斜靠式钢箱拱桥

2024-05-11

斜靠式钢箱拱桥（通用3篇）

斜靠式钢箱拱桥篇1

杭州市金昌路跨京杭运河桥位于杭州市城北运河新城。金昌路为运河新城东西向主干道,道路宽度42m;京杭大运河南北流向,桥位处河宽约120 m。道路与京杭运河正交。桥位处为冲海积沉积平原区地貌,地势平坦,自然地面高程为2.50～3.00 m,村庄和道路经后期人工活动后高程在3.50～4.00 m。跨运河主桥采用单跨130 m斜靠式钢箱拱桥,两端由预应力混凝土现浇箱梁引桥相接。

1 设计要点

1.1 总体布置

上部结构体系为中承式130 m钢箱无绞拱,拱脚与基础固结。主拱肋计算跨度为130 m,计算矢高32.5 m,计算矢跨比为1/4[1]。横桥向共设4片拱肋,其中主拱肋2片,为铅直布置,拱肋横向间距34 m;副拱肋2片,内倾17.5°。主、副拱肋拱顶横向间距3.0 m,拱脚横向间距13.247 m,间距在竖直面内线性加宽。桥面采用双向6车道,桥面宽度46.5～52.4 m,曲线变宽。横断面布置为:2×[(7.5～10.45) m (人行非机动车道)+3.5 m(分隔带)+12.0 m (机动车道)+0.25 m (分隔带)](见图1)。

拱座为分离式实心混凝土结构,高度5.5 m,整体式承台厚度为5.0 m,采用2.5m直径的群桩基础。

1.2 结构设计

1)拱肋。主副拱肋均采用矩形焊接钢箱截面,截面高度沿拱轴线变化,宽度不变(见图2)。主拱肋b=2 200 mm,h=2 000～3 500 mm;副拱肋b=1 200 mm,h=12 000～20 000 mm。加劲肋采用“I”形板肋。主副拱肋间横撑截面为矩形800 mm×800 mm单箱单室截面。

2)纵、横梁。纵梁横桥向对应主拱肋位置布置2道,采用焊接钢箱截面。b=2 200 mm,h=2 400 mm,与主拱肋同宽。纵梁为“I”形加劲板肋,间距400 mm和440 mm不等。

横梁共设标准横梁、端横梁、拱肋横梁3种类型。横梁为三跨连续梁结构,布置间距为2.5 m。

机动车道标准主横梁为焊接工字形截面(见图3)。横梁总长24.48 m,梁高1 752～1 943 mm,梁顶设1.5%横坡。横梁上翼缘板宽300 mm,下翼缘板宽500 mm。端横梁与标准横梁构造相近。

机动车道拱肋处横梁为焊接槽形截面。横梁底板全宽5 500 mm,设三道腹板,腹板顶设翼缘板,板宽700 mm;底板与腹板上设置水平加劲肋、竖向隔板。水平加劲肋采用“1”形板肋,间距400、440 mm布置;竖向隔板布置间距1 200～1 900 mm。

悬臂托架横梁为焊接倒T形板梁(见图4)。由主桥跨中的11 075 mm渐变至梁端的8 125 mm。托架腹板变高度,由772 mm渐变至2 370 mm,底板宽度330 mm。横梁与纵梁的连接采用腹板拴接,顶底板焊接。为了避免焊接应力集中,横梁翼缘板与纵梁的相交焊缝错开布置。

3)吊杆。主拱及副拱均布置单吊索,以减少对桥面视线的阻挡。主吊索采用121Φ5 mm高强度镀锌平行钢丝,副吊索采用31Φ5 mm高强度镀锌平行钢丝,极限强度为1 670 MPa,安全系数≥2.5。吊索外包双层PE进行防护。

4)桥面系。桥面板为正交异性板构造,配合桥面系的制造划分为车行道板和托架处面板,桥面板厚14 mm,车行道和非机动车道桥面板采用U形加劲肋,加劲肋厚度8 mm,高度280 mm,布置间距≤600 mm;人行道桥面板下设置I形板肋,布置间距330 mm。

