本發(fā)明屬于橋梁工程技術領域，具體涉及一種上承式拱橋橫向剛度控制方法。

背景技術：

隨著高速鐵路的快速發(fā)展，橋梁結構形式種類的日益增多，對橋梁結構的各方面性能提出了越來越高的要求，在這些新形式的新要求下，也就對目前的橋梁設計工作提出了更高的要求。

在橋梁設計工作中，橋梁的剛度控制是必不可少的環(huán)節(jié)，無論是國內還是國外，列車脫軌的事故都時有發(fā)生，其中很大一部分發(fā)生在橋梁上。根據(jù)對該類事故原因的統(tǒng)計，線路和軌道狀況、車輛車況以及橋梁結構等都是其內在因素。

進一步對這些事故橋梁計算分析后證明，在軌道、線路以及車況滿足規(guī)范要求的前提下，橋梁橫向剛度的不足是列車脫軌的主要因素。特別是山區(qū)鐵路的建設中，越來越多的遇到了需采用超大跨度上承式拱橋進行跨越的高山峽谷地形，且跨度有越來越大的趨勢(目前上承式混凝土拱橋、鋼管混凝土拱橋以及鋼桁拱橋的跨度均已超過400m)。同時，由于列車運行速度的大幅提高，對高速鐵路橋梁的橫向剛度提出了比以往更高的要求。因此，在橋梁設計中，這類上承式超大跨度鐵路拱橋的橫向剛度如何控制就成為了一項關鍵性的技術問題。

在傳統(tǒng)的鐵路橋梁設計中，常規(guī)大跨度鐵路橋梁一般采用主跨200m以下的 連續(xù)梁、連續(xù)剛構和系桿拱等橋型，該類鐵路橋梁設計中橋梁的橫向剛度一般采用橋梁結構的一階橫向自振周期來控制(主橋的一階自振周期不大于1.7s)。從工程實際的應用來看，對常規(guī)橋梁而言該控制指標的使用效果還是非常好的。但對于跨度超過300m的橋梁，尤其是近年來屢次在西南山區(qū)高速鐵路中出現(xiàn)的跨度在400m以上的超大跨度上承式拱橋而言，該指標的適用性就有待商榷了。對這類超大跨度橋梁若還一味的套用該指標，將大橋的一階橫向自振周期控制在1.7S以內，則會造成工程量的極大浪費，甚至在橋型的選用上都會受到很大的限制。

因此，在目前的橋梁設計中迫切需要一種能夠在保證橋梁結構各種性能要求的前提下，能夠有效減小工程量、降低施工成本，以及減小橋型選用范圍受限的，適用于大跨度上承式拱橋橫向剛度控制方法。

技術實現(xiàn)要素：

本發(fā)明的目的在于：針對目前橋梁設計中，對于超大跨度上承式拱橋設計過程中，采用傳統(tǒng)橫向剛度控制方法存在工程量極大浪費、施工成本極高，以及橋型旋轉受到較大限制的不足，提高一種能夠在保證橋梁結構各種性能要求的前提下，能夠有效減小工程量、降低施工成本，以及減小橋型選用范圍受限的，適用于大跨度上承式拱橋的橫向剛度控制方法。

為了實現(xiàn)上述發(fā)明目的，本發(fā)明提供了以下技術方案：

一種上承式拱橋橫向剛度控制方法，依次包括下述步驟：

A：初步擬定橋梁方案和結構形式；

B：通過橫向剛度驗算選擇合理的結構尺寸；

C：確定橋梁結構形式和尺寸，

在步驟A中，根據(jù)實際設計要求，初步擬定橋梁方案和結構形式；

步驟B，對步驟A中所得到橋梁方案和結構形式進行橫向剛度驗算，選擇合理的結構尺寸，包括下述步驟：

B1：拱上墩橫向水平位移控制：在最不利荷載作用下，進行墩頂橫向彈性水平位移計算：拱上墩墩頂橫向位移差引起相鄰墩軸線間水平折角小于或者等于1.0‰，

B2：梁體橫向變形曲線半徑計算：在最不利荷載作用下，梁體橫向變形曲線半徑大于或者等于17500m；

在步驟C中，步驟B中橋梁結構方案橫向剛度驗算，選擇出合理的結構尺寸時，則確定步驟A的橋梁結構方案為可行方案，當步驟B中驗算中，不能選擇出合理結構尺寸，則返回步驟A，重新進行橋梁方案和/或結構形式的設計。

