简支转连续T梁桥（精选6篇）
简支转连续T梁桥 篇1
1 桥梁概况
某预应力混凝土简支转连续T梁桥建成于2009 年。 该桥左、右分幅, 左、右幅均为73 孔, 桥梁总长2195.56m。 上部结构为预应力混凝土简支转连续T梁, 跨径布置为7× (5- 30) m+1× (3- 30) m+7× (5- 30) m, 共15 联, 下部结构为钢筋混凝土肋板式桥台, 双柱式桥墩。设计荷载等级:公路-Ⅰ级。
2 桥梁病害及成因
2.1 上部结构病害检测
2.1.1 T梁病害。 左、右幅桥梁共有148 片T梁出现纵向裂缝, 占全桥T梁的20%, 主要分布位置为马蹄侧面, 梁底, 第2、3 道横隔梁之间及第5、6 道横隔梁之间的腹板侧面 ( 沿预应力管道方向) , 其中32 片T梁纵向裂缝宽度>0.2mm, 最大缝宽为1.5mm;136 片边梁腹板、翼缘、马蹄底局部钢筋锈胀、砼剥皮;74 片T梁翼缘、梁端腹板 ( 吊梁位置) 局部砼剥落;9 片T梁梁底局部砼离析, 砼空洞、露波纹管, 砼酥松敲击时掉渣。
病害可能成因:马蹄底部纵向裂缝为预应力张拉过早, 混凝土弹性模量未达到设计要求所致;马蹄侧面出现纵向裂缝均为边梁, 砼长期受水侵蚀腐蚀, 钢筋锈胀, 产生纵向锈胀裂缝;腹板侧面纵向裂缝大致沿预应力管道方向, 预应力管道灌浆受冻、 膨胀导致腹板砼产生纵向裂缝。 边梁腹板、翼缘、马蹄底钢筋锈蚀为边梁长期受水侵蚀所致。 T梁翼缘、梁端腹板 ( 吊梁位置) 局部砼剥落为T梁吊装时未采取措施防止刮碰所致。 梁底砼离析为预制T梁时砼振捣不密实所致。
2.1.2 湿接缝病害。 左、右幅桥梁共有9 孔湿接缝存在横向裂缝, 裂缝间距0.2~0.6m, 宽度泌死, 裂缝处泛碱。 29 道湿接缝局部砼剥落、露筋。 26 道湿接缝局部砼麻面。
病害可能成因:湿接缝横向裂缝为钢筋锈胀所致, 裂缝处渗水宽度泌死。 部分湿接缝局部砼剥落露筋、蜂窝、麻面, 可能均为施工时混凝土振捣不密实、拆模过早混凝土强度未达到设计要求所致。
2.1.3 支座病害。 左、右幅桥梁共有265 个滑板支座钢板锈蚀, 34 个支座轻微老化开裂。
病害可能成因:钢板锈蚀滑板支座均位于简支端墩顶, 简支端设置伸缩缝, 伸缩缝止水带 ( 橡胶条) 破损, 支座钢板受水侵蚀所致。 橡胶支座在自然环境中易老化, 在变形过程中开裂。
2.2 下部结构病害检测
2.2.1 桥墩病害。 右幅1 个墩盖梁大桩号侧距右侧4.3m ( 距跨中1.4m) 自盖梁顶向下有1 条竖向裂缝, 裂缝最大宽度0.85mm, 长度0.65m, 根据裂缝位置判断该裂缝为非受力裂缝, 钢筋探测仪探测裂缝对应箍筋位置因此可能为钢筋锈胀产生。
左、右幅共25 个墩盖梁钢筋锈胀、砼剥落, 12 个桥墩盖梁局部麻面。 钢筋锈胀、砼麻面盖梁均为简支端墩盖梁, 简支端设置伸缩缝, 伸缩缝止水带 ( 橡胶条) 破损, 盖梁受水侵蚀所致。 共16 个墩柱出现竖向裂缝, 裂缝宽度0.1~0.2mm, 可能为钢筋锈胀所致。
2.2.2 桥台病害检测。 左幅0 号台背墙局部砼麻面, 73 号台背墙左侧1 条斜向裂缝, 宽度为1.0mm, 长度为1.0m, 局部砼破碎。 右幅73 号台背墙右侧1 条斜向裂缝, 宽度为1.0mm, 长度为1.0m, 裂缝处渗水。
桥台背墙长期受水侵蚀, 砼腐蚀严重, 在台后土压力作用下易产生裂缝。
2.2.3 墩台基础病害检测。通过水深测量, 依据设计文件中基础设计标高、原地面线标高计算, 左、右幅共14 根桩基外露。 由于桥墩的阻碍, 水流在桥墩周围产生强烈涡流而引起局部冲刷, 导致桩基外露。
2.3 桥面系病害检测
2.3.1 桥面铺装病害检测。 全桥行车道桥面沥青为新铺装。 左幅第15 孔应急车道桥面沥青铺装松散露骨料。 右幅全桥距左侧防撞墙4.0m、5.5m桥面2 条车辙;第62 孔桥面1 处沥青修补。
2.3.2 伸缩缝病害检测。左幅12 道伸缩缝锚固砼麻面, 1 道伸缩缝锚固砼局部啃边破损。 右幅3 道伸缩缝锚固砼麻面, 1 道伸缩缝橡胶条扭曲变形。
由于该桥位于东北地区, 冬季除雪主要采用撒盐等方式, 对砼腐蚀性较强, 造成伸缩缝锚固砼麻面现象严重。
2.3.3 防撞墙病害检测。 桥梁两侧防撞墙底部砼均麻面, 左幅第50孔防撞墙局部钢筋锈胀、砼剥落, 第6 孔防撞墙扶手破损、变形, 第2 孔防撞墙扶手连接件缺失2 个。 右幅7 号墩顶防撞墙顶部有刮痕、局部砼剥落;第7 孔跨中位置及10 号墩顶防撞墙局部砼剥落;第58、59 孔防撞墙局部钢筋锈胀、砼剥落。