1.3 主桥拱座背侧地基加固处理设计

主桥处于较深的淤泥质黏土层,即所谓的软土。由于软土层难以承受拱脚巨大的水平推力,软土地区拱桥的建设一直都是工程界探讨的难题之一。根据试验资料表明,通过高压旋喷桩或者水泥土搅拌桩类复合地基加固方法能有效提高土体弹性模量及土体水平抗推刚度。

因未设置系杆平衡部分水平力,本桥拱脚水平推力全部由拱座自身及台后土体承担,结合软土地基处理经验及桥位处土层分布特征,对拱座后地基土及主墩承台下土体(桥梁桩基中间土体)采用Φ500 mm双向水泥土搅拌桩进行加固处理,将土体加固措施与主墩承台基坑支护措施相结合,即承台后格栅水泥土搅拌桩墙兼作为基坑围护结构。搅拌桩长12 m,穿过淤泥质黏土层。通过加固后基础水平抗推试验表明,加固后土体水平抗力系数得到了较大提高,效果明显。拱座地基加固平面图见图5。

1.4 施工方案设计

拱肋施工采用缆索吊机施工。缆索塔架支撑于主桥基础承台上,缆索锚固系统利用相邻三孔引桥基础承台。钢结构拱肋、横梁及桥面系单元件工厂分节段制造,利用缆索吊机进行吊装、安装扣索,精确定位后焊接拱肋节段。拱肋合龙后吊装纵梁,安装吊索、横梁,并初张拉吊索。最后安装桥面正交异性板,调整吊索内力使钢梁整体线形符合设计要求。

2 计算分析

结构整体计算采用MIDAS/Civil按空间模型进行分析。承台、拱座采用实体单元模拟,拱肋、钢箱梁采用空间变截面梁单元模拟,桩基、风撑采用空间梁单元模拟,吊杆采用桁架单元模拟。桥面板与相接横梁采用板壳单元模拟,板与横梁节点耦合[2]。承台下桩基按实际长度模拟,桩基底部固结,桩身采用文克尔弹簧模型模拟,通过m法计算出的水平刚度作为土弹簧作用于桩基上。主桥结构模型见图6。

1)静力计算结果表明,主拱肋及副拱肋承载力满足要求,拱身及拱脚最大应力均在150 MPa以内;运营状态下吊杆安全系数均>3,纵横梁刚度及拱肋变形均在规范容许范围以内。

2)总体稳定计算中考虑包含加劲板在内全断面的刚度作用[3,4],稳定特征值系数采用恒载被增量,计算得到的前四阶屈曲稳定系数见表1,屈曲稳定系数远大于一般要求系数4.0,表明本桥采用的斜靠式钢箱拱桥,由主副拱形成的支撑系统整体稳定性良好。

3)主桥动力计算结果表明:桥面的振型先于拱肋,即拱肋的刚度大于纵梁;第2、第3振型均为拱肋面外挠曲振动,及拱肋的面外挠曲刚度小于面内挠曲刚度。自振频率和振型特征见表2。

3 结语

从景观和功能的角度上看,本桥采用的斜靠式钢箱拱桥桥型可为类似跨径桥梁提供一定的参考。此类跨径钢箱拱桥,由于面内刚度较大,整体失稳一般以面外失稳为主。

软土地区拱桥的设计重点在于处理好拱座后软弱地基土,应因地制宜,结合桥位处地质特点和同类土体加固处理经验,选择经济合理的地基处理方法,减小拱座水平位移对桥梁的不利影响。

摘要：杭州市金昌路跨运河桥为单跨130 m斜靠式钢箱拱桥,横向设4片拱肋,主拱肋铅直布置,副拱肋位于主拱肋外侧,内倾17.5°,由主副拱形成横向稳定体系,主拱不设置风撑。桥面为纵横梁体系、桥面板为正交异性板。桥梁为无系杆拱体系,拱脚水平推力相对较大,综合考虑软土地区的地基加固措施,对拱脚背侧予以处理,有效提高了土体水平抗推能力。

关键词：金昌路跨运河桥,斜靠式钢箱拱桥,地基加固,计算分析

参考文献

[1]中国市政工程中南设计研究总院有限公司.杭州金昌路跨运河桥施工图[R].2008.