在本申請的上述方案中，在步驟B中，發(fā)明人考慮到墩拱的聯(lián)動效應，僅僅限制水平折角不能充分體現(xiàn)上承式拱橋的綜合剛度特征，因此，在本申請中，發(fā)明人采用變形引起的水平折角不得超過1.0‰，梁體橫向變形曲線半徑不小于17500m的雙控標準，以使本申請的控制方法能夠充分綜合上承式拱橋的橫向剛度特征；由于采用了上述的雙控標準，來對上承式拱橋的橫向剛度進行控制，相較于傳統(tǒng)控制方法，采用橋梁結構的一階橫向自振周期來控制橋梁的橫向剛度而言，采用本申請的控制方法，在保證橋梁結構各種性能要求的前提下，不僅能夠大幅減小工程量、大幅降低施工成本，而且還能夠減小橋型選用的受限范圍。

優(yōu)選的，所述步驟B1中，在墩頂橫向彈性水平位移滿足：拱上墩墩頂橫向位移差引起相鄰墩軸線間水平折角小于或者等于1.0‰的前提下，分別計算墩身的橫向水平位移和拱圈的橫向水平位移，以此數(shù)據(jù)，分別計算墩身的橫向剛度和拱圈的橫向剛度，選擇合適結構尺寸的墩身與合適結構尺寸的拱圈相協(xié)調配合，使墩身結構和拱圈結構都能夠完全的發(fā)揮出自身的力學性能。

對于上述優(yōu)選方案，進一步的說明，對于一般橋墩而言墩頂水平位移由兩部分組成，即荷載作用下墩身產(chǎn)生的彈性水平位移；基礎和基底土壤彈性變形引起的水平位移。

與普通橋墩所不同的是，普通橋墩在計算水平位移時除考慮橋墩自身的位移外還要計入地基和樁基礎產(chǎn)生的位移；而本申請所涉及的是拱上墩結構，由于作用橋墩在主拱圈上，因此計算水平位移時除考慮橋墩自身的位移外還要考慮拱圈在荷載所用下對拱上墩墩頂位移產(chǎn)生的影響，也就是說主拱圈即是拱上墩的基礎。主拱圈的橫向剛度是否合理、結構尺寸是否滿足規(guī)范要求最終都會反映在拱上墩的橫向水平位移數(shù)值和梁部的橫向彎曲上。通過增加拱上墩數(shù)量可以一定程度減小橫向折角，但要滿足梁體橫向變形曲線半徑的要求，就必須還要有合理的拱圈剛度。

綜上，也就是說，在本申請的控制方法中，分別計算墩身的橫向水平位移和拱圈的橫向水平位移，以此，分別計算墩身的橫向剛度和拱圈的橫向剛度，使墩身的剛度與拱圈的剛度相互協(xié)調配合，在滿足橋梁整體橫向剛度要求的同時，選用合適墩身結構與合適的拱圈結構配合，使拱圈與墩身都能夠完全發(fā)揮自身的力學性能，如此，進一步的避免橋梁結構中的浪費，進而，在保證橋梁結構橫向剛度的前提下，進一步的減小工程量，降低施工成本。

優(yōu)選的，在步驟B1中，在最不利荷載作用下，進行墩頂橫向彈性水平位移計算時，是在全橋整體模型中進行計算。

優(yōu)選的，在所述步驟B2中，在最不利荷載作用下，梁體橫向變形曲線半徑的計算是在全橋整體模型中進行計算。

在上述優(yōu)選方案中，在對拱上墩水平位移和梁部變形曲線半徑進行研究時，將其納入全橋整體模型中計算，能夠真實的反映出橋梁結構中拱上結構在整體受力情況下的準確水平變形值，確保計算的準確性。