冬季除雪时撒盐造成防撞墙底部砼腐蚀严重, 行车撞击造成防撞墙扶手变形、连接件缺失。
此外还对栏杆、护栏、防排水系统、照明标志等附属设施病害进行了检测。
根据《 公路桥梁技术状况评定标准》 ( JTG/H21- 2011) , 该桥技术状况评定等级为3 类。
3 病害处理方法
针对该桥病害现状, 做如下建议:
3.1 对于全桥T梁、桥墩非锈胀裂缝, 缝宽大于及等于0.15mm的裂缝进行注胶封闭处理;缝宽小于0.15mm的裂缝进行涂胶封闭处理。 对于锈胀裂缝凿除裂缝处部分砼, 钢筋除锈后采用聚合物砂浆修补。
3.2 对于全桥上、下部构件砼破损、露筋等病害, 清除腐蚀混凝土, 采用聚合物砂浆修补。
3.3 对于全桥上、下部构件砼因钢筋锈蚀导致混凝土开裂甚至剥落的, 凿除破损混凝土, 钢筋除锈后采用聚合物砂浆进行修补。
3.4 对锈蚀的支座钢板进行除锈, 并涂刷防腐涂料维修处理。
3.5 凿除右幅墩盖梁竖向裂缝周围部分砼, 钢筋除锈后采用聚合物砂浆修补。
3.6 对外露桥墩桩基进行石笼防护处理。
3.7 对全桥左、右侧防撞墙底部麻面砼, 凿毛后采用聚合物砂浆修补处理或采用大理石贴面处理。
4 结论
预应力混凝土T梁桥架设方便、受力合理受到设计者的青睐, 为了提高结构整体性、减小跨中弯矩, 在墩顶设置现浇段, 张拉负弯矩钢束, 将简支结构转化为连续结构。
预应力混凝土简支转连续T梁桥由于其自身的结构及受力特点, 在运营阶段会出现一些病害, 本文以一座预应力混凝土简支转连续T梁桥特殊检测为例, 分析其上部结构、下部结构及桥面系病害特点及成因, 针对病害提出相应维修处理方法, 为同类桥梁检测及维修提供依据。
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对简支转连续梁桥的施工探讨 篇2
镇江市某一级公路4×40m预应力混凝土梁桥, 采用先简支, 后连续的施工工艺。桥梁全长178m, 桥宽为30m, 共计预制小箱梁42片。
预应力施工分两次, 一次在预制场, 第二次在箱梁吊装就位后, 进行体系转换。二次张拉是简支变连续的重要环节之一, 施工存在操作不变, 且存在着极大的安全隐患。施工方案尤为重要。
2 简支变连续箱梁的结构特点
简支变连续就是将原来的简支静定结构转化为连续超静定结构。作为超静定结构, 不仅能充分发挥高强材料的特性, 使结构轻型化, 增加跨越能力, 还可以有效避免混凝土开裂, 特别是处于负弯矩区的桥面板的开裂, 同时相比较于简支梁可减少伸缩缝的设置, 增加行车的舒适性。
3 简支变连续的各阶段内力分析
简支变连续的各阶段内力分析见图1。
第一阶段:两箱梁处于简支状态, 梁跨中存在正弯距。
第二阶段:两箱梁通过墩顶钢筋连接, 墩顶混凝土的浇注, 二次钢绞线的张拉逐渐从静定结构向超静定结构转换。
第三阶段:临时支座拆除完成后, 静定体系转变为超静定体系, 完成简支变连续的转换。由于墩顶处二次应力的出现, 使墩顶处产生二次负弯矩, 极大程度上降低了跨中的正弯矩, 且墩顶处存在着较大剪力。
4 施工工艺流程
4.1 临时支座的制作和试压
由于临时支座是简支支座, 箱梁最重为103t, 架桥机为120t, 临时支座受力为:G=65+60=125t, 支座受力尺寸为500mm×600mm, δ=G/S=125×1000×9.8/6×5×10000=4.1 (MPa) 。临时支座布置在盖梁的永久支座前后侧, 采用100cm×50cm的砖砌结构, 表面用高标号砂浆找平, 顶面设橡胶片或废旧竹夹板防止箱梁临时架放时应力集中压坏临时支座。经验证和实际试压采用砖砌结构能达到施工要求。用此种方法不仅在简支变连续体系转换过程中, 临时支座拆卸方便外, 还相对于采用砂桶或硫磺砂浆砌体, 大大节约了成本。
4.2 箱梁的安装
箱梁的安装采用120t架桥机架设, 箱梁架设过程:运梁到位→前端挂钩起梁→架桥机及运梁车共同运梁→后端吊钩起梁→架桥机纵向运梁到位→横向移梁到位→落梁安装。
该桥梁安装施工工程中, 曾发生两相邻跨对应箱梁高差达4cm以上, 影响钢绞线的穿束以及在张拉过程中因弯折过大导致的预应力的损失, 后通过降低两箱梁间的顶面高差和对波纹管孔道开仓, 减缓弯折角度两种方法降低预应力的损失, 把其控制在施工误差范围内。
4.3 墩顶连接钢筋的焊接