[2]钱莲萍,项海帆.空间拱桥结构侧倾稳定性的实用计算[J].同济大学学报,1989(17):161-172.

[3]刘钊,吕志涛.有横撑系杆拱桥的侧向稳定承载力[J].工程力学,2004,21(4):21-24.

[4]李国豪.桥梁结构稳定与振动[M].北京:中国铁道出版社,1996.

下承式斜靠系杆拱桥计算与分析篇2

本文以连云港西盐河大桥为工程背景, 通过对斜靠拱桥的主副拱肋、纵梁、吊杆以及弹性稳定性的计算, 分析该类桥的结构受力特点, 为斜靠式拱桥结构设计与计算提供参考。

1 工程概况

西盐河桥主桥结构为下承式斜靠系杆拱桥, 主跨72 m, 与河道斜交, 斜交角为67°。主拱肋垂直布置, 副拱肋斜靠布置, 两榀副拱肋各向内倾斜23.03°, 主、副拱肋立面矢跨比为1/4.5, 拱高16 m。拱顶风撑为工字梁结构, 吊杆间距3.735 m, 桥面采用纵横梁体系, 现浇桥面板结构, 非机动车道设于主、副拱肋之间, 人行道设于副拱外侧。

主桥横断面:0.25 m (栏杆) +4.0 m (人行道) +2.4 m (副拱吊杆锚固区) +6.0 m (非机动车道) +2.0m (主拱吊杆锚固区) +23.0 m (机动车道) +2.0 m (主拱吊杆锚固区) +6.0 m (非机动车道) +2.4 m (副拱吊杆锚固区) +4.0 m (人行道) +0.25 m (栏杆) , 总宽52.3 m。机动车道部分双向坡1.5%, 人行道及非机动车道横坡1.5%。

本桥纵向分成主纵梁及副纵梁两部分。主纵梁采用箱型截面, 梁高1.8 m, 梁宽2.0 m;副纵梁采用矩形实体截面, 梁高1.0 m, 梁宽0.45 m。主吊杆锚于主纵梁底部, 副吊杆锚于副纵梁侧底面。主、副纵梁均为预应力混凝土结构, 预应力钢铰线采用φs15.2高强度低松弛 (Ⅱ类松弛) 钢铰线 (标准强度1 860 MPa) 。两端拱脚处设端横梁, 采用箱型断面, 端横梁内设置横向预应力。内横梁间距3.735 m, 采用预应力混凝土T形横梁结构。最高处梁高1.66 m, 腹板厚0.4 m。车行道部分现浇桥面板厚度20 cm, 人行道及非机动车道部分现浇桥面板厚度18 cm。

主拱肋采用哑铃形钢管混凝土结构, 高2.0 m, 宽0.9 m;副拱肋采用圆形钢管结构, 直径1.0 m, 壁厚25 mm。主副拱肋吊杆均采用整束挤压式钢铰线, 为成品索, 吊杆间距3.735 m, 全桥共34根吊杆。拱上为固定端, 梁下为张拉端, 上、下端设抗震橡胶圈。

2 计算模型建立及施工阶段模拟

主桥采用Midas空间杆系有限元程序进行验算, 纵横梁、拱肋采用梁单元进行模拟, 吊杆采用桁架单元进行模拟, 计算模型如图1所示。主拱肋钢管混凝土截面采用Midas联合截面来模拟, Midas施工联合截面分析能模拟拱肋先架设空钢管、后灌注混凝土的施工过程。全桥共划分700个单元, 551个节点, 其中梁单元632个, 桁架单元68个。

