刚构-连续梁组合体系

刚构-连续梁组合体系（精选九篇）

刚构-连续梁组合体系 篇1

1 工程概况

仙龙潭大桥在设计初期共拟三个方案, 对大桥的跨径做了不同的设计, 在考虑到对铁路的影响和工程造价后, 最终采用了左线3×30+60+110+110+60+5×40+5×30+4×30米, 右线3×30+60+110+110+60+5×40+5×30+3×30米的跨径组合, 主桥均采用60+110+110+60米的刚构-连续梁组合体系。本桥平面位于半径R=1020m, Ls=130m、R=1800m, Ls=200m和Ls=140m的反向S型平曲线上, 桥梁跨径按路线设计线布置, 桥墩台径向布设。

主桥箱梁采用单箱单室断面, 箱梁顶宽12.25m, 底宽6.5m, 箱梁根部梁高6.5m, 跨中及边跨合拢段梁高为2.8m, 箱梁底板下缘按1.8次抛物线变化。箱梁底板厚度0#块为120cm, 其余各梁段底板厚从墩顶根部至悬浇段结束处由80~30cm, 其间按1.8次抛物线变化, 跨中合拢段及边跨现浇段为30cm;箱梁顶板厚度0#块为50cm, 其余梁段为28cm。箱梁悬臂长度为2.875m, 翼缘外侧厚18cm, 根部为65cm, 采用直线变化。边跨现浇段外设置宽度为2.0m的端横梁。箱梁横桥向底板保持水平, 顶板横坡由腹板高度的变化形成。主桥箱梁采用三向预应力体系:纵向预应力分为顶板束、腹板束、边跨底板束、中跨底板束、边、中跨合拢钢束四种, 分别采用性能符合GB/T5224-2003规定的17φs15.2mm、19φs15.2mm、17φs15.2mm、18φs15.2mm、

17φs15.2mm270级低松弛钢绞线, 其抗拉强度标准值fpk=1860MPa, 钢束锚下张拉控制应力为1395Mpa。横桥向预应力采用性能符合GB/T5224-2003规定的3φs15.2mm低松弛钢绞线, 标准强度1860MPa, 张拉锚下控制应力为1395Mpa;为提高扁束施工质量, 要求采用整体张拉工艺。竖向预应力及各0#块预应力采用JL32的高强精轧螺纹粗钢筋, 抗拉强度标准值 (材料屈服点σ0.2) 为785MPa, 张拉控制应力为706.5Mpa, 其张拉控制力为56.8T。

该桥合拢段混凝土浇注选择载夜间温度变化值较小 (温度控制在16~18℃左右) 时进行, 但实际工期中, 两幅合龙时间分别处于9月底和10月底。温度大概在22~25℃左右。

2 有限元模型的建立和计算

2.1 模型的建立

对墩梁固结的连续刚构体系或者是有墩梁固结的刚构-连续梁组合体系, 特别是变截面箱梁, 由合龙温差和砼的收缩徐变等因素引起结构的次内力, 从而产生结构内力重分布和结构变位的非线性, 因此依靠手算很难得到精确解。本文采用专业桥梁计算软件midas, 按照施工顺序建立有限元计算模型。

2.2 不同体系下墩顶水平位移的确定

为了对比该桥连续刚构和刚构-连续梁组合体系在合龙前的顶推力, 分别对两种体系分别确定3个主墩在正常合龙情况下由结构体系转换、合龙温差以及收缩徐变引起的相对变位按照施工工序建立有限元模型, 收缩徐变终止时间设定为3000d (约10年) 根据合龙时的气温情况, 设定合龙温度和设计合龙温度差值为3℃.。计算出该桥在连续刚构体系下合龙时不施加顶推力的情况下梁墩墩顶在上述因素影响下的位移.。4#墩箱梁墩顶截面 (18#截面) 形心位移为△AX=4.1cm, 5#墩箱梁墩顶截面 (49#截面) 形心位移为△BX=1.6cm, 6#墩箱梁墩顶截面 (80#截面) 形心位移为△CX=-1.3cm (以安康到达州方向为正) 。计算出该桥在刚构-连续梁组合体系下合龙时不施加顶推力的情况下梁墩墩顶在上述因素影响下的位移.。4#墩箱梁墩顶截面形心位移为△DX=4.3cm, 5#墩箱梁墩顶截面形心位移为△EX=1.0cm, 6#墩箱梁墩顶截面形心位移为△FX=-2.3cm (以安康到达州方向为正) 。

2.3 不同体系下顶推力的确定

下面将确定在不同体系下的顶推力, 在有限元计算中, 需在最大悬臂工况下 (即中跨合龙前) 对悬臂端施加纵向的水平推力, 来消除结构中各墩顶产生的水平偏位。

在连续刚构体系下在各顶推位置分别施加0kN, 100kN, 200kN, 300kN的顶推力, 各主墩顿顶处的水平位移如下表1。

在刚构-连续梁组合体系下先合龙连续梁一侧, 只需顶推4, 5#墩之间中跨。在各顶推位置分别施加0kN, 100kN, 200kN, 300kN的顶推力, 各主墩顿顶处的水平位移如下表2。

理想的顶推力是消除2.2中所述的水平位移, 使其位移量为零, 而实际上是难以实现的, 也是不必要的。难以实现的原因在于合龙后结构为超静定结构, 不必要的原因是若将上述水平位移量完全顶推到位, 势必造成成桥阶段反向水平位移过大, 这对桥梁受力是不利的。因此, 顶推后的各节点位移一般取顶推前各节点位移的30%左右, 具体的百分比要根据不同的桥梁结构而定。仙龙潭特大桥顶推后各节点位移取顶推前各节点水平位移的15%。

在连续刚构体系下, 由表1可知, 18节点在单位水平顶推力 (1kN) 的作用下的水平偏位是0.0136mm, 80节点在单位水平顶推力 (1kN) 的作用下的水平偏位是0.0036mm, 而49号节点的位移由于同时施加顶推力的作用, 水平偏位基本不变。在刚构-连续梁组合体系下, 由表2可知, 18节点在单位水平顶推力 (1kN) 的作用下的水平偏位是0.0136mm, 49节点在单位水平顶推力 (1kN) 的作用下的水平偏位是0.0037mm, 在顶推力的作用下, 各节点的水平位移量可按式 (1) 计算:

式中:δx为各节点顶推后的水平位移;δx0为单位顶推力作用下各节点水平位移;PX为顶推力;δx不顶推为未施加顶推力时各节点的水平位移。通过上文确定的墩顶位移及表1和, 可计算出连续刚构体系下的顶推力:

中跨合龙前对两悬臂端顶推时, 由于长期收缩徐变及合龙温差等因素使得中间墩即5#墩墩顶的位移很小, 所以在顶推时可以保证5#墩墩顶的水平位移相对稳定, 即两个中跨合龙段的顶推力应保持相等, 因此顶推力

通过上文确定的墩顶位移及表2, 可计算出刚构-连续梁组合体系下的顶推力:

在刚构-连续梁组合体系下, 由于先合龙了连续梁一侧, 而只需确定4, 5#墩之间中跨的顶推力P1=2687kN

3 合龙段顶推施工的实现

仙龙潭大桥在实际中为刚构-连续梁组合体系, 合龙顺序上应先合龙连续梁一侧, 既5, 6#墩之间的中跨, 合龙顶推只需顶推4, 5#墩之间中跨, 连续梁向的中跨无需顶推。根据中跨合龙段计算分析, 由于左幅中跨合龙段施工期处于秋季, 气温与合龙温度要求温度基本一致, 按合龙平均温度20℃计算, 比设计合龙温度要高3℃左右, 这导致两主墩向中跨相对变位-0.4cm, 再根据有限元计算, 收缩徐变引起的位移为5.7cm。因此, 建议中跨合龙段顶推时, 相对位移控制在4.5cm, 中跨合龙段的顶推力控制在2700KN左右。右幅中跨合龙段施工期处于秋季, 气温较低, 按合龙平均温度16℃计算, 比设计合龙温度基本一致, Á因此, 建议中跨合龙段顶推时, 相对位移控制在4.8cm, 中跨合龙段的顶推力控制在2900KN左右。在顶推过程中需要注意的是:由于5#墩墩高为70m, 4#墩墩高为46m, 即使5, 6#墩之间中跨已合龙, 在顶推过程中, 5#墩还是较4#墩好推动, 因此, 中跨合龙顶推过程, 应进行位移和顶推力双控, 以控制墩顶水平位移为主, 应适时观测顶推时两边的位移。顶推原则为:以位移作控制, 以吨位作校核。顶推过程中必须按照同步、逐级加载的原则, 加载吨位以每台千斤顶计, 依次为500kN、1000kN、1250kN、1500kN。加载时, 测量4, 5#墩墩顶和中边跨悬臂端部梁体位移和高程变化, 同时量测千斤顶活塞行程, 以便与位移观测值相校核。在顶推的同时, 注意观察墩梁结合部, 防止出现异常情况。当两台千斤顶均加载至1500kN时, 两墩墩顶相对位移已经达到有限元计算控制位移值, 经施工, 设计和监控三方人员确认后, 停止加载, 顶推完成。

4 结果分析

4.1 不同结构体系下的顶推位移值结果分析

在实际施工中, 若是刚构-连续梁组合体系合龙顶推只需顶推4, 5#墩之间中跨, 而连续刚构体系则对4, 5#墩之间和5, 6#墩之间同时进行顶推。两种体系下的3个主墩在正常合龙情况下由结构体系转换、合龙温差以及收缩徐变引起的相对位移和前面所确定的控制位移以及相应的顶推力如下表3和表4。

4.2 不同结构体系下的结构附加次内力比较

进行合龙顶推的目的就是为了消除由于合龙温差和砼后期收缩徐变等因素对结构产生的附加次内力和主墩水平位移, 优化结构受力状况。现将两种体系下不施加顶推力时结构的附加次内力和施加顶推力后剩余结构次内力作一比较, 见表5和表6。

结语

大跨径砼连续刚构桥在中跨合龙时施加顶推力使桥墩产生一个预偏位来抵抗结构长期的收缩徐变、合龙温差等因素对桥墩的偏位影响, 在实际工程实践中逐渐推广应用。而对于刚构-连续梁组合体系, 由于只需在刚构一侧进行顶推, 而无需在连续梁一侧顶推, 则连续刚构一侧主墩的受力和墩顶位移会得不到很好的改善, 与连续刚构体系的对比, 总结为以下几点:

(1) 在有三个主墩的刚构-连续梁组合体系下, 由于不顶推连续梁一侧, 而只需顶推连续刚构一侧, 而中间的主墩无法改善其受力, 因此需要优化连续刚构一侧的顶推力。

(2) 由表5、表6可知, 通过合龙时施加适当的顶推力减小了砼连续刚构桥由合龙温差、砼后期收缩徐变等产生的附加次内力, 平衡了主墩水平偏位, 对桥梁结构后期受力有利, 增加了结构安全度。

(3) 对于有三个主墩的连续刚构体系比相同情况下的刚构-连续梁组合体系在顶推合龙改善主墩的受力上更具有合理性, 尤其是对改善中间墩的受力更具有合理性。

参考文献

[1]JTG D60-2004中交公路规划设计院.公路桥涵设计通用规范[S].北京:人民交通出版社, 2004.

[2]胡清和, 邓江明, 周水兴, 等.多跨连续刚构桥顶推合龙方案研究[J].中外公路, 2009, 29 (3) :109-114.

[3]邹毅松, 单荣相.连续刚构桥合龙顶推力的确定[J].重庆交通学院学报, 2006, 25 (2) :12-15.

刚构-连续梁组合体系 篇2

京杭运河特大桥连续梁拱组合体系拱脚应力分析

结合连续梁拱组合体系拱桥的拱脚,阐述了采用大型通用工程软件进行拱脚分析的`方法,并对3种工况(拱脚最大轴力、拱脚最大弯矩和拱脚最小弯矩)进行分析.通过对拱脚局部模型的分析,掌握拱脚的局部应力分布特征,发现了拱脚应力较大点,并提出拱肋钢管埋入拱脚较深、拱脚下设加劲钢板、拱脚外设包裹混凝土,以及设置预应力钢束等措施,来达到抵抗拱脚拉应力,改善拱脚的受力状态的目的.

作 者：盛淑敏 Sheng Shumin 作者单位：中铁上海设计院集团有限公司,上海,70刊 名：现代城市轨道交通英文刊名：MODERN URBAN TRANSIT年，卷(期)：“”(3)分类号：U2关键词：钢管混凝土 拱桥 局部应力 有限元分析

刚构-连续梁组合体系 篇3

关键词：组合体系桥,抗震性能,地震响应,反应谱分析法,时程分析法

乌鲁木齐北一路桥位于乌鲁木齐经济技术开发区二期延伸区域,上跨小绿谷,是一座大型单塔悬索—刚构—连续梁组合桥。桥型方案较为复杂,特别是悬索结构对于桥梁抗震性能的影响不容忽视。

为了探讨桥的抗震性能,采用大型通用有限元软件ANSYS,结合桥的结构特点,建立桥梁的空间有限元计算模型,分析了桥梁的动力性能;采用反应谱法计算了桥梁结构在地震作用下的内力响应;并结合地形地质条件选用El-Centro波、Taft波、SanFernando波,采用时程分析法计算了在3条典型地震波作用下桥梁的内力响应,从而较为全面地分析了该桥的抗震性能,为施工图设计提供了依据与参考。

1 工程概况与场地条件

桥型采用分离式双幅自锚式单塔悬索—刚构—连续梁组合体系(见图1)。跨径组合为55.0 m+83.0 m+83.0 m+55.0 m,设计荷载为公路Ⅰ级。

该桥上部构造为四跨一联自锚式单塔悬索—刚构—预应力混凝土变截面连续梁组合结构。单幅桥采用单箱双室截面。箱梁顶板宽16.5 m,底板宽11.5 m,翼缘悬臂长2.5 m,支点处梁高4.5 m,跨中与边跨现浇段高2.2 m,采用抛物线过渡。桥梁2号主墩为钢筋混凝土空心箱形墩,墩高23.323 m,与箱梁固接形成刚构体系;1号、3号支墩为钢筋混凝土实心墩,墩高分别为17.873 m、11.199 m,墩上设置支座,两侧设置挡块;箱梁与2号主墩固结处设置钢结构塔柱,塔高25 m,双幅桥每幅设置一座塔柱,悬索主缆锚于塔柱24 m高处,两侧锚于主梁两端;吊杆布置间距为5 m,全桥共布置吊杆100根。桥址所在场地为Ⅱ类建筑场地,设计地震分组为第1组,特征周期为0.35 s,桥梁的抗震设防类别为B类,抗震设防烈度为8度,设计基本地震加速度为0.2g。