先简支后连续箱梁的端头处, 共设Φ22钢筋68根, 端头预埋钢筋在箱梁预制阶段完成。由于受端头模板和箱梁架设的影响, 两对应箱梁间接头钢筋偏差较严重, 导致在墩顶连接钢筋焊接施工操作困难, 焊接质量也无法得到保证。后经发现采取在箱梁预制阶段对已预制完成的箱梁连接钢筋进行先期校正和后期通过箱梁的架设过程中逐步微调, 降低钢筋的对接偏差, 保证钢筋的焊接质量。
4.4 支座的安装和钢板的安放
支座采用橡胶支座, 安放时严格按照厂家的有关说明进行, 在安放过程中由于支座连接螺杆和墩顶连接钢筋相干扰, 导致螺杆无法安装到位。为保证固定支座和墩顶混凝土形成整体, 在施工过程中采用将螺杆割短, 并在螺杆处焊接钢筋和连接钢筋形成整体。两侧钢板安装时要求两对应箱梁切割出钢板厚度的凹槽将钢板嵌入梁中, 并和支座底钢板采用坡口焊接。
4.5 二期钢绞线的穿束
二期预应力施工大部分位于桥面板以下, 给施工操作带来了不小的麻烦, 在施工中采取在二期束对应的湿接缝处留设100cm×70cm的施工空隙, 达到施工操作的要求。二期钢束采用人工穿束。于桥面板下的预留孔道中自高端向低端穿束, 湿接缝处用波纹管对接, 外用胶带缠裹以确保不漏浆。
4.6 墩顶混凝土的浇注
由于墩顶连接处存在负弯距, 须防止墩顶处出现微裂纹。由于墩顶连接钢筋比较密, 为了保证墩顶混凝土浇注质量, 墩顶混凝土浇筑较缓慢, 振动棒必须振捣密实, 防止空洞产生。墩顶连接分两次浇注, 先浇注连接梁肋, 浇注完成后, 在混凝土没有初凝前, 绑扎面板连接钢筋, 再浇注面板混凝土。在浇注时要保证混凝土浇筑速度, 防止施工缝的产生。在形成连续结构后, 在墩顶浇注后的三天内应防止动荷载在桥面上作用, 防止墩顶混凝土处出现微裂纹。
4.7 二次张拉、灌浆、封锚
桥面上二次张拉的钢束共四种, 分别为N5、N6、N7, 钢束为6Ф15.24钢绞线, 扁锚固结和N84Ф5.24钢绞线, 扁锚固结。桥面上张拉设置在对应桥面上张拉设置面板齿型块。由于张拉位置受张拉千斤顶放顶位置的限制, 桥面二次张拉采用YCL-25A嵌入式小顶张拉, 张拉采用“双控”施工, 以张拉力为主。采取单根张拉方式进行, 千斤顶和压力表应配套进行标定合格后方可投入使用。张拉时两端必须同时张拉和顶锚。桥面湿接缝强度达到80%后方可张拉二期应力束。
二期束张拉应力应“由短至长”分批、对称张拉并及时灌浆和封锚, 待水泥浆强度达到80%后方可张拉下一批钢束。目前, 二期束有N5~N8四种, 钢束张拉时由内边梁往外边梁张拉。张拉顺序为N6—N8—N7—N5。张拉控制采用双控控制, 即张拉力和伸长值控制。
二次张拉是简支变连续的重要环节之一, 施工存在操作不变, 且存在着极大的安全隐患, 在施工方案的考虑上, 安全方案显得尤为重要。
二次张拉孔道的灌浆和封锚同穿束、张拉一样, 都是在箱梁面板上进行操作。灌浆过程中要求操作人员必须佩带防护眼镜, 防止在灌浆过程中水泥浆进入眼镜。封锚时要求将锚头处钢筋凿出, 并焊接增长, 使封锚混凝土同箱梁连接紧密。但箱梁混凝土标号为50号, 且凿除空间受限, 增加了整个工作的难度, 且严重影响了桥梁施工的工期。后经与监理研究, 考虑将张拉锚头处钢绞线留长10cm, 并在钢绞线内绑扎钢筋网增加混凝土的连接性。
4.8 临时支座的拆除
在二次张拉、灌浆、封锚完成, 待灌浆强度达到100%后, 方可对临时支座进行拆除, 将结构承重转化在永久支座上, 完成简支变连续体系的转化。该桥施工中, 临时支座的拆除是整个桥梁上部构造施工的难点。其操作措施和操作安全都是施工中须精心考虑的。由于墩顶混凝土浇注完成后, 整个盖梁位置已经完全被封闭, 人工无法进入对临时支座进行拆除。经考虑在距墩顶最近处, 搭设5.5m的木跳板, 搁设在中横隔板和端横隔板之间, 并在跳板上设置扶手, 保证操作人员通过跳板安全进入盖梁施工区域, 逐一对临时支座拆除。在临时支座的拆除过程中必须保证安全带栓系牢靠。
5 总结
先简支后连续的转化施工过程中, 二次预应力施工是关键。穿束、张拉、灌浆、封锚、临时支座的拆除都存在着极大操作难度。施工过程中应做好事前控制, 有预案, 有比较, 有总结。为以后先简支后连续桥梁结构的施工积累了宝贵的经验
摘要：采用先简支后连续梁形式, 与整体现浇梁相比, 梁板更便于集中预制, 通过在桥上完成体系转换, 较好地解决了多跨桥梁简支梁接头易破损所引起的桥面跳车问题, 具有施工速度快、行车舒适、桥型美观等优点。本文简要的论述了转换体系施工要点。