優(yōu)選的，在步驟C后，還設置有步驟D：車橋耦合仿真分析：

對步驟C確定出的橋梁方案、結構形式和結構尺寸，進行車橋耦合仿真分析，以確定是否滿足脫軌系數(shù)、輪重減載率以及橫、豎向振動加速度以及是否滿相應規(guī)范中各項指標的要求；

若上述各項指標滿足要求，則以步驟C確定出的橋梁方案和結構形式為最終方案；

若上述指標不滿足要求，則返回步驟A，重新進行橋梁方案和/或結構形式的設計。

在上述方案中，通過車橋耦合仿真分析，對采用本申請步驟B和C得到的方案進行進一步的驗算，如此，進一步的保證采用本申請控制方法得到的方案的可靠性。

優(yōu)選的，在步驟D后，還設置有步驟E：最優(yōu)方案的評價，

對拱圈結構和拱圈上的其他結構擬定不同的多組尺寸，對每組尺寸都進行車橋耦合分析，并與步驟D確定出的最終方案的車橋耦合分析結果進行比較， 確定步驟D確定出的最終方案是否為最優(yōu)方案，若不是，則返回步驟A，重新進行橋梁方案和/或結構形式的設計。

在上述方案中，通過設置多組數(shù)據(jù)，作為對比，進一步的保證，采用本申請橫向剛度控制方法得到的最終方案為最優(yōu)方案，如此，進一步的保證所得方案的可靠性，也在保證橋梁結構橫向剛度的前提下，進一步的減小工程量，降低施工成本。

與現(xiàn)有技術相比，本發(fā)明的有益效果：

采用變形引起的水平折角不得超過1.0‰，梁體橫向變形曲線半徑不小于17500m的雙控標準，以使本申請的控制方法能夠充分綜合上承式拱橋的橫向剛度特征；由于采用了上述的雙控標準，來對上承式拱橋的橫向剛度進行控制，相較于傳統(tǒng)控制方法，采用橋梁結構的一階橫向自振周期來控制橋梁的橫向剛度而言，采用本申請的控制方法，在保證橋梁結構各種性能要求的前提下，不僅能夠大幅減小工程量、大幅降低施工成本，而且還能夠減小橋型選用的受限范圍。

附圖說明：

圖1為具體實施方式中示例橋梁的結構示意圖；

圖2為具體實施方式中示例橋梁中拱圈頂段截面示意圖；

圖3為具體實施方式中示例橋梁中拱圈拱腳處的截面示意圖；

圖4為具體實施方式中示例橋梁中交接墩的結構示意圖；

圖5為具體實施方式中示例橋梁中拱上墩及引橋的結構示意圖；

圖6為由墩頂橫向位移差引起的相鄰墩軸線間水平折角示意圖；

圖7為本發(fā)明剛度控制方法的流程框圖，

具體實施方式

下面結合試驗例及具體實施方式對本發(fā)明作進一步的詳細描述。但不應將此理解為本發(fā)明上述主題的范圍僅限于以下的實施例，凡基于本發(fā)明內容所實現(xiàn)的技術均屬于本發(fā)明的范圍。

一種上承式拱橋橫向剛度控制方法，依次包括下述步驟：

A：初步擬定橋梁方案和結構形式；

B：通過橫向剛度驗算選擇合理的結構尺寸；

C：確定橋梁結構形式和尺寸，

在步驟A中，根據(jù)實際設計要求，初步擬定橋梁方案和結構形式；

步驟B，對步驟A中所得到橋梁方案和結構形式進行橫向剛度驗算，選擇合理的結構尺寸，包括下述步驟：

B1：拱上墩橫向水平位移控制：在最不利荷載作用下，進行墩頂橫向彈性水平位移計算：拱上墩墩頂橫向位移差引起相鄰墩軸線間水平折角小于或者等于1.0‰，即，墩頂橫向水平位移差為Δ，則(如圖6所示)，

B2：梁體橫向變形曲線半徑計算：在最不利荷載作用下，梁體橫向變形曲線半徑大于或者等于17500m；

在步驟C中，步驟B中橋梁結構方案橫向剛度驗算，選擇出合理的結構尺寸時，則確定步驟A的橋梁結構方案為可行方案，當步驟B中驗算中，不能選擇出合理結構尺寸，則返回步驟A，重新進行橋梁方案和/或結構形式的設計。