2 有限元模型建立

2.1 建模思路

与常规悬索桥不同的是:该桥主要承重体系为变截面连续梁,索结构仅起辅助作用,受力并不大,相比主梁其刚度很小。因此,如果直接对带索模型进行模态分析、谱分析、时程分析,模型所有低频模态将全部被柔性索的振动型态占据,不能反映桥梁整体动力特性,导致计算结果与实际情况有较大差别。

因此,本桥建模采用两阶段分析法,即:先对不带索模型进行模态分析,得到桥梁整体动力特性频率范围;再对带索模型进行指定频率范围的模态分析,得到真正体现桥梁整体动力特性的频率与振型;在此基础上进行桥梁地震响应反应谱分析、时程分析,得到桥梁在地震作用下的内力响应与变形,为桥梁的设计提供参考与依据。

2.2 建模原则与主要参数

由于该桥采用分离式整体断面,建模时取其中一幅桥进行分析。采用具有自定义变截面功能的Beam188空间梁单元来模拟变截面主梁;桥墩与桥塔也采用Beam188空间梁单元来模拟。主缆、吊杆用施加初应变的Link10单元,主缆、吊杆与主梁相应结点采用刚臂连接,构成“鱼骨刺”模型。桥面铺装等二期恒载转化为集中质量单元Mass21附加在主梁的节点上,分析时忽略该单元的转动质量。

桥梁边界条件为:所有桥墩墩底固结;2号主墩墩顶与墩顶主梁刚结,1号、3号简支墩与墩顶主梁采用主从约束,主梁两端为铰支座。建模时采用的主要参数如表1所示,有限元模型如图2所示。

3 桥梁动力性能

分别建立了桥梁不带索模型与带索模型,分析时提取振型数量为100阶。其中前10阶频率与振型特征如表2所示。

1)对比不带索模型与带索模型的结构,振型基本一致,相应自振频率差别很小;不带索模型第7阶桥塔纵弯振型由于索的作用而在带索模型中被抑制,与桥梁结构特点一致。可见不带索模型分析结果可以给带索模型提供参考。

2)桥梁整体振动基频为0.887 3,桥梁整体刚度较大,与类似桥型实测频率较为接近。

3)桥梁各阶振型中,以顺桥向振型居多,横桥向振型较少,与桥型本身结构特点较为一致。

4)桥梁塔柱的横向振动较为明显,将会导致塔柱产生较大横向位移,从而进一步影响桥塔的受力,在设计中须予以充分重视。

4 桥梁抗震性能分析

4.1 有效质量参与系数f

采用反应谱法分析时所考虑振型阶数应在计算方向上获得90%以上的有效质量。本模型顺桥向、横桥向前100阶振型累计有效质量参与系数f如图3所示。

从图3可以看出,前100阶振型中,对顺桥向地震反应贡献最大的是第1、2阶振型,有效质量参与系数分别为48.8%、32.4%,前25阶振型累计有效质量参与系数即达到91.9%,100阶时达到95.8%;对横桥向地震反应贡献最大的是第7、13、20阶振型,振型有效质量参与系数分别为38.4%、14.8%、10.6%,前86阶振型累计有效质量参与系数达到91.2%,100阶时达到91.5%。所以本文采用前100阶振型进行分析是可行的。

4.2 桥梁地震响应反应谱分析法

阻尼比为0.05的水平设计加速度反应谱为:

式中:场地特征周期Tg为0.35 s;抗震重要性系数Ci为1.7;场地系数Cs为1.0;阻尼调整系数Cd为1.0;水平向设计基本地震动加速度峰值A为0.2g(g为重力加速度)。

分析时采用的设计反应谱曲线如图4所示。

本桥应用反应谱法分析时考虑顺桥向与横桥向水平地震同时作用。因本桥频率较为密集,分析时振型组合采用CQC法(Complete Quadric Combination);空间组合采用SRSS法(Square Root of Sum of Squares)。

4.3 桥梁地震响应时程分析法

1)地震波的选择及相关参数。结合地形地质条件,本文选取了国际上常用的El-Centro波、Taft波、San-Fernando波3组地震波进行分析。同样,分析时考虑顺桥向与横桥向水平地震同时作用,不考虑竖向地震作用。

本桥顺桥向为东西走向,分析时顺桥向输入东西向地震波,横桥向输入南北向地震波;地震波持续时间取20 s,时间间隔0.02 s;分析时各条地震波峰值加速度均调幅至0.2g;因桥梁所在场地地质连续,无明显不同地貌特征,分析时只考虑一致激励的情况;结构阻尼采用Rayleigh阻尼,总体阻尼比为0.05。

2)纵横向地震波作用下结构的地震响应。将ElCentro波、Taft波、San-Fernando波3组地震波输入模型,采用时程分析法计算得到的桥梁构件部分关键截面内力、位移响应如表3、表4所示。

由表3、表4分析可知:

1)就总体响应而言,结构响应较为对称、均衡,与桥梁结构特性较为一致。

2)就主梁响应而言,反应谱结果与El-Centro波作用结果较为接近;Taft波作用结果总体偏小,但部分响应结果较大。就墩塔响应而言,反应谱结果较大;El-Centro波与Taft波作用结果较为接近;而SanFernando波作用结果总体偏小。说明设计时应以反应谱分析结果为依据,而以地震波时程分析结果对反应谱结果进行较为全面的校核,并对部分结果作重要的补充与修正。

3)对于主梁,轴力、面内弯矩、面内剪力响应较为对称、均衡;面外弯矩左边跨较右边跨大,面外剪力则相反,原因在于3号右墩较1号左墩墩高小,刚度较大,对主梁限制较强的缘故。

4)2号主墩墩底截面受力最为不利,为全桥抗震设计控制截面,一定要引起足够重视。对于桥墩,除轴力外,内力、位移响应都是1号左墩较3号右墩大,原因也在于1号左墩较3号右墩墩高大,对地震作用更加敏感的缘故。

5)对于桥塔,截面尺寸横桥向要较纵桥向小,但塔底面外弯矩、剪力响应都较面内响应大;塔顶面外位移响应最大达到11.1 cm,说明桥塔横向稳定性较弱,在设计时需引起足够重视。

5 结语

浅谈大跨度连续刚构桥梁的施工控制 篇4

浅谈大跨度连续刚构桥梁的施工控制

根据控制截面的`应力应变和主梁标高的测量是桥梁施工控制的主要测试工作,就应力应变监测关于传感器的选择、应变监测断面的布置进行了探讨,并对高程控制的观测和立模标高的修正作了论述,从而确保大跨度桥梁施工过程的安全和质量.

作 者：周志光 ZHOU Zhi-guang 作者单位：深圳市路桥建设集团公司,广东,深圳,518000刊 名：山西建筑英文刊名：SHANXI ARCHITECTURE年，卷(期)：35(13)分类号：U445关键词：大跨度 连续刚构桥 应力应变 高程测量 立模标高

连续刚构桥梁施工控制 篇5

连续刚构桥梁属于典型的自架设体系桥梁, 通常是以悬臂施工的方式来进行, 存在着结构体系转换快、跨度大的特点, 再加上连续刚构桥梁施工周期较长, 寒来暑往, 多为跨年度工程, 不同季节环境温度的变化给现场施工造成了较大的困难。为了确保连续刚构桥梁施工过程中挂篮本身的稳定性和桥梁结构的安全性, 必须要加强连续刚构桥梁施工控制。某大桥预应力钢筋砼连续刚构桥跨形式为 (52+96+52) m, 共有13个节段, 其中1 (1`) ~11 (11`) 号段为悬臂段, 12号段为中拢合拢段, 12`号段为边跨合拢段, 13 (13`) 号段为边跨直线段。中跨合拢段长度为2.0m, 梁段重量201.83t, 边跨合拢段长度为2.0m, 梁段重量213.32t, 边跨现浇段长度为3.7m。先在主墩托架上灌注0号段, 再对称向两侧顺序灌注各梁段, 形成两个T构。先合拢中跨。施工悬臂段的同时, 在5号墩、8号墩设托架施工边跨13号梁段, 最后合拢边跨, 形成连续刚构。本文以该大桥为例, 就连续刚构桥梁施工控制进行分析。