关键词：简支,连续,施工
参考文献
[1]姚铃森.桥梁工程[M].北京:人民交通出版社, 2008.
简支转连续T梁桥 篇3
高速公路的迅速发展使得桥梁的数量大幅度增加,在高等级公路桥梁中,多孔中等跨径(跨径在16~25米左右)的桥梁占很大的比重,人们一直希望将简支梁的批量预制生产和连续梁的优越性能结合起来,用梁或板批量预制生产的方式来加快连续梁的建设速度,以省去繁琐的支模工序,由此产生了将整跨梁板预制、架设就位(简支梁状态)后在端部浇筑混凝土并张拉预应力使之连续的“先简支后连续”施工法,而形成的体系则被称为“先简支后连续结构体系”。简支变连续梁施工中保证多跨桥连续的关键一步是转换支座的过程。我们希望既能将简支体系转换成连续体系,又能避免转换支座这个麻烦的过程。由此出现了“恒载简支、活载连续、支点不转换的双点支承简支变连续梁桥”的设想。双支座体系梁桥在实际工程中己有很多成功应用的实例,其中关键的就是保证双支座中的任一支座不能脱空。
1 简支转连续梁桥分析
简支变连续是连续梁桥施工中较为常见的一种方法。一般先架设预制主梁,形成简支梁状态;进而再将主梁在墩顶连成整体,最终形成连续梁体系。该施工方法的主要特点是施工方法简单可行,施工质量可靠,实现了桥梁施工的工厂化、标准化和装配化。概括地讲简支变连续施工法是采用简支梁的施工工艺,却可达到建造连续梁桥的目的。目前随着公路的发展,为改善桥梁行车的舒适性,简支变连续梁桥在中、小跨径的连续梁桥中得到了广泛的应用。
在简支变连续梁桥中由简支状态转换为连续梁状态的常见方法有以下几种:
a.将主梁内的普通钢筋在墩顶连续;
b.将主梁内纵向预应力钢束在墩顶采用特殊的连接器进行连接;
c.在墩顶两侧一定范围内的主梁上部布设局部预应力短束来实现连续。
第一种方法虽然简单易行,但常在墩顶负弯矩区内发生横向裂缝,影响桥梁的正常使用。方法二的效果最好,但施工很困难,故一般不采用。第三种方法不仅施工可行,并且具有方法二的优点,同时又克服了仅采用普通钢筋连续的开裂问题。所以一般简支变连续桥多采用墩顶短束与普通钢筋连续这样的构造处理来实现简支变连续。由于简支变连续梁桥在施工过程常存在体系转换,那么须依据具体的施工过程来分析结构的受力。施工的第一阶段是形成简支梁,此阶段主梁承受一期恒载自重产生的内力及在简支梁上施加的预加力;第二阶段首先浇筑墩顶连续段混凝土,待混凝土达到要求的强度后张拉墩顶负弯矩束(局部短束),最终形成连续梁。连续梁成桥状态主要承受二期恒载、活载、温度、支座沉降产生的内力以及负弯矩束的预加力、预加力的二次矩、徐变二次矩等。由上面的分析可知,简支变连续梁桥跨中正弯矩要比现浇一次落架大,而支点负弯矩要比现浇一次落架小。因此,在主梁内要配置足够数量的正弯矩束筋,以满足连续梁状态的承载要求和简支状态下承受结构自重的施工荷载的需要。简支变连续梁桥施工程序对结构内力也有一定影响。
目前施工有两种做法:一种是先将每片简支梁转换为连续梁后,再进行横向整体化;另外一种做法是先将简支梁横向整体化后,再进行结构的体系转换。前者按平面结构进行计算分析较为合理而后者转换后已属空间结构,要进行较为精确分析,比较繁杂。
2 弹性支座连续梁内力和反力的计算
双弹性支座两跨连续梁可以认为是中跨跨径很小的单弹性支座三跨连续梁,弯矩和支反力表达式:
3 单、双弹性支座等两跨连续梁内力与反力分析
在桥梁的实际工程中,使用最多的是橡胶支座,本节主要依据现有的板式橡胶支座规格,对弹性单、双支座两跨连续梁的弯矩与反力进行了分析。
根据《公路桥梁板式橡胶支座规格系列》(JT/T663-2006)中介绍的板式橡胶支座平面尺寸为100x150~d800(单位:mm)之间。
则支座竖向刚度范围
在双支座体系中,双支座间距a较小,内支点处的双支座通常置于一个墩上,故比较内支点反力时,应该用双支座时的内支点合反力RB+RC=2RB。
结构在自重、施工荷载、活载共同作用下。
由图1~图4观察到:在自重、施工荷载、活载共同作用下采用双弹性支座比采用单弹性支座,随着刚度减小,外支反力RA约减小1%~17.1%,内支反力RB约增加1.1%~21.9%,AB跨跨中正弯矩MAB约减小3%~32.8%,内支点负弯矩MB约增加1%~28.6%(时,内支点弯矩为正值)。ÁKr100 10 k N/m
4 结论
