰值加速度為0.15 g，地震動反應譜特征周期為0.35 s.

圖2 橋型立面圖

3 結構設計

3.1 邊跨拱圈

橋梁兩側的邊跨采用一端簡支一端固結的鋼筋混凝土拱圈，其中梁端直線段長9.5 m.邊跨曲線標準段軸線線形為二次拋物線形，梁高0.9 m，梁寬13.0 m，采用單箱五室截面；頂、底板厚18 cm，頂底板至拱腳部位加厚至25 cm；中腹板厚24 cm，邊腹板厚27 cm，至拱腳部位分別加厚至34、37 cm.

邊跨直線標準段梁高0.9 m，頂寬14.99 m，底寬13 m，懸臂長1.0 m，采用單箱五室截面；頂底板厚18 cm；中腹板厚24 cm，邊腹板厚27 cm，至支點分別加厚至34、37 cm.邊跨拱圈橋臺處梁端與橋梁中心線斜交20 °邊跨拱圈在掛梁與拱圈結合處采用厚2.2 m 的橫梁過渡.

此外，在邊跨拱圈各箱室內設置φ70 cm的人孔，便于日后人員對體外索的檢查.

3.2 中跨拱圈

中跨主拱圈兩端固結，計算跨徑28.1 m，矢跨比1/7.21，拱軸線采用二次拋物線.主拱圈立面等高度，拱圈高0.9 m，全寬13 m.主拱圈采用單箱五室箱形截面，頂底板厚度18 cm，頂底板至拱腳加厚至25 cm；中腹板厚24 cm，邊腹板厚27 cm，至拱腳分別加厚至34 cm和37 cm.

拱圈跨中設置了厚20 cm的橫梁.在掛梁與拱圈結合處采用厚2.1 m 的橫梁過渡.主拱圈跨中長14.2 m頂板設2%的雙向坡，頂寬14.99 m，底寬13 m，懸臂長1.0 m.

3.3 次中跨拱圈

次中跨主拱圈兩端固結，計算跨徑23.2 m，矢跨比1/6.36，拱軸線采用二次拋物線.主拱圈立面等高度，拱圈厚0.9 m，全寬13 m.主拱圈采用單箱五室箱形截面，頂底板厚度18 cm，頂底板至拱腳加厚至25 cm；中腹板厚24 cm，邊腹板厚27 cm，至拱腳分別加厚至34和37 cm.

拱圈跨中設置了厚20 cm的橫梁.在掛梁與拱圈結合處采用厚2.1 m 的橫梁過渡.主拱圈跨中13 m長頂板設2%的雙向坡，頂寬14.99 m，底寬13 m，懸臂長1.0 m.

3.4 掛梁

在中跨、次中跨、邊跨拱圈之間分別設一掛梁，掛梁的支點分別設在邊跨拱圈、次中跨拱圈、中跨拱圈上.與邊跨拱圈相對應，掛梁采用單箱五室箱形截面.中跨與次中跨間掛梁長13.86 m，次中跨與邊跨間掛梁長11.96 m，掛梁頂寬14.99 m，底寬13 m，懸臂長1 m，等截面梁高0.85 m.掛梁頂面設2%的雙向橫坡，兩側與主拱圈、邊跨梁之間設2 cm的間隔縫，待澆注橋面鋪裝時設橋面連續構造.

3.5 腹拱及拱上建筑

在各橋墩處設置裝飾腹拱，腹拱拱軸線為圓弧曲線.在中墩處主跨側設置兩個腹拱，次中跨側設置一個，較大的腹拱壁厚0.16 m，小的腹拱壁厚0.12 m，均為實心截面，腹拱與主拱圈采用不完全鉸接.在主拱圈和腹拱上設置裝飾側墻，側墻壁厚0.15 m.