在本實施方式的上述方案中，在步驟B中，發(fā)明人考慮到墩拱的聯(lián)動效應，僅僅限制水平折角不能充分體現(xiàn)上承式拱橋的綜合剛度特征，因此，在本申請中，發(fā)明人采用變形引起的水平折角不得超過1.0‰，梁體橫向變形曲線半徑不小于17500m的雙控標準，以使本申請的控制方法能夠充分綜合上承式拱橋的橫向剛度特征；由于采用了上述的雙控標準，來對上承式拱橋的橫向剛度進行控制，相較于傳統(tǒng)控制方法，采用橋梁結構的一階橫向自振周期來控制橋梁的橫向剛度而言，采用本申請的控制方法，在保證橋梁結構各種性能要求的前提下，不僅能夠大幅減小工程量、大幅降低施工成本，而且還能夠減小橋型選用的受限范圍。

作為其中一種實施方式，所述步驟B1中，在墩頂橫向彈性水平位移滿足：拱上墩墩頂橫向位移差引起相鄰墩軸線間水平折角小于或者等于1.0‰的前提下，分別計算墩身的橫向水平位移和拱圈的橫向水平位移，以此數(shù)據(jù)，分別計算墩身的橫向剛度和拱圈的橫向剛度，選擇合適結構尺寸的墩身與合適結構尺寸的拱圈相協(xié)調配合，使墩身結構和拱圈結構都能夠完全的發(fā)揮出自身的力學性能。

對于上述方案，進一步的說明，對于一般橋墩而言墩頂水平位移由兩部分組成，即荷載作用下墩身產(chǎn)生的彈性水平位移；基礎和基底土壤彈性變形引起的水平位移。

與普通橋墩所不同的是，普通橋墩在計算水平位移時除考慮橋墩自身的位移外還要計入地基和樁基礎產(chǎn)生的位移；而本申請所涉及的是拱上墩結構，由于作用橋墩在主拱圈上，因此計算水平位移時除考慮橋墩自身的位移外還要考慮拱圈在荷載所用下對拱上墩墩頂位移產(chǎn)生的影響，也就是說主拱圈即是拱上 墩的基礎。主拱圈的橫向剛度是否合理、結構尺寸是否滿足規(guī)范要求最終都會反映在拱上墩的橫向水平位移數(shù)值和梁部的橫向彎曲上。通過增加拱上墩數(shù)量可以一定程度減小橫向折角，但要滿足梁體橫向變形曲線半徑的要求，就必須還要有合理的拱圈剛度。

綜上，也就是說，在本申請的控制方法中，分別計算墩身的橫向水平位移和拱圈的橫向水平位移，以此，分別計算墩身的橫向剛度和拱圈的橫向剛度，使墩身的剛度與拱圈的剛度相互協(xié)調配合，在滿足橋梁整體橫向剛度要求的同時，選用合適墩身結構與合適的拱圈結構配合，使拱圈與墩身都能夠完全發(fā)揮自身的力學性能，如此，進一步的避免橋梁結構中的浪費，進而，在保證橋梁結構橫向剛度的前提下，進一步的減小工程量，降低施工成本。

作為其中一種實施方式，在步驟B1中，在最不利荷載作用下，進行墩頂橫向彈性水平位移計算時，是在全橋整體模型中進行計算。

作為其中一種實施方式，在所述步驟B2中，在最不利荷載作用下，梁體橫向變形曲線半徑的計算是在全橋整體模型中進行計算。

在上述優(yōu)選方案中，在對拱上墩水平位移和梁部變形曲線半徑進行研究時，將其納入全橋整體模型中計算，能夠真實的反映出橋梁結構中拱上結構在整體受力情況下的準確水平變形值，確保計算的準確性。

作為其中一種實施方式，在步驟C后，還設置有步驟D：車橋耦合仿真分析：

對步驟C確定出的橋梁方案、結構形式和結構尺寸，進行車橋耦合仿真分析，以確定是否滿足脫軌系數(shù)、輪重減載率以及橫、豎向振動加速度以及是否滿相應規(guī)范中各項指標的要求；