据主桥施工流程, 在程序里全桥施工过程共分成15个阶段进行模拟, 如表1所示。

3 拱肋验算

主拱肋为钢管混凝土结构, 采用Midas联合截面进行模拟计算;副拱肋设计为圆形钢管结构。

3.1 施工阶段拱肋验算

拱肋验算控制截面取拱脚截面、1/8截面、1/4截面、3/8截面以及拱顶截面。施工阶段主拱肋的钢管及混凝土应力计算结果如图2~图4所示, 结果表明:

(1) 各施工阶段主拱肋特征截面钢管最大应力为-87.9 MPa (压应力) , 小于容许值210 MPa。

(2) 各施工阶段主肋特征截面混凝土最大应力为-8.9 MPa (压应力) , 按照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (JTG D62—2004) 第7.2.8条规定, 在预应力和构件自重等施工荷载作用下, 截面边缘混凝土的法向应力应符合压应力σcct≤0.7f'ck。本桥施工时混凝土强度按标准强度的90%计, 故压应力允许值0.7f'ck=0.70×0.9×32.4=20.41 MPa>8.9 MPa。

(3) 各施工阶段副拱肋特征截面钢管最大应力为-92.1 MPa (压应力) , 小于容许值210 MPa。

3.2 使用阶段拱肋验算

(1) 主拱肋钢管应力

使用阶段主拱肋特征截面钢管应力如表2所示。

MPa

计算结果表明, 使用阶段主拱肋特征截面钢管最大应力为-142.1 MPa (压应力) , 小于容许值210 MPa。

(2) 主拱肋混凝土应力

使用阶段主拱肋钢管内填混凝土应力如表3所示。

MPa

计算结果表明, 使用阶段主拱肋特征截面混凝土受压, 最大应力为-5.4 MPa (压应力) , 小于0.5fck=16.2 MPa, 满足要求。

(3) 副拱肋钢管应力

使用阶段副拱肋特征截面钢管应力如表4所示。

MPa

计算结果表明, 使用阶段副拱肋特征截面钢管最大应力为-111.6 MPa (压应力) , 小于容许值210 MPa。

3.3 拱肋极限承载能力验算[7]

拱肋极限承载力按《钢管混凝土结构设计与施工规程》 (CECS28:90) 进行验算。

(1) 钢管混凝土轴压承载力

(2) 拱肋整体承载力验算

拱肋采用高0.54S (S为拱轴长度) 的等效简支钢管混凝土格构柱, 整体承载力按下式计算:

拱肋整体承载力验算结果如表5所示。

4 纵梁验算

4.1 施工阶段纵梁验算

施工阶段纵梁截面应力曲线如图5所示。

计算结果表明在整个施工过程中, 纵梁未出现拉应力, 压应力最大值15 MPa, 小于应力允许值

4.2 使用阶段纵梁验算

使用阶段纵梁截面应力曲线如图6所示。

使用阶段系杆截面未出现拉应力, 混凝土最大压应力为12.9 MPa, 小于容许值0.5fpk=16.2 MPa。

5 吊杆验算

主吊杆采用12φs15.2高强低松弛钢铰线, 副吊杆采用5φs15.2高强低松弛钢铰线, 标准强度fpk=1 860 MPa, 吊杆验算参考《公路斜拉桥设计细则》中对于斜拉索的规定, 一般取用设计容许应力为0.4fpk, 即安全系数为2.5。吊杆正常使用阶段荷载短期效应组合应力如表6所示。

由表6可知正常使用极限状态下主副吊杆强度不满足规范要求, 应增大主副吊杆钢束面积, 主吊杆由12φs15.2改为17φs15.2, 副吊杆由52φs15.2改为10φs15.2。调整后正常使用短期效应吊杆内力及应力分别如图7、图8所示, 调整后吊杆验算如表7所示。