1 中跨合拢段施工控制

根据施工图设计的施工顺序的要求, 本着先中跨后边跨的合拢原则, 在悬臂浇筑中跨11 (11′) #块完成后, 中跨跨中挂篮前移, 安装灌筑合拢段混凝土的吊架及模板;在边跨合拢段箱体内模及顶板钢筋安装前, 选择气温最低的时间, 按设计位置与数量对称迅速焊接型钢劲性骨架体外支撑, 并顺序张拉2N18、2N27钢束, 每束张拉力为:290k N。再进行钢筋和模板的施工。在一天最低气温时, 灌注12#′合拢节段砼, 为缩短灌注砼及张拉钢束间的间隙, 拌制混凝土时, 混凝土提高一个等级或采用早强措施, 并掺入微量铝粉作膨胀剂, 以免新老混凝土结合面产生裂缝。混凝土作业的结束时间, 尽可能安排在气温回升之前, 在3h~6h内浇注完成。混凝土浇筑完毕, 顶面覆盖草袋, 箱梁内外及合拢前后1米范围内, 由专人不停的撒水养护。待合拢段混凝土达90%设计强度和满足龄期后, 拆除体外支撑, 补张拉纵向预应力钢束2N18、2N27至设计吨位。然后顺序张拉2N30、1N25钢束及竖向预应力钢筋。

2 边跨合拢施工控制

待中跨合拢段及边跨不平衡段施工完毕后, 边跨挂篮前移, 安装灌筑边跨合拢段混凝土的吊架及模板;在边跨合拢段钢筋及内模安装完成砼灌注前, 选择气温最低的时间, 按设计位置与数量对称迅速焊接型钢劲性骨架体外支撑, 再灌注12#梁块。待混凝土达90%设计强度并不少于5天龄期后, 张拉部分纵向预应力束, 张拉钢束号及顺序为:2N23、2N24、2N20、2N18、2N29。张拉9#、10#梁段竖向预应力钢筋。拆除挂篮及托架, 完成体系转换。

块段端头施工缝处理:第一次砼浇筑完毕后, 砼结合面表面及时进行凿毛处理, 凿毛质量要求严格按照规范规定控制。在第二次砼浇筑前, 先必须将工作缝处清理干净, 表面洒散适量水进行湿润, 防止砼结合面出现干缩裂缝。

同时, 0#块与墩柱临时固结必须牢固, 临时支座强度变形值符合设计要求, 锚固用预应力筋张拉力必须一致, 保证0#块受力平衡。

3 后续施工控制

全桥主体成型后, 拆除全桥挂篮和托架, 体外支撑, 支架等;取消中跨跨中压重 (25t) 。顺序张拉全桥剩余钢束3N22、2N21、2N19、4N28、4N27、4N26。最后完成桥面工程及附属工程。

4 合拢段施工控制

合拢段长2m, 合拢段施工严格按照设计程序和施工工艺要求, 先合拢中跨再合拢边跨。

4.1 挂篮移位和模板、钢筋安装

在合拢中跨的过程中, 为了确保悬臂端能够受力平衡, 应该在悬臂端端头处布置挂篮, 中跨合拢段的施工支架选择其中一个挂篮。收紧所有拉杆螺栓, 铺设底模平台, 安装吊架, 让已灌混凝土面与模板紧贴。内模采用木模钉镀锌铁皮外模采用挂篮侧模及大块钢模。

4.2 体系转换

保持两端的平衡对于悬浇施工而言极为重要, 这样能够在设计要求范围内有效地控制住不平衡弯矩, 确保施工安全及结构安全。体系转换之时, 也就是合拢段施工完成之时。

4.3 合拢段混凝土临时锁定

对刚性骨架进行临时锁定时, 应该选择320工字钢, 共计4组, 每组3片, 每片3m, 将这些320工字钢与预埋在梁体内的钢板进行焊接, 钢板厚度为10cm, 宽度为50cm, 长度为80cm。

4.4 合拢段混凝土灌注前的准备工作

合拢前为了确保合拢精度, 必须要在立模时联测相邻两T构的最后3段;将T构上不必要的施工荷载予以清除, 对两悬臂合拢施工荷载进行调整、复查, 务必要使之能够对称相等, 若发现不能对称相等, 那么应该用压重调整。

4.5 合拢段混凝土的灌注及养护

为了确保合拢段混凝土结构体系能够处于稳定状态, 应该对其进行有效地灌注及养护。为了尽早让混凝土达到张拉要求, 混凝土应该选择标号为C55的型号, 多采用早强高强微膨胀混凝土。浇筑完毕混凝土后, 应该要让混凝土保持潮湿状态, 洒水养护、覆盖麻袋, 尽量避免由于日照不均而造成箱梁顶面出现温差变形。

参考文献

[1]张新星.浅谈预应力混凝土连续刚桥的悬臂施工控制[J].中国新技术新产品, 2011, 23 (4) :110-113.

[2]李万成.大跨径连续刚构桥梁挂篮悬臂浇筑施工中的内力、线形控制措施[J].四川建材, 2011, 23 (2) :143-145.

[3]童向华, 赵增天.浅谈连续刚构大桥挂蓝施工技术[J].中国水运 (下半月) , 2009, 43 (4) :120-124.

[4]曾向军, 向长福.连续刚构桥空间动力特性分析[J].科技资讯, 2009, 35 (14) :143-145.

连续刚构桥梁施工控制 篇6

关键词：连续性,钢结构,建筑,新型,设计,工艺

近年来钢结构的桥梁已经遍布我国的各省市, 钢结构桥梁有着其自身的优势。例如在建造跨海大桥时, 采用钢结构桥梁要远比采用传统的桥墩更具有经济性与可行性;在山谷中建造桥梁时, 钢结构桥梁因其具有较高的强度被广泛的运用。这种特点都是传统的桥梁建造所不能达到的。

1 连续钢结构桥梁的施工

作为一种新型的桥梁建筑形式, 其具有大跨度、结构体系转换等特点, 在进行钢结构桥梁施工时, 经常采用悬臂施工的方式进行, 钢结构桥梁是自架设体系桥梁之一, 在对钢结构桥梁进行施工设计的过程中, 需要提供全部节段主要承重梁的施工预拱度, 但是这仅仅是按照相关的施工要求以及国家相关文件规定所得出的设计参数, 与实际施工过程中的物料实际参数存在一定的误差, 通常情况下也正是这一误差造成了设计与实际施工之间的差距;在进行桥梁设计的时候, 对外部自然环境温度的取值是一个恒定不变的数值, 但是在进行大跨径桥梁架设的时候往往会历经很长一段时间, 横跨几个季节, 这也就造成了在施工的过程中温度会出现大幅度的变化, 同时环境温度的变化也会给施工带来一定的困难;在施工过程中各单位在施工过程中所用到的机械设备, 都会根据实际情况进行确定调整, 但是在进行钢结构桥梁设计的过程中这属于是一种不可控因素, 并不能进行控制。