结构在自重、施工荷载、活载共同作用下两等跨连续梁中采用双弹性支座比采用单弹性支座,支座刚度Kr的变化对内反力的影响大于对外反力的影响;对AB跨跨中正弯矩的影响大于对内支点负弯矩的影响;对弯矩的影响大于对支反力的影响;Kr100 103 k N/m时,内支点弯矩为均为正值。
参考文献
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简支T梁桥面连续预应力研究 篇4
简支梁桥桥面连续最早出现于20世纪70年代末。桥面连续是指多孔简支梁桥中相邻两跨简支梁桥之间的伸缩处不设置专门的伸缩装置,而是将其桥面板连为一体共同受力,称为连续简支梁桥。连续简支梁桥能在不改变简支梁桥受力特性的情况下为车辆提供连续的行车道,从而保证行车的平稳、舒适、稳定,所以在公路桥梁中被广泛运用(如图1所示)。
实践表明,由于连续简支梁桥桥面连续结构混凝土开裂、破损等病害而导致桥面铺装破坏的情况十分突出,严重影响行车舒适和安全。其主要原因在于设计中对桥面连续结构行为认识不足、构造处理简单、施工质量欠佳等。为适应新的连续简支梁桥建设以及大量既有连续简支梁桥桥面连续结构改造需要,提高桥面连续结构性能,尽可能延长其使用寿命,进行桥面连续结构行为分析和结构性能改善措施研究是非常必要的。
由于桥面连续构造位于主梁变形(梁端转动和梁体伸缩)最大位置,加之相邻桥孔可能出现的橡胶支座弹性压缩不同步而引起的错动变形影响,致使桥面连续构造受力非常复杂。本文首先根据结构线弹性理论对简支梁桥桥面连续构造处桥面铺装层在汽车荷载、梁体变形和环境温度作用下的变形和应力进行分析研究,给出其变形和应力的计算式,为简支桥面连续设计与性能改善提供理论依据,然后对桥面施加预应力改善桥面连续并进行有限元分析,从而提出最佳性能改进措施(见图2)。
1 桥面连续结构线弹性分析
如图3所示,在二期恒载、车辆、汽车制动力、温度变化等作用下,由于梁体挠曲变形、梁端转动、梁体伸长缩短、相邻橡胶支座压缩不同步等使桥面连续结构处于复杂的拉压、弯压(拉)等受力状态,为了从定性角度了解桥面连续结构受力影响因素,以便对其性能改善措施制定提供依据,在线弹性假定下求得应力表达式为:
其中,Mmax为连续结构S段内弯矩;Fimax为连续结构S段内轴力;Es,Is分别为连续结构材料弹性模量、连续结构截面惯性矩;ϕB,ϕA分别为主梁挠曲引起的端面转角;δs为主梁挠曲引起的纵向变形;b为主梁宽度;h,S见图3。
2 桥面连续结构性能改善措施
从式(1)可知,桥面连续构造长期处于弯拉和弯压的受力状态,为改善受力状态,延长其使用寿命,需从主动适应桥面连续构造的受力出发寻求其性能改善措施,主要目的是减小接缝处产生的负弯矩。
1)使桥面连续构造厚度H不要过小,但对于桥面连续构造厚度通常取6 cm～8 cm,局部增大到12 cm,其厚度本身就过小,因而容易破坏;
2)可通过限制梁端转动而使桥面连续构造由主要受弯改变为主要受拉,从而降低一定的弯曲应力;
3)可采用弹性模量Es较低、变形能力强的材料作为跨缝材料,从而降低跨缝结构的受力;
4)对桥面施加一定的预应力,抵抗由梁端产生的负弯矩,从而达到延长跨缝的使缝开展,延长结构使用寿命的目的,常用的方法主要有:采用柔性纤维混凝土,采用地弹模的改性环氧混凝土,桥面连续构造的混凝土顶面粘贴纤维布。本文主要从力学的角度,通过对桥面施工预应力来改善结构的受力,已经在渝湘高速公路上得到验证,对改善桥面行车的舒适性效果不错,基本上未出现跳车的现象。
3 采用改善措施后的桥面连续结构有限元分析
以某一座4×30 m T形简支梁桥,双幅全宽:25 m,由5片T形梁组成,该桥设计为桥面连续结构,跨缝结构内配置直径为12 mm的跨缝钢筋,间距为0.1 m,在梁肋处增加直径为20 mm的跨缝钢筋,间距0.1 m。桥面采用C50钢筋混凝土,厚度为0.15 m。该桥设计荷载为公路一级。将T梁和桥面分别采用梁单元和板单元,模型中共有170个单元,桥面板与梁之间在对应位置用内部约束连接(刚性连接)建立有限元模型见图4,图5。
根据图纸提供的钢束的坐标,分别将桥面单元的预应力和T梁的预应力输入到模型中,结果见图6。
简支T梁的弯矩图见图7。
参考文献
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简支转连续T梁桥 篇5