6 弹性稳定性验算

弹性稳定[8]性分析采用空间有限元程序Midas进行, 首先建立包括拱肋、系杆、吊杆和横梁在内的空间计算模型, 拱肋、系杆、横梁采用梁单元模拟, 吊杆采用桁架单元模拟。

求解结构屈曲特征值系数时, 当有恒载W和活荷载P作用时, 需要计算在恒载存在的情况下, 桥梁发生失稳的活荷载临界值, 即W+Scaleg P中的Scale值, 因此在进行运营阶段屈曲分析时把活载作为可变荷载计算。

首先计算在W+P作用下的特征值屈曲系数N1;然后计算W+N1g P作用下的特征值屈曲系数, …, W+N1g N2…Nn-1g P;直到计算出的Nn接近1时候, 失稳临界荷载系数即为N1g N2…Nn, 最终屈曲分析得到的主拱圈活载作用下的一阶失稳临界荷载系数为31.25大于4, 满足工程设计要求。

7 结论

通过对西盐河斜靠拱桥计算分析得知, 该类桥结构受力较合理, 但在结构设计及计算中需注意以下几点:

(1) 计算模型中施工阶段的合理模拟, 特别是主副吊杆的张拉顺序对计算结果有较大影响。

(2) 主拱肋除应进行应力验算外还需进行极限强度验算。

(3) 主副吊杆验算参考《公路斜拉桥设计细则》中关于斜拉索的规定, 一般取用设计容许应力为0.4fpk, 即安全系数为2.5, 当安全系数小于2.5时, 应通过增大主副吊杆的截面积等方式来重新验算, 直至达到安全系数2.5以上。

(4) 弹性稳定性验算时, 一般采用迭代反复计算, 且要求1阶失稳临界荷载系数要大于4。

参考文献

[1]陈宝春.钢管混凝土拱桥设计和与施工[M].北京:人民交通出版社, 1999.

[2]胡锋, 陈淮.斜靠式拱桥力学性能分析[D].河南:郑州大学, 2006.

[3]郭金琼, 毛承忠, 陈宝春, 等.钢管混凝土结构在城市桥梁中的应用[J].福州大学学报 (自然科学版) .1996 (4) :22-26.

[4]张秀成, 王宏艳, 任毅勇.斜靠式提篮拱桥设计特点[J].公路.2005 (12) :32-34.

[5]王伟光, 肖雯雯, 王玉银.无风撑钢管混凝土拱桥应用[J].哈尔滨工业大学学报.2007.39 (2) :681-685.

[6]肖汝诚, 孙海涛, 贾丽君, 等.斜靠式拱桥[J].上海公路, 2004, 4:22-26.

[7]郭玉柱.斜靠式拱桥极限承载能力研究[D].广东:广州大学, 2012.

提篮式钢箱拱桥施工缺陷处治篇3

在钢箱节段工厂预制过程中,会出现放样误差,如温度影响会造成焊接钢板翘曲,从而造成拱箱翼板、腹板平面度未达到精度标准;施工过程中,由于拱箱质量大,施工难度高,吊装的节段很难达到预期位置,同样也会造成拱箱错台。拱箱接缝错台主要表现为:拱箱高度不变,腹板局部错开,腹板加劲肋错开。

随着钢箱拱桥在桥梁工程中的广泛应用,在进行质量控制时,钢箱接缝错台控制标准则是施工质量评定环节的一个重要内容,因此,在规范性文件《公路工程质量检验评定标准》中,错台的限制也不断调整,加强拱箱预制和施工过程中接缝错台的限制。

由于钢箱箱壁较薄,接缝错台可能会给结构的承载力造成较大的不利影响,因此,在提篮式钢箱拱桥施工过程中,对于拱肋接缝错台误差通常是进行严格的限定,但是,目前未见有关钢箱接缝错台对钢箱拱桥影响的分析和处理办法。本文以一座提篮式钢箱拱桥为例,对由于预制原因使腹板发生8 mm错台的节段进行分析,并介绍腹板发生错台的处治办法。