2 钢结构桥梁的施工特点

在进行连续钢结构桥梁施工时, 必须要使桥梁施工安全以及结构恒载内力以及结构线型可以达到设计的相关要求。然而钢结构桥梁的施工特点是由桥梁自身的结构特点所确定的。对于连续性搞结构桥梁来讲, 一般会使用悬臂分节段的施工方式进行施工, 这种类型的刚结构桥梁属于是自架设计体系的桥梁。设计出的桥梁就是施工所要的结果, 这需要经过很多的步骤才能达到这样的施工效果, 首先需要对主桥墩、主梁以及主梁悬臂节段进行施工, 然而对主梁的不同节段进行施工还可以分为立模、绑扎钢筋记忆水泥混凝土的浇筑等。对于连续的钢结构桥梁施工来说, 整个施工的过程是一个具有高连续性、系统化的施工过程。前期工程的施工建设质量对后期的工程有着极为严重的影响, 并且连续钢结构桥梁还有这其独特的结构特点, 尤其是在前期的施工过程中出现施工标高较低的情况后, 在后期的施工过程中很难对其进行弥补。由此可以看出对连续钢结构桥梁施工的控制是非常重要的, 同时在控制的过程中还需要注意, 要对整个施工全过程进行监控, 这样可以确保一旦出现问题可以及时的发现, 对即将开始施工的工程的情况以及相应的施工参数进行预测也显得非常重要。对钢结构桥梁的施工控制主要有以下几点: (1) 明确相应的控制方法以及监理与之相匹配的控制系统; (2) 要对施工控制方案进行分析; (3) 对施工检测信息进行实时的反馈, 遇到突发情况马上采取相关措施进行控制。

3 施工控制措施

对于桥梁施工控制来说, 一般可以分为两个大部分, 分别为: (1) 钢结构桥梁的前期施工预控与后期调整控制结合的控制方法; (2) 钢结构桥梁建设过程中的预测控制。但是钢结构桥梁由于自身的性质特点, 其控制方法就必须要以预测控制为主, 以后期的修正控制为辅。对于连续钢结构的桥梁来讲, 其施工控制的主要组成部分是对主梁标高的控制, 与此同时要进行应力检测以确保桥梁结构的安全可靠。施工控制是近十年随着大跨度桥梁施工的需要而发展起来的新学科, 在工程实际中, 其在建设工程中所处的地位还没有一个很准确的定位。这就需要针对项目本身, 建立一个施工控制管理系统 (或机构) , 负责协调处理施工控制中的有关问题, 以保证工程进度和工程质量。另外, 从施工控制的角度来说, 施工单位及施工控制应特别注意以下几个重要工序。

3.1 主梁0#块的施工

主梁0#块采用的施工方法一般为搭架现浇或以桥墩为依托, 支牛腿搭架现浇。一般来说, 按杆系结构计算模式设计的0#块应力均能满足规范要求, 但实际0#块为空间结构, 施工时应注意在空洞转角处做加强处理;另外, 0#块施工应特别注意标高控制问题。一方面, 桥墩施工时应根据成桥状态计算桥墩弹性压缩量, 并考虑墩梁结合处施工凿毛处理, 桥墩墩顶标高应有一定的预抬值;另一方面, 0#块一般与主梁1#段同时现浇, 故浇注混凝土前应对支架进行分级预压, 以消除支架非弹性变形及确定弹性变形规律, 从而确定主梁立模标高。

3.2 挂篮加载试验

挂篮分级加载试验的必要性:检验挂篮自身及锚固措施的安全性。通过挂篮分级加载试验消除挂篮的非弹性变形, 确定挂篮弹性变形的变化规律。

3.3 主梁合龙段施工

在进行主梁合拢段施工作业的过程中需要注意的问题有以下两个: (1) 需要注意合拢时的周围的环境温度与桥梁设计时的合拢温度是否相符合, 如果两个温度不相符合, 就需要对两个温度之间的误差进行调整, 具体的调整方式为顶住或拉住主梁的悬臂端, 使钢骨架的位置确定以后在进行混凝土的浇筑使其合拢; (2) 当进行单边合拢作业的时候, 出现主梁的另一悬臂端出现平衡配重的问题时, 一般采用的解决方式为, 选用水箱作为配重进行施工, 这样可以确保重量的加减自由, 保证在施工的过程中配重的平衡。

4 结语

对大跨径钢结构桥梁进行施工控制是非常重要的, 在钢结构桥梁设计过程中所计算出的预拱度对于施工来说的作用并不是很大, 一般情况下来讲并不能达到施工施工所需要的标准。所以在钢结构桥梁建设的过程中加强对施工的控制, 可以在一定程度上弥补设计的缺陷以及辅助实际施工。与此同时加强在施工过程中的控制可以有效的解决影响施工的各种因素。所以加强对施工的控制对大跨径连续钢结构桥梁的建设有着至关重要的作用。

参考文献

[1]范立础.桥梁工程[M].北京:人民交通出版社, 1986.

[2]徐君兰.大跨度桥梁施工控制[M].北京:人民交通出版社, 2000.

连续刚构桥梁荷载试验分析 篇7

1 工程概况

重庆嘉陵江高家花园大桥是主城外环高速跨越嘉陵江的公路桥梁。全桥长970 m，主桥桥型为预应力混凝土连续刚构桥，跨径组合:140 m+240 m+140 m。桥宽31.5 m，双向六车道，人行道2×3 m。设计荷载:汽—超20，挂—120。主梁为两幅单室箱形梁，采用三向预应力钢筋混凝土结构，主桥混凝土标号为C50。左幅桥梁中跨腹板有大量斜向裂缝，最大宽度为0.64 mm，顶板有大量纵向裂缝，最大宽度为0.4 mm;右幅桥梁边跨有4条斜向裂缝，最大宽度为0.10 mm，少量纵向裂缝，最大缝宽度为0.14 mm。

2 静载试验

2.1 加载工况

根据连续刚构桥受力特点选择结构主要控制截面进行静载试验，了解测试截面在试验荷载下的应变分布及变形，从而对结构在荷载作用下的工作性能做出评价。本次对左右幅主桥均进行荷载试验，单幅桥梁各选取4个工况进行试验，其中工况二、工况三合并成一个工况进行加载，静载试验工况设置情况见表1。

采用Midas有限元结构分析程序进行计算与试验数据比较分析，有限元计算模型见图1。

2.2 测点布置

控制截面的应变测点布置在主梁内侧面，中跨中、边跨最大正弯矩截面测点的位置见图2，图3;挠度测点在桥面左右两侧的边跨1/8跨径、中跨1/16跨径处，共68个测点。

在左幅桥梁腹板中边跨各选择5条裂缝跨缝布置应变计，观测加载作用下裂缝宽度变化情况。

2.3 测试结果及分析

本文仅抽取代表性应变和挠度测点进行评定分析:

1)应变分析:左幅桥梁应变测点的线性相关系数为0.988 1～0.999 8，除工况二个别测点校验系数为1.05，其他测点应变校验系数在0.58～0.82;右幅桥梁应变测点的线性相关系数在0.992 2～0.999 9，应变校验系数在0.67～0.98。所有应变测点应变值均呈线性，表明结构呈弹性工作状态，且实测值小于计算值，说明左右幅桥梁的实际刚度比理论计算值稍大。部分测点的应变随荷载变化的关系曲线见图4，图5，左右幅桥梁满载时各工况应变实测值与理论计算值的比较见表2。

2)挠度分析:满载时各工况挠度实测值与理论计算值见表3，从表3中可以看出:挠度校验系数在0.66～0.68，说明实测值小于计算值，主梁的实际刚度比理论计算值稍大，挠度为L/5 927～L/4 940，左幅桥梁工况一左侧测点挠度沿桥面纵向的影响线见图6。