3.6 體外索

為平衡拱腳的水平推力，在主拱圈、邊跨梁及簡支掛梁內設置體外索，體外索貫穿整個主橋，錨固在邊跨拱圈的掛梁與拱圈結合處的強大橫梁上，體外束的張拉力通過邊跨拱圈傳遞到拱腳來平衡主拱圈水平推力.體外索的立面線形為折線形，在主拱圈和邊跨梁內體外索各轉向處設置轉向槽，轉向槽由鋼管制作，要求平順，光滑[2].另外，為使體外束受力合理、方便牽引，在主拱圈和邊跨梁內每隔一定距離設置滾軸定位裝置支撐體外索，并采取一定措施避免體外索的振動.體外索采用環氧噴涂鋼絞線雙層無粘結鋼鉸線(OVM-S4)，配套錨具為9φj15.2可換式鋼鉸線成品索錨具.預應力鋼鉸線標準強度fpk=1 860 MPa，每根索的張拉控制力為0.60 fpk，每束張拉控制力為1 406.16 kN，單幅橋設6束，全橋共12束.

3.7 橋墩

橋墩基礎采用群樁基礎，承臺厚2.5 m，單幅順橋向與橫橋向尺寸分別為6.2和16.2 m，為圓端形承臺.拱座與承臺做成整體形式，高3.6 m，順橋向與橫橋向尺寸分別為2.5和13.6 m.單幅橋墩承臺下設置10根直徑1.2 m的鉆孔灌注樁，呈2排布置.

3.8 橋臺

橋臺為肋板式橋臺，承臺厚1.5 m.單幅橋臺下設置5根直徑1.2 m的鉆孔灌注樁，呈梅花型布置.

4 整體計算

4.1 計算概述

連續拱梁組合橋屬于高次超靜定結構，其設計計算的難點在于上部結構的靜力分析.總體靜力計算根據橋梁施工流程劃分結構計算階段，按《公路橋涵設計通用規范》和《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》的要求，將施工荷載、自重、預應力、二次力、整體升降溫、活載及地基不均勻沉降等荷載進行組合，驗算結構極限承載力、結構在施工階段應力、運營階段裂縫及整體剛度是否符合規范要求.總體計算采用《橋梁博士V3.2》.

4.2 荷載組合

承載能力極限狀態組合為：組合Ⅰ，基本組合，按規范JTG D60—2004第4.1.6條規定；按此組合驗算結構的承載能力極限狀態的強度.

正常使用極限狀態組合為：組合Ⅰ，長期效應組合，按規范JTG D60—2004第4.1.7條規定；組合Ⅱ，短期效應組合，按規范JTG D60—2004第4.1.7條規定；組合Ⅲ，標準值組合.

4.3 結果分析

4.3.1 持久狀況承載能力極限狀態強度計算 經過計算分析，得拱梁組合結構正截面承載能力及承載能力極限狀態荷載效應包絡圖如下圖所示.圖中的單位均以kN· m計，正值代表正彎矩，負值代表負彎矩.

圖3 鋼筋混凝土拱梁組合結構抗彎承載能力與荷載效應包絡圖

由圖可見，結構正截面承載能力極限狀態荷載效應包絡圖完全處于結構正截面承載能力包絡圖中.

4.3.2 持久狀況正常使用極限狀態裂縫計算

通過計算，得到結構短期效應組合下截面上、下緣混凝土的裂縫寬度如圖所示.圖中裂縫寬度單位以 mm計.

圖4 鋼筋混凝土拱梁組合結構短期效應組合下截面上、下緣混凝土的裂縫寬度

根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG D62-2004)中第6.4條，鋼筋混凝土構件在正常使用極限狀態下的裂縫寬度應按作用短期效應組合并考慮長期效應影響進行驗算.

本構件處于I類環境，在短期效應組合作用并考慮長期效應影響下，鋼筋混凝土構件的最大裂縫寬度不應超過0.20 mm.

由上圖可見，在作用短期效應組合下，構件截面上、下緣混凝土的裂縫寬度最大值發生在中跨拱圈拱腳處，約為0.18 mm<0.20 mm，滿足設計要求.