横隔板的设置在桥梁中是必要的,尤其是在车辆和桥宽不断增大的情况下,横隔板的正确受力分析和设计计算显得更加重要,这已成为整个桥梁设计的重要组成部分。除了在梁体支承处和梁端必须设置以外,桥跨中间的横隔板设置也显得尤为重要。
1 工程概况
本文以灰条沟大桥为工程背景,该桥位于丹拉国道主干线刘寨柯至白银段高速公路上,里程为K1486+189.56～K1486+436.44,中心桩号K1486+313。桥梁由上、下行两幅桥梁组成,每幅长246.88 m,宽0.5 m(防撞墙)+10.75 m(车行道)+0.5 m(防撞墙)=11.75 m,桥面设计纵坡为-0.47%(单向),横坡1.5%(双向)。该桥上部结构为6×40 m简支转连续组合箱梁结构,上、下行每幅横断面各由4片箱梁预制拼装而成,每幅共24片梁。预制箱梁中梁顶宽2.2 m,边梁顶宽2.55 m,底板宽1.2 m,梁高2.0 m,箱梁中线距离2.95 m。横桥向每片梁之间设3道横隔板连接,2道端横隔板(湿接缝)和跨中1道横隔板(钢连接),墩顶处为现浇连续接头的连续结构。
2 箱梁横隔板的设置分析
以灰条沟大桥为工程背景,按支座配有横隔板的情况为依据,针对中间横隔板对箱梁的影响进行分析研究,运用MIDAS有限元软件对两跨连续箱梁中间横隔板的设置进行分析。有限元计算分析模型如图1所示。
比较箱梁桥L/2设置横隔板(工况一),不设横隔板(工况二),L/2和L/4设置横隔板(工况三),L/2,L/4和L/8设置横隔板(工况四)4种情况在均布荷载作用下跨中挠度和其对截面应力的影响;比较在偏心荷载作用下L/2设置横隔板(工况五)和不设横隔板(工况六)时截面抗扭刚度的变化。
1)在均布荷载作用下,4个工况下的跨中挠度和截面应力分别如表1,表2所示。
mm
由表1中的数据可以看出,无论是第一跨还是第二跨工况一的跨中位移相对其他3种工况最小,即对于本桥来说在跨中L/2处设置横隔板对结构本身相对最有利。而对于工况二来说,跨中不设置横隔板的挠度明显较大。
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分析表2中的应力数据可以得出,不同数目的横隔板设置对截面应力的分布作用效果是比较明显的,且工况一相对其他3种工况的底板拉应力最小。结合表1,表2分析可知,对于本桥而言不同工况下主梁的挠度和应力分布,差别是很大的。主梁跨中挠度和拉应力的大小,与有无横隔板而大不相同;同时随着跨间横隔板数量的增加,跨中挠度和应力也随之增加。图2为均布荷载作用下跨中横隔板的应力云图,由图2可知跨中横隔板的应力分布均匀,其对主梁横向受力分配较好。
2)在偏心荷载作用下,后两个工况下的第一跨跨中挠度对比图如图3所示。
工况五时第一跨跨中最小挠度为1.476 mm,最大挠度为1.601 mm,挠度差为1.601-1.476=0.125 mm;工况六时第一跨跨中最小挠度为1.445 mm,最大挠度为1.642 mm,挠度差为1.642-1.445=0.197 mm。对比两种工况,工况五相对工况六抗扭刚度的提高幅度为(0.197-0.125)/0.197×100%=36.5%。由此可以得出在跨中设置横隔板对截面的抗扭刚度有一定的提高,同时由图3可以看出工况五(跨中设置横隔板)的挠度曲线较工况六(跨中无横隔板)的挠度曲线直,可以表明横隔板的存在起到了增强抵抗箱梁畸变的作用。图4为偏心荷载作用下跨中横隔板应力云图,由图4可知在偏心荷载作用下其应力分布差值相对较小,其对主梁的横向受力分配较好,提高了主梁的抗扭刚度。
3 结语
通过箱梁横隔板的设置分析可知,为了减小对主梁设计起主要控制作用的跨中弯矩,应在跨中设置横隔板。当跨径比较大时,为了避免某些位置处主梁弯矩大大超过按一般的荷载横向分布方法所得的计算值,也应在梁内这些地方设置横隔板。由于箱梁桥分析的复杂性,对于横隔板的设置数目以及位置一般应通过计算来确定;另外增设横隔板会使施工难度增加以及会增加工程造价,所以在增设横隔板时应根据实际情况进行必要的分析比较。
摘要：以灰条沟大桥为工程背景,运用MIDAS有限元软件对两跨连续箱梁中间横隔板的设置进行了分析,比较了不同工况下结构的响应,对类似工程横隔板的设置提供了一定的参考。
关键词：横隔板,简支转连续,畸变,有限元
参考文献
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[2]杨英武,尹宗学,王柏生.箱形梁桥横隔板的作用分析[J].中南公路工程,2005(2):121-122.