3)残余变形分析:卸载后，本桥存在一定的残余变形，左幅桥梁的工况二B6测点残余应变值为0.42，其他测点残余变形值为-0.05～0.13，右幅桥梁的残余变形值为-0.16～0.05，可以看出所测的左右幅桥梁在各工况下残余变形的校验系数均小于0.2，残余变形评定为合格，说明结构的弹性恢复性能较好。

4)裂缝分析:左幅桥梁腹板有大量的裂缝，在试验过程中裂缝开展小，且卸载后闭合较好。在满载时发现腹板出现两条新增裂缝:一条斜向10°裂缝，长12 cm，宽0.04 mm;另一条斜向25°裂缝，长33 cm，宽0.06 mm，新增裂缝均较短，且宽度较小。右幅桥梁在试验荷载作用下没有发现新增裂缝。

3 动载试验

桥梁结构的动力性能测试一般分为结构自振特性和结构受迫振动响应，判断桥梁结构的整体刚度、行车性能。

通过对脉动信号进行谱分析，得到主梁的竖向前3阶自振频率、阻尼，利用有限元软件来分析桥梁的受力和动力特性。实测结果和有限元计算结果列于表4，从表中4可以看出左右幅桥梁的实测值与计算值均吻合;实测左右幅桥梁的竖向前3阶阻尼比为0.014 5～0.023 4，与一般桥梁阻尼比0.01～0.10接近，在正常范围内。本次受迫振动特性利用1辆重380 k N汽车分别按20 km/h,30 km/h,40 km/h匀速通过主桥，测试不同车速下的冲击系数，见表5，由表5可以看出左幅桥梁桥行车时的冲击系数随车速升高呈增大趋势。

4 试验结论及桥梁状况评定分析

1)用大型有限元软件Midas/Civil对该桥建模计算分析，在满足试验荷载效率的条件下，计算得到试验荷载的车辆加载位置。

2)本次静载试验的荷载试验效率为94.4%～104.2%，满足规范要求，表明试验荷载的作用能够反映设计荷载的大小。

3)在试验荷载满载作用下，控制截面的应变和挠度校验系数满足规范要求，应变和挠度实测值随着荷载的增加呈线性关系，全桥测点挠度沿纵向分布形状与计算值基本一致，说明在试验荷载作用下主梁处于弹性状态。

4)左幅桥梁工况二的个别测点校验系数为1.05，分析原因是左幅桥梁中跨腹板斜裂缝较多，刚度下降，使得支点负弯矩增大，但其绝对值不大，其余工况的应变、挠度测点均满足要求，因此校验系数仍评定为合格。

5)左幅桥梁腹板有大量的裂缝，在试验过程中裂缝开展小，且卸载后闭合较好。在满载时发现腹板出现两条新增裂缝，新增裂缝均较短，且宽度较小。右幅桥梁在试验荷载作用下没有发现新增裂缝。

6)左右幅桥的实测结构自振特性与理论计算值相近，左幅桥梁行车时的冲击系数随车速升高呈增大趋势，但数值不大，表明桥梁的刚度良好，结构具有良好的动力性能，同时也说明桥梁结构动力特性的计算方法正确。

7)对左幅桥梁腹板裂缝进行贴钢板加固处理，以提高结构的耐久性。同时严禁超载、超速车辆通行，避免该桥出现不可恢复的变形，从而导致承载能力进一步降低。

结论:左右幅桥梁试验跨段满足设计荷载要求。

摘要：通过对重庆外环高速跨越嘉陵江主桥为140 m+240 m+140 m的连续刚构桥进行试验分析,重点介绍了连续刚构的荷载试验及检测结果的评定分析方法,对类似工程有一定借鉴和指导意义。

关键词：连续刚构桥,静动载试验,评定分析

参考文献

[1]JTJ021-89,公路桥涵设计通用规范[S].

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[6]马保林.高墩大跨连续刚构桥[M].北京:人民交通出版社,2011.

连续梁(刚构)桥主跨底板施工监控 篇8

1 原因分析

1.1 变形因素

对于连续梁(刚构)桥而言,主跨合龙段底板钢束布置如图1所示。

以图1中某钢束为例,对主跨底板钢束张拉时的受力情况进行分析。任意选取某一钢束,张拉时变形趋势图如图2所示。

从图2可以清楚看到:由于钢束i采用曲线布置(一般情况下,底板钢束布置形式均为曲线),在预加力P的作用下,钢束i将会产生向图中所示“预应力束虚拟平衡线”运动的趋势,以求得自身受力均衡。由于钢束曲率的变化,造成钢束i各点运动趋势不同。在底板混凝土和梁体钢筋的作用下,钢束i这种运动趋势受到限制,正是由于这种限制,使得钢束i在L1段对底板产生向上的径向力,在L2段对底板产生向下的径向力。

2.2 力学因素

通过对多座桥梁类似破坏实例的了解,主跨底板破坏主要是由于受到向下的径向力所致,故对图1中底板钢束i的L2段进行受力分析。钢束i张拉时,L2段除了受到轴向预加力P′(可根据张拉力P、管道摩阻系数、钢束长度等参数计算得到)的作用外,还由于底板受到向上的径向力,则底板在L2段就受到钢束i作用的向下的径向力。采用微分方法对L2段钢束计算,就可以得到钢束对底板的径向力为[2]:

式中:p′为作用于微元的轴向预加力;R为微元段所对应的圆弧半径。

由前文叙述可知:p′是很容易求得的,根据式(1),若想求得q(x),则必须求出圆弧半径R。圆弧半径R可根据曲率半径求解公式求得。设R为所求曲率半径,y为曲线方程,则根据曲率半径公式有:

式中:y′为曲线方程1阶导数;y″为曲线方程2阶导数。

一般情况下,连续梁(刚构)桥主跨底板曲线采用抛物线布置,也有少数桥梁采用椭圆曲线布置,下面就这2种曲线分别进行求解。

(1)底板曲线为抛物线

设抛物线方程为:y=a×xk+c(顶点位于坐标系y轴上,为了便于分析,取x>0),其中a、c、k为常数,则可求得:

将式(3)、(4)带入式(2)和式(1)中,可求得:

由于a、c、k为常数,且一般情况下,1

(2)底板曲线为椭圆曲线

设椭圆曲线方程为:x2/m2+y2/n2=1,其中m、n为常数(坐标原点位于椭圆圆心处,为了便于分析,取x>0、y>0)。则可求得:

将式(6)、(7)带入式(2)和式(1)中,可求得:

式中:m、n为常数,由式(8)可知:当x增大时,q(x)减小;在跨中处(x=0,即底板曲线最高点处),q(x)达到最大值。

由上述推导可得:对于采用曲线布置的连续梁(刚构)桥,在主跨合龙段底板连续钢束张拉时,在曲线的最高点处(式中x=0处),钢束对底板波纹管下方的混凝土产生的向下的径向力最大。

2.3 施工因素

连续梁(刚构)桥目前大多数都采用悬臂施工工艺。由于梁体是采用逐节段安装,使得主跨合龙段底板钢束的预埋波纹管也是逐节段安装。在施工过程中,为了有效地控制梁体的变形,实现成桥后的线形目标,就必然要对每个节段安装的梁体进行预抛高,这就让预埋于梁体内的波纹管也跟着被抛高;另外在后期梁体自重和悬浇节段预应力的作用下,梁体将产生竖向变形,波纹管随之发生变形。对于已经成型的梁段,其梁体内的波纹管已经定型,但下一节段施工的波纹管在抛高和变形的作用下,必然与上节段预埋的波纹管在连接处产生不连续的折角,这就造成最终合龙束在张拉时的形状并不是理想的连续曲线,而是由多段斜直线组成的折线,这样在进行合龙段底板钢束预应力张拉时,在钢束的每个折角处就会产生一个集中力,这也是致使底板混凝土崩裂的因素之一。关于这个集中力的计算,可参见文献[2],这里不再赘述;另外,文献[2]中所述的合龙口相对高差也可以解释为折线引起的折角,这里也不再重复叙述。