若上述各項指標滿足要求，則以步驟C確定出的橋梁方案和結構形式為最終方案；

若上述指標不滿足要求，則返回步驟A，重新進行橋梁方案和/或結構形式的設計。

在上述方案中，通過車橋耦合仿真分析，對采用本申請步驟B和C得到的方案進行進一步的驗算，如此，進一步的保證采用本申請控制方法得到的方案的可靠性。

作為其中一種實施方式，在步驟D后，還設置有步驟E：最優(yōu)方案的評價，

對拱圈結構和拱圈上的其他結構擬定不同的多組尺寸，此處不同的多組尺寸，可以是步驟A中初步設計出的，但是未被步驟B選定的若干組數(shù)據(jù)，也可以是根據(jù)其他設計方式設計出的尺寸數(shù)據(jù)，對每組尺寸都進行車橋耦合分析，并與步驟D確定出的最終方案的車橋耦合分析結果進行比較，確定步驟D確定出的最終方案是否為最優(yōu)方案，若不是，則返回步驟A，重新進行橋梁方案和/或結構形式的設計。

在上述方案中，通過設置多組數(shù)據(jù)，作為對比，進一步的保證，采用本申請橫向剛度控制方法得到的最終方案為最優(yōu)方案，如此，進一步的保證所得方案的可靠性，也在保證橋梁結構橫向剛度的前提下，進一步的減小工程量，降低施工成本

采用上述的上承式拱橋橫向剛度控制方法，運用于實際上承式鋼筋混凝土拱橋工程之中，將初步選擇的橋型和橋型結構的設計參數(shù)通過上述橫向剛度控制方法的步驟A、B、C和D，對主拱圈、拱上墩以及拱上梁進行結構優(yōu)化，考慮 相應安全系數(shù)后，最終確定了圖1～圖5的結構尺寸，

主跨為416m，矢高99m，矢跨比1/4.2(如圖1所示),拱圈采用單箱三室截面結構(如圖2和3所示)，拱頂寬度18m，拱腳寬度28m，交界墩及引橋墩均采用門式剛架墩結構，具體尺寸如圖示(如圖4和5所示)。

該橋有著顯著的高墩大跨特點(主橋跨度416m，最大墩高102m)，大橋的一階橫向自振周期已達3.08s，已經(jīng)遠遠超過了1.7s的限值。

經(jīng)計算，在該結構中相鄰拱上墩最大橫向位移引起的水平折角為0.83‰，產(chǎn)生于拱頂橋墩與兩側相鄰橋墩之間(該位置橋墩自身的水平位移較小，但作為拱上墩“基礎“的主拱圈水平位移最大)，拱上梁變形曲線擬合半徑最小值26600m,上述計算結果也體現(xiàn)了拱上墩水平位移控制法能夠全面的反映結構整體的橫向剛度情況。

經(jīng)過試算，若要沿用傳統(tǒng)的橫向剛度控制標準，即，采用橋梁結構的一階橫向自振周期來控制(主橋的一階自振周期不大于1.7s)，則，本橋的拱圈寬度在拱腳處要增加至35m，拱頂處要增加至22m，同時拱上墩和梁部的結構尺寸也會相應的增加，如此，工程造價將增加40％以上。

所以，如上述的，對于大跨度上承式拱橋而言，采用本申請的橫向剛度控制方法，相較于傳統(tǒng)的一階橫向自振周期控制方法而言，在保證橋梁結構各種性能要求的前提下，能夠大幅減小工程量、降低施工成本，以及減小橋型選用范圍受限。

以上實施例僅用以說明本發(fā)明而并非限制本發(fā)明所描述的技術方案，盡管本說明書參照上述的各個實施例對本發(fā)明已進行了詳細的說明，但本發(fā)明不局 限于上述具體實施方式，因此任何對本發(fā)明進行修改或等同替換；而一切不脫離發(fā)明的精神和范圍的技術方案及其改進，其均應涵蓋在本發(fā)明的權利要求范圍當中。