[3]张耀辉,张华新.桥梁的横隔板效应[J].山西交通科技,1998(4):76-77.
简支转连续T梁桥 篇6
1 简支转连续梁桥结构形式及受力特点
简支转连续梁桥在墩顶由简支转为连续过程中主要有以下3种形式:
(1)主梁内的普通钢筋在墩顶连接;
(2)主梁内的纵向预应力筋在墩顶采用特殊的连接器进行连接[2];
(3)在墩顶两侧一定范围内布设预应力短束实现连接。
在这3种方法中,第1种方法虽然简单易行,但是由于墩顶负弯矩区无压应力储备,容易在墩顶产生横向裂缝,影响桥梁的正常使用。第2种方法效果最好,但是由于施工困难,墩顶压应力储备值容易损失掉[3],故一般不采用。第3种方法不仅施工简单可行,同时具有第2种方法的优点,也克服了第1种方法中使用普通钢筋在墩顶连接易出现开裂的问题。所以一般简支转连续梁桥多采用墩顶预应力短束与普通钢筋共同实现简支变连续的目的[4]。简支转连续梁桥的受力根据施工过程可分为2个阶段。第1阶段是将预制好的简支梁架设于临时支座上,此时梁体主要承受恒载自重产生的内力和先期预应力作用;第2阶段首先浇筑墩顶连续段混凝土,待混凝土达到要求的强度后张拉墩顶负弯矩短束,从而最终形成连续梁[5]。此时的连续梁主要承受2期恒载、活载、温度、支座沉降、收缩徐变产生的内力以及墩顶负弯矩钢束的预加力、预加力的2次矩等作用。简支转连续梁桥要比一次性现浇连续梁桥跨中弯矩大,支点负弯矩小;比普通简支梁桥跨中弯矩小。因此,简支转连续梁桥与现浇连续梁和简支梁相比,其正负弯矩分布较为均匀,受力也较为合理。
2 单、双排支承结构效应分析
简支转连续梁桥在桥墩上按支座的布置形式可以分为单排支座和双排支座。单排支座的简支转连续梁桥,结构受力明确,支座不易脱空[6],但是施工复杂,需要安装拆除临时支座,且永久支座安装难度大,易造成横梁支反力不均而产生开裂;双排支座的简支转连续梁桥,施工方便,湿接缝处剪力小,同时双支座能够改善主梁的受力,使得主梁在恒载作用下跨中正弯矩、支点负弯矩均有不同程度的减小[7]。
本文选取4跨1联预应力混凝土简支转连续组合箱梁进行受力分析,其跨径为120 m(4×30 m),桥面宽度为11.5 m,箱梁梁高为1.6 m,横桥向由4片箱梁组合而成。在跨中处箱梁顶板、底板、腹板的厚度均为18cm,支点处顶板为24 cm,底板为25 cm,腹板为28 cm。箱梁材料采用C50混凝土,预应力钢筋采用单根直径为15.24 mm低松弛钢铰线,桥面铺装为6 cm厚C40水泥混凝土调平层和10 cm厚沥青混凝土。其跨中典型截面如图1所示。
2.1 单、双排支承在恒载作用下受力分析
采用有限元分析软件midas-civil分别建立单、双排支座空间梁格模型,对比分析单、双排支座在恒载、活载、温差、基础沉降以及收缩徐变作用下结构的力学性能。模型纵梁之间采用虚拟的横梁连接,横梁的自重系数设为0;单排支座模型梁单元数目为517个,节点数目为388个;双排支座模型梁单元数目为517个,节点数目为412个;模型中的支座形式为刚性支承,双排支座的支座间距为60 cm,单、双排支座模型如图2、图3所示。
恒载作用下(张拉墩顶负弯矩短束之前)跨中弯矩值和墩顶弯矩值对比见表1、表2。
恒载作用下(张拉墩顶负弯矩短束之后)跨中弯矩值和墩顶弯矩值对比见表3、表4。
由单、双排支座在恒载作用下跨中与墩顶的弯矩对比可以看出,不管是短束张拉之前还是张拉之后的墩顶负弯矩,双排支座结构形式都能够减小跨中正弯矩,消减墩顶负弯矩,使主梁受力向着均衡的方向发展,从而有效改善了主梁的受力状态。墩顶负弯矩短束的张拉对单、双排支座的内力变化趋势是一致的:墩顶负弯矩短束张拉后都使单、双排支座结构形式跨中正弯矩减小、墩顶负弯矩增大。
2.2 单、双排支承在恒载+活载作用下受力分析
(1)恒载+活载作用下支反力对比见表5、表6。
从对比结果可以看出,单排支座在恒载+活载作用下桥墩台上总的支反力与双排支座相差不大,但是双排支座中每个支座的最大反力要小于单排支座的最大反力,说明双排支座结构可以选用比单排支座结构容许承载能力小的支座;双排支座结构桥墩上支反力均没有出现负值,即桥墩上支座均没有脱空。