2.4 材料因素

对于预应力混凝土连续梁(刚构)桥,在主跨合龙段底板钢束张拉,对梁体施加纵向预应力的同时,使得底板混凝土内部除了产生纵向压应力外,在横向和竖向会产生拉应力,这是由于混凝土材料自身的泊松比决定的。

对于混凝土材料,其泊松比一般取0.167,也就是说在纵向施加1 MPa压应力的同时,就会产生0.167 MPa的竖向拉应力,这个拉应力的方向与前文所述的径向力方向一致,从而使得底板混凝土发生崩裂的机率增加。

3 崩裂位置分析

3.1 纵向位置

采用曲线布置的连续梁(刚构)桥,在主跨底板合龙束张拉时,钢束对底板产生向下的径向力最大值在曲线的顶点处,即主跨跨中位置;对于连续梁(刚构)桥而言,主跨合龙束张拉时底板最大压应力也出现在跨中处,由泊松比产生的竖向拉应力此时也达到最大值。

目前的连续梁(刚构)桥设计一般在主跨跨中位置都设有横隔梁,这就使得主跨跨中截面的特性参数要优于其它不设横隔梁的截面,同样在抗裂性能方面主跨跨中的底板要优于悬浇节段的底板。这种情况下,虽然钢束对底板产生向下的最大作用力在主跨跨中位置,底板也未必会发生破坏。

从前文叙述可以知道:在悬浇节段的接缝处,由于底板波纹管折角的存在,在主跨底板钢束张拉时,折点波纹管下方的混凝土会受到较大的向下的作用力,且在量值上要远大于斜直线段钢束对波纹管下方混凝土产生的作用力。结合径向力和底板纵向压应力的分布情况,可推断出采用曲线布置的连续梁(刚构)桥主跨底板合龙束张拉时,底板纵向最容易发生崩裂的位置在最后1～2个悬浇段接缝处或悬浇段和合龙段的接缝处,这在以往已经发生底板崩裂事故的桥梁中可以得到验证。

3.2 横向位置

底板发生崩裂破坏主要是由于主跨底板钢束张拉时引起的径向力和混凝土泊松比引起的竖向拉应力导致,故底板预应力是发生破坏的根本原因。根据主跨底板钢束在横向的布置位置不同,容易判断崩裂发生在截面横向的分布位置:(1)底板钢束布置在腹板和底板的交接处。一般情况下,底板合龙钢束数量较多,布置宽度要大于腹板厚度,且超出底腹板梗胁范围,此时由于应力集中的原因,崩裂破坏多发生在梗胁与底板的交接处,这在文献[1]中M桥的破坏事故中可以得到证明。(2)底板钢束布置在底板等厚度范围内。采用这种方式布置钢束的底板,崩裂破坏多发生在钢束水平中心线与波纹管水平相交点向两侧斜向下按45°角扩散的范围内。若底板钢束横向间距较小,相邻波纹管下方混凝土两侧的破坏面会交叉,此时最容易导致底板成片崩裂,这在文献[1]中H桥的破坏事故中可以得到证明。

4 底板施工监控实测

4.1 桥梁概况

332省道退水闸大桥主桥采用(42+70+42)m分离式单箱单室预应力混凝土连续箱梁,由上下行分离的单箱单室截面组成,单箱底宽6.0 m,两侧悬臂3.0 m,全宽12.0 m。主桥连续箱梁采用悬臂浇注施工,各单“T”箱梁除0#块外分为8对梁段。箱梁采用C50混凝土,纵向预应力体系采用Φs15.20高强低松弛预应力钢铰线。箱梁中跨底板束ZD1～ZD6采用每束17股钢铰线,单束设计张拉力为3 320.1kN;中跨底板束ZD5′、边跨底板束BD1～BD4采用每束15股钢铰线,单束设计张拉力为2 929.5 kN;合龙段连续束D1～D4采用每束12股钢铰线,单束设计张拉力为2 343.6 kN[3]。主桥结构形式如图3所示。

4.2 测点布置

退水闸大桥主跨钢束布置如图4所示。

合龙钢束共18束,其中底板14束,顶板4束。退水闸大桥主跨底板合龙钢束横向布置如图5所示。

依据前文所述,对退水闸大桥底板钢束分布进行分析,并结合钢束横向布置图,得出底板最易发生崩裂破坏的纵向位置为7#块和8#块的接缝处(图4中ZHD1处)以及8#块和合龙段接缝处(图4中ZHD2处),横向位置为图5中ZD3钢束和ZD2钢束之间(最靠近梗胁与底板交接的应力集中处)。

针对上述情况,在桥梁纵向ZHD1处和ZHD2处按照图6所示位置安装预埋应力传感器。

在安装应力传感器时,要确保横向和纵向传感器中心与波纹管水平中心线平齐,纵向传感器可按常规方法安装即可。图6中,采用3向应力监测方式,对底板ZD3钢束和ZD2钢束之间混凝土应力进行测试,可以实时了解在底板钢束张拉过程中底板混凝土内部的应力变化情况,避免应力突变,造成底板破坏。

4.3 监测数据分析

退水闸大桥主梁采用单箱单室截面,截面内共布置6个测点。在实施底板钢束张拉时,为了确保预应力逐步施加,结构内力缓慢均匀变化,将需要施工的18束底板钢束分为3批张拉。各批钢束张拉时,应力监测数据如表1所示。

MPa

注:表中所示数据拉应力为负,压应力为正,且均已进行温度修正。由于加载时间较短,且所测数据代表待测区域的局部应力,故混凝土收缩影响可忽略不计。

从上述数据可以看出:在张拉8束时,ZHD1截面底板混凝土泊松比产生的拉应力均值为-0.68 MPa,占竖向拉应力(均值为-1.14 MPa)的59.6%,同理可得ZHD2截面中,该比重为58.9%;在张拉14束时,ZHD1截面底板混凝土泊松比产生的拉应力均值为-0.72 MPa,占竖向拉应力(均值为-1.56 MPa)的46.1%,同理可得ZHD2截面中,该比重为44.2%;在张拉18束时,ZHD1截面底板混凝土泊松比产生的拉应力均值为-0.79 MPa,占竖向拉应力(均值为-2.295 MPa)的34.4%,同理可得ZHD2截面中,该比重为36.5%;这说明在张拉8束时,由于钢束预加力较小,此时产生的径向力也很小(即计算公式(1)的p′很小),随着预应力的不断增大,径向力占竖向拉应力的比重越来越大(ZHD1截面由最初的40.4%增长到最后的65.6%,ZHD2截面由最初的41.1%增长到最后的63.5%),成为最终诱发底板混凝土破坏的主要原因。

由混凝土泊松比产生的横向拉应力在张拉8束时为-0.68 MPa,在后2批钢束张拉时,横向拉应力增长不大,平均每次增加-0.045 MPa,占纵向应力的比重由最初的约60%下降至最后的约35%。这主要是由于受到横向钢筋和腹板箍筋的约束所致。但在底板竖直方向,由于预加力增加较快,致使竖向拉应力也跟着发生较大增加。