1 工程实例

研究桥梁为某中承式提篮拱桥,桥梁跨径布置为钢筋混凝土岸坡防护带+56 m(钢叠合梁)+274 m(钢箱拱)+45 m(钢叠合梁)+钢筋混凝土岸坡防护带,本桥主拱结构为提蓝式钢箱拱,跨度274 m,拱轴线在其所在平面内为悬链线,矢跨比1/4.4,失高62.3,主拱肋内倾角为9°。拱肋为箱型截面,尺寸从拱顶到拱脚由(2.4×3.5)m渐变为(2.4×6.0)m。双拱肋通过6个钢箱横撑连为一个整体。上下游拱肋沿着桥轴立面内水平线各分为29 节段,其中包括起拱段、标准段(分有横撑及无横撑两类)、合龙段,单肋最重节段约为94.5 t。主梁采用预应力混凝土空心板,先简支后结构连续,预制吊装施工方案边跨为简支钢叠合梁。拱肋主板材料板厚为20 mm、24 mm、30 mm、40 mm,钢材材质为Q345D。钢箱拱施工选用缆索吊装方案,缆索吊装系统总体设计为三跨两组承重索,见图1。

2 分析方法

本文对钢箱拱桥接缝错台的影响分析,以上述钢箱拱桥作为计算模型,建立有限元模型(见图2),设定拱箱无错台与接缝错台发生最大8 mm错台两种情况,在相同的荷载工况作用下进行计算,并根据计算结果分析拱肋接缝错台对内力和变形的影响。在有限元计算中,节段单元用钢臂单元连接,为了考虑最不利的情况,假定左右半拱的接缝错台是反对称的,并且假定拱肋靠近拱脚的节段位置不变。

对于中承式钢箱系杆拱桥来说,拱肋除主要承受轴力外,还承受一定的弯矩作用,轴力引起的应力和弯矩引起的应力叠加后,则是截面总应力见图3。因此,本文将工程中遇到的接缝错台值与无错台情况进行对比,分析接缝错台对截面上缘、下缘应力的影响,根据式(1)～(9)可验算错台截面应力是否超过材料的容许应力,受力分析见图4。

箱型截面特征如下:

翼缘面积:

$A_{f} = 2 b δ . (1)$

腹板面积:

$A_{w} = 2 t h . (2)$

加劲肋面积:

$A_{S} = 8 t_{S} b_{S} . (3)$

截面总面积:

$A_{t} = A_{f} + A_{w} + A_{S} . (4)$

截面惯性矩:

$\begin{array}{l} Ι_{X} = \frac{2 h^{3} t}{12} + A_{f} (\frac{h}{2})^{2} + 4 t_{S} b_{S} (\frac{h}{4})^{2} + \\ 4 t_{S} b_{S} (\frac{h}{2} - \frac{b_{S}}{2})^{2} . (5) \end{array}$

截面抗弯模量:

$W_{X} = \frac{2 Ι_{X}}{h} = \frac{h^{2} t}{3} + h b δ + \frac{t_{S} b_{S} h}{2} + \frac{2 t_{S} b_{S} (h - b_{S})^{2}}{h} . (6)$

轴力产生的应力为

$δ_{Ν} = \frac{Ν}{A_{t}} . (7)$

式中:N为构件的轴心拉力或压力, At为构件的净截面面积。

弯矩产生的应力为

$δ_{Μ} = \frac{Μ_{\max}}{W_{X}} . (8)$

式中:Mmax为截面所受弯矩, Wx为截面抗弯模量。

构件所受总应力为

$δ = δ_{Ν} + δ_{Μ} . (9)$

3 接缝错台截面应力的影响

该提篮式钢箱拱桥是分29段吊装的,发生错台两节段连接处位于拱肋的L/ 8截面附近,错台情况:腹板中部错边8 mm,长度分别为1 200 mm和1 500 mm。错台截面原设计截面与错台消减后截面如图5所示。接缝错台产生的拱肋错台截面的内力和变形计算结果如表1所示,接缝错台产生的拱肋错台截面的应力结果如表2所示。

