高墩连续梁桥（精选5篇）
高墩连续梁桥 篇1
0 引言
目前, 国内已开展了一些高墩连续梁桥抗震性能的研究, 但还缺乏相对成熟的抗震设计方法。我国JTG/T B02—01—2008 公路桥梁抗震设计细则[1]中规定对墩高超过30 m的桥梁应作专项研究, 但并没有给出具体可操作的设计方法, 而桥梁设计工程师通常只能借用中、低墩桥梁的相关规范对高墩桥梁进行抗震设计, 设计过程具有较大的盲目性和随意性。本文提出了一种可以有效提升高墩连续梁桥抗震性能的结构约束体系, 研究结论可为同类高墩连续梁桥的抗震设计提供参考。
1 常规约束体系的高墩连续梁桥抗震性能
考虑到为了能有效约束上部结构, 高墩连续梁桥中通常会将高墩与主梁设计成刚构连接, 但在先简支后连续桥梁中很难实现节点的刚构连接, 同时考虑到避免主梁出现过大的温度应力和有效约束上部结构的需要, 先简支后连续桥梁的结构约束体系方案通常采用固定盆式橡胶支座+ 活动盆式橡胶支座的约束体系。下面将分析这种约束体系下的高墩连续梁桥的抗震性能。如图1所示为某高地震烈度区的一座四跨连续梁桥 ( 4 ×40 m) , 上部结构采用预应力先简支后连续的T梁, 桥面宽13 m。桥墩为独柱式变截面混凝土矩形墩柱, 墩顶截面为1. 6 m × 6 m, 墩底截面为2 m ×6 m, 墩顶设有一个2. 2 m × 2. 2 m的方形截面盖梁, 基础采用群桩基础。
支座布设形式如表1 所示。
为了使分析更具一般性, 根据不同的地震动参数 ( 震级、加速度峰值和场地特征等) , 选取如表2 所示的由美国太平洋地震工程研究中心 ( PEER) 提供的3 条地震波。分析中考虑了设计地震和罕遇地震作用, 将每条地震波的加速度峰值作相应的调整。地震波输入方式采用100% 纵向地震荷载与60% 竖向地震荷载的叠加。如没有特殊说明, 结构的地震反应值均为3 条地震波计算结果的平均值。
从表3 中可以看出在设计地震 ( 0. 2g) 作用下, 盆式支座约束体系下的桥墩在纵竖向和横竖向地震作用下都可以满足承载能力的要求, 且所有活动盆式支座 ( 最大位移能力为0. 25 m) 的位移都能满足要求。从图2 中可以看出在罕遇地震 ( 0. 4g) 作用下, 桥梁主梁与桥台的最大相对位移已经达到0. 48 m, 这已经远远超出此处相应活动盆式支座的位移能力, 可能引起支座的破坏及桥梁碰撞破坏, 甚至引发落梁震害。
2 隔震设计
高墩连续梁桥由于墩高较高的缘故, 使得其下部结构的抗推刚度偏小, 结构整体偏柔, 结构的自振周期一般较大, 地震中结构的位移反应也会比普通墩高的连续梁桥大得多, 这就使得通过延长结构周期来降低结构地震反应的隔震设计方法在高墩桥梁抗震设计中的运用受到了很大的限制。日本道路桥梁抗震