4.3.3 短暫狀況構件應力計算 對拱梁組合結構各施工階段進行應力計算，得短暫狀況正截面混凝土的最大壓應力出現在鋪設二期恒載、拆除支架后的階段，位于中跨拱圈與次中跨拱圈之間的掛梁跨中，值為4.216 MPa；中性軸處的最大主拉應力同樣出現在鋪設二期恒載、拆除支架后的階段，位于邊跨拱圈拱腳下緣，值為0.950 MPa.

根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG D62-2004)中第7.2.4條，鋼筋混凝土受彎構件受壓區正截面混凝土邊緣的壓應力應符合下列規定：

根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG D62-2004)中第7.2.5條，鋼筋混凝土受彎構件中性軸處的主拉應力應符合下列規定：

由上述計算數據可見，拱梁組合結構受壓區混凝土邊緣壓應力和中性軸處的主拉應力均滿足規范容許的最大應力要求.

4.3.4 標準值組合作用下支承反力匯總 標準值組合作用下支承反力如表1所示.

表1 標準值組合作用下支承反力

5 體外預應力對支承反力的影響

上述第5.3節中，拱梁組合結構分析結果均為在有體外預應力作用下所得.在結構中沒有設置體外預應力的情況下，標準值組合作用下各支承反力結果如下：

表2 標準值組合作用下支承反力

上表顯示，在標準值荷載組合作用下拱腳處的最大水平推力出現在邊跨拱腳，為9 890 kN，相應彎矩為-40 900 kN·m.在該水平推力和彎矩作用下，單幅橋梁邊跨拱腳處群樁基礎需要20根直徑1.2 m的鉆孔灌注樁，承臺尺寸為14.6 m×17 m×3.5 m，承臺體積大，基坑維護費用高，澆注時需使用水冷卻管，以保證混凝土的內外溫度相差不超過25 ℃，避免因溫度相差太大影響承臺質量.如此設計，造價高且沒有充分體現連續拱梁組合橋的優勢.

進一步比較表1、表2可知，體外預應力的設置可顯著優化各主拱拱腳處反力，而對于拱腳基礎而言，水平推力起主要控制作用.設置體外預應力后，水平推力變化最為明顯的是邊跨拱腳.

表3 邊跨拱腳處標準值組合作用下支承反力比較表

從表3分析結果可知，在有體外預應力作用下，邊跨拱腳的最大水平推力減少了52.6%，彎矩減少了48.4%.單幅橋梁邊跨拱腳處群樁基礎僅需10根直徑1.2 m的鉆孔灌注樁即可保證結構安全，顯著優化了拱腳處基礎尺寸，節省了造價.

6 結 語

本研究對山東省臨沂市蒙山大道跨涑河橋的設計進行了研究和介紹，并對體外預應力對結構支承反力的影響進行了深入比較和分析，結果顯示，體外預應力的設置與否對主拱拱腳水平反力影響顯著.

參考文獻：

[1] 潘少冬.連續梁拱組合體系橋應用實踐[J]. 鐵道建筑,2006,10:21-22.

[2] 金成棣.預應力混凝土梁拱組合橋梁——設計研究與實踐[M]. 北京:人民交通出版社,2001.

[3] 李元松,李新平, 姜天華,等. 大跨度斜拉橋施工控制方法研究[J]. 武漢工程大學學報,2007,29(4):45-48.

[4] 李國平.連續拱梁組合橋的性能與特點[J].橋梁建設,1999(1):10-13.

[5] 羅世東,嚴愛國,劉振標.大跨度連續剛構柔性拱組合橋式研究[J].鐵道科學與工程學報,2004,1(2):57-62.

[6] 宋金強,朱宏平,黃民水.基于靜動載試驗的大型橋梁健康評估[J]. 武漢工程大學學報,2010,32(3):57-61.