注:轴力值受压为负,挠度值向下为负。

注:“-”表示压应力,“+”表示拉应力。

由此可见,在相同工况下,拱肋发生8 mm接缝错台对拱肋内力、竖向变形几乎没有影响,因此,可用无错台情况计算出的轴力值、弯矩值来代替有错台情况的轴力值、弯矩值。由于发生错台截面面积消减后,惯性矩减小,造成截面应力集中,截面应力相应增大,根据式(7)～(9)求得表2中应力,表2所示应力值均未超过容许应力值。

因此,为保证结构的安全,应采取有效措施增大截面有效面积和惯性矩。

4 腹板错台处治办法

4.1 腹板补强方法

为保证桥梁外形美观,避免应力集中,应对错台截面进行处治,采用补强的方法,使接缝位置光滑、平顺。腹板错台处两纵肋之间增加补强纵肋,箱内、箱外两侧补焊打磨圆滑按1∶8过渡,腹板补强纵肋下料前,应按图纸要求加工出双面坡口,确认材质和熟悉工艺要求,放样以1∶1的比例在样板台上弹出大样,确保各构件加工的几何尺寸的准确。腹板纵肋组焊按制造工艺进行操作,采用CO2气体保护焊进行焊接,纵肋边与腹板应密贴,见图6。

腹板纵肋采用补强搭接板搭接,并用拼接板密贴焊接,见图7。

4.2腹板补强验算

原设计焊缝接缝处截面:

A1=684 936 mm2,Ix1=2.73×1 012 mm4;

错台消减后:

A2=663 587 mm2,Ix2=2.42×1 012 mm4(图5);

错台补强后:

A3=698 497 mm2,Ix3=2.75×1 012 mm4(图6)。

补强后,截面积以及惯性矩均大于原设计值。

5 结束语

本文选取一座中承式提篮钢箱拱桥,建立有限元模型,在相同的荷载工况作用下,分析拱肋接缝错台对拱肋轴力、弯矩值、变形和截面应力的影响,并通过补焊加劲板来加强截面强度,得到的结论如下:

1)拱肋接缝错台对拱肋内力、竖向变形几乎没有影响,由于截面面积、惯性矩减小,截面应力相应增大,验算结果表明应力均未超过容许应力值,结构安全。

2)在腹板错台两纵肋之间增加补强,腹板纵肋补强搭接板后,截面积以及惯性矩均大于原设计值,因此,目前的错台处理办法是较为合理的。

参考文献

[1]中华人民共和国交通部.JTJ071O98公路工程质量检验评定标准[S].北京:人民交通出版社,1998.

[2]中华人民共和国交通部.JTJ F80/1O2004公路工程质量检验评定标准[S].北京:人民交通出版社,2004.

[3]中华人民共和国铁道部.TB212-98铁路钢桥制造规范[S].北京:中国铁道出版社,1999.

[4]CetinkayaOT,NakamuraS,TakahashiK.Ultimate strainof stiffend steel box seetions under bending moment andaxial force fluetuations.Engineering StructUres,2009,31(3):778-787

[5]陈宝春.钢管混凝土拱桥[M].第2版.北京:人民交通出版社,2007.

[6]韦建刚,陈宝春,彭桂翰.钢管混凝土单圆管拱刚度取值对静力计算的影响[J].公路交通科技,2004,21(11):47–51.

[7]余郁,富立志.薄壁钢箱拱桥的施工技术[J].公路交通科技(应用技术版),2010(10):20-23.

【斜靠式钢箱拱桥】推荐阅读：

钢箱梁施工09-05