通过对上述施工监控,实时掌握了退水闸大桥主跨合龙预应力钢束张拉过程中箱梁底板的应力变化情况,为结构安全和桥梁顺利投入运营提供保障。

5 结论

通过以上论述可以得到如下几点结论:

(1)连续梁(刚构)桥主跨底板崩裂力学来源为预应力钢束张拉时产生的径向力和混凝土泊松比产生的竖向拉应力。

(2)采用分节段悬臂施工的连续梁(刚构)桥,主跨底板最易发生崩裂的纵向位置在靠近跨中处最后2个悬浇节段的接缝处,横向位置主要集中的波纹管下方应力集中的位置。

(3)在最易开裂位置安装应力监测传感器,在钢束张拉过程中实时进行底板应力监测控制,确保结构受力安全。

参考文献

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不对称连续刚构桥梁受力分析 篇9

在地势错综复杂的山区, 常遇见“U”形或“V”形峡谷, 跨越这些地形修建桥梁时, 常选用连续刚构桥梁。其中, 不对称连续刚构桥在外荷载作用下, 主梁会在不同程度上产生不对称内力及变形。本文结合具体工程实例, 介绍不对称连续刚构桥梁的特点, 分析在整体升降、制动力以及顶板升温等因素影响下, 不对称连续刚构桥梁的受力情况。

2 不对称连续刚构桥的特点

边跨与主跨的跨径比例不同, 墩梁固结及连续性是预应力混凝土不对称连续刚构桥最为重要的特点, 也是与对称连续刚构桥最为基本的区别, 对于连续刚构基本体系运用时, 如果墩的刚度比较小且墩的高度比较大, 这种连续桥梁具有墩梁固结性, 通过研究, 可得出墩梁固结具有重要作用, 在施工中可节省一些大型支座, 同时, 采用悬臂施工也极为方便, 对于一些大跨度的刚构桥梁以及墩高不对称且连续的刚构桥, 普遍采用这种结构体系。

不对称连续刚构桥与对称连续刚构桥及连续梁在结构特点上存在一些相同之处, 但在混凝土收缩徐变、桥墩受力以及温度变化引起主梁内力作用与变形方面, 结果却不相同, 连续刚构桥桥墩的抗推刚度很小, 而不对称连续刚构桥抗弯刚度较大。

通过分析比较, 可得出不对称连续刚构体系特点如下:

(1) 随着桥墩高度的不断增大, 不对称连续刚构桥跨中与墩顶的弯矩将会越来越接近连续桥梁。

(2) 在混凝土收缩徐变以及温度的变化下, 呈现出不对称的分布特点。

(3) 主梁跨径的不对称程度将会对结构的变形和内力产生重大影响。

3 不对称连续刚构桥梁的受力分析

一般情况下不对称连续结构桥梁有以下特点:每个桥墩刚度之间差距很大, 各跨梁部的受力和变形比对称连续刚构结构复杂。下面结合小关水库特大桥不对称连续刚构桥的内力进行分析:

3.1 小关水库特大桥概况

小关水库特大桥坐落于贵阳市, 该桥的建造受到地质, 地物以及地形等条件影响, 不能采用常规的对称连续刚构桥, 经过多方面的分析与论证, 该桥采用了不对称连续刚构, 具体数据参数如下:

该桥采用预应力混凝土双肢薄壁墩的连续刚构, 跨度为69m+125m+2×160m+112m。如图1为小关水库特大桥的桥型布置图, 主桥在纵坡为3%的直线上, 主墩的高度分别为58m、100m、87m、48m, 墩高以及跨度均是不对称, 这些因素导致结构的变形和受力异常复杂, 对其结构的设计也将复杂化。

3.2 小关大桥不对称性的受力分析

桥梁孔跨存在不对称性, (69+125+160+160+112) m, 边跨现浇段以及各跨跨中梁高采用3m, 2号墩处梁高采用7.5m, 3~5号墩处梁高采用10.5m。成桥后梁部在制动力、整体升降温、顶板升温等荷载作用下结构的受力和变形有关特点如下:

3.2.1 制动力

图2为制动力对梁部弯矩的影响示意图, 图3为在制动力作用下梁部在竖直方向的位移情况, 表1为制动力作用下梁部弯矩以及位移数据表。

通过对图2、图3及表1的分析可知, 竖直方向的位移受制动力的影响不明显, 梁部弯矩的边跨在制动力的影响下, 由支座向边墩方向不断增大, 而在中跨和次边跨位置的跨中接近0, 4号墩的绝对值是最大的, 2号墩仅为4号墩的31%, 3号墩为4号墩的80%, 5号墩为4号墩的39%, 从以上数据可以看出, 如果桥墩两侧的位置是大跨的时候, 它对制动力产生的弯矩分担比较大。

3.2.2 整体温度的升降

在桥梁整体温度的升降作用下, 梁部的弯矩以及梁部竖直方向的位移情况见表2。

对表2的分析可知, 整体升温梁部位移由边跨支座向大跨跨中逐渐增大, 在最高的桥墩3号墩处它的弯矩绝对值最大, 2号墩为3号墩的21%, 4号墩为3号墩的94%, 5号墩为3号墩的14%, 整体降温与其相反, 不再赘述。

3.2.3 顶板的升温

在顶板的升温作用下梁部弯矩以及梁部竖直方向的位移见表3。

对表3分析可知, 在顶板升温的作用下梁部的竖向位移会随着跨径的增大而增大, 在最矮的桥墩5号墩处的弯矩最大, 2号墩为它的80%, 3号墩为它的68%。5号墩为它的网48%。由于3号墩的左右跨不相等, 这使它比4号墩的弯矩要大。

3.3 采取的措施

由于该桥长联大跨的高墩具有不对称特点, 在建成后其初始位移比较大, 为让建成后墩的初始位移和墩本身的内力更加合理, 必须对各墩进行合拢段施工时附加一对顶力, 使得墩顶出现方向位移, 通过这种方式, 让成桥后墩顶的初始位移几乎为0。采用反顶措施与否直接影响各墩顶在恒载作用下的初始位移, 位移的对比分析见表4。

通过对表4的分析可知, 当对各墩使用反顶措施时, 其初始位移才能更接近于合理值, 而且对墩身内力峰值的减小起重要作用, 可以降低墩身的成本, 在合拢的时候, 保持悬臂段具有相对的稳定性, 有效的防止在合拢段受到干扰, 设置刚性锁定, 表5为合拢段的设计顺序以及定力大小。

4 结语

当修建桥梁受到地形及地质等条件的限制时, 可采用不对称连续结构, 本文通过对小关大桥实例分析得出:不对称连续刚构桥梁竖直方向的位移受制动力的影响不明显, 当桥墩两侧的位置是大跨径时, 对制动力产生的弯矩分担较大;整体升温梁部位移由边跨支座向大跨跨中逐渐增大;在顶板升温作用下梁部的竖向位移会随着跨径的增大而增大。同时提出采取合拢顶推技术, 可提高高墩大跨径桥梁的结构和施工安全。

摘要：在“U”形或“V”形峡谷修建桥梁时, 连续刚构桥梁常作为结构选型, 本文结合贵阳小关水库特大桥实例, 介绍不对称连续刚构桥梁的特点, 分析在整体温度升降、制动力以及顶板升温等因素影响下, 不对称连续刚构桥梁的受力与变形情况。同时提出采取合拢顶推技术, 可提高高墩大跨径桥梁的结构和施工安全。

关键词：不对称连续刚构桥梁,制动力,整体温度升降,顶板升温,结构受力与变形,合拢顶推施工

参考文献

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