(2)恒载+活载作用下跨中正弯矩和墩顶负弯矩对比见表7、表8。
在恒载+活载作用下,双排支座同样可以减小跨中正弯矩以及墩顶负弯矩,使主梁的受力趋于均匀、合理。
2.3 单、双排支座在恒载+活载+附加力作用下受力分析
在静定梁结构中,温度、基础沉降以及收缩徐变只引起结构的位移而不产生次内力;而在连续梁结构中,它不仅引起结构的位移,而且由于多余约束的存在,限制了结构的自由变形,从而产生了次内力。
根据《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2004)中关于结构竖向温度梯度曲线的规定,采用竖向日照正温差T1=14℃,T2=5.5℃,A=300 mm;竖向日照反温差T1=-7℃,T2=-2.75℃,A=300 mm来计算结构的温度次内力。
本文对单双支座支承结构的墩台基础均考虑竖向强迫位移最多为1 cm,取各种不同工况下的最不利组合来计算。文中所取附加力作用为温度、基础沉降和收缩徐变同时对结构产生最不利效应时的组合,以此来分析附加力对单、双排支座的影响。
(1)恒载+活载+附加力作用下支反力对比见表9、表10。
从对比结果可以看出,单、双排支座结构在附加力作用下支反力变化不大;桥墩上所有支座的支反力并没有出现负值,说明支座均没有脱空。
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(2)恒载+活载+附加力作用下跨中正弯矩和墩顶负弯矩对比见表11、表12。
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在考虑了温度、收缩徐变以及基础沉降后,单、双排支座的内力值均有不同程度的变化,单、双排支座的跨中正弯矩以及墩顶负弯矩都有所增大;单、双排支座内力值的变化趋势是一致的,说明附加力对单、双排支座2种结构形式的内力影响基本一致。
2.4 单、双排弹性支座在恒载+活载+附加力作用下受力分析
以上结论是基于刚性支座得出的,将刚性支座改为弹性支座,支座的弹性系数为1×105 k N/m,其余模型条件均不变来探讨弹性支座对支座脱空的影响。
(1)恒载+活载+附加力作用下支反力对比见表1 3、表14。
k N
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从对比结果可以看出,单、双排弹性支座结构形式在恒载+活载+附加力作用下支反力比刚性支座结构形式下稍小,但是差别不大;弹性支座桥墩上所有的支反力并没有出现负值,说明支座均没有脱空。
(2)恒载+活载+附加力作用下跨中正弯矩和墩顶负弯矩对比见表15和表16。
k N·m
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单、双排支座在弹性支座下其内力变化规律是一致的:即跨中和墩顶内力都有减小的趋势,双排支座结构形式比单排支座内力减小值略大,这对桥梁结构是有利的。
3结论
(1)通过单、双排支座在恒载作用下的跨中及墩顶弯矩可知:恒载作用下单排支座产生的跨中弯矩大于双排支座产生的跨中弯矩,同时墩顶负弯矩也明显大于双支座,所以,在恒载作用下双排支座更能有效地改善主梁的受力,使主梁恒载弯矩减小。墩顶负弯矩短束的张拉对单、双排支座的内力变化趋势一致:即跨中正弯矩减小、墩顶负弯矩增大。
(2)通过单、双排支座在恒载及活载作用下的支反力、内力比较可知:双排支座结构的支反力并未出现负值,说明支座并未脱空,并且双排支座的最大反力值低于单支座的最大反力值;单、双排支座的内力受活载影响变化较大;双排支座同样可以减小跨中正弯矩和墩顶负弯矩,使主梁受力更加合理。
(3)通过单、双排支座在恒载、活载、附加力作用下的支反力、内力比较可知:单、双排支座的支反力受附加力影响不大,支座均处于受压状态;另外,附加力使双排支座的跨中及墩顶内力有一定程度的减小。
(4)在弹性支座结构形式下,桥梁墩台支反力及主梁内力比刚性支座结构形式下略小,墩台上所有支反力出现负值,说明支座没有脱空。
参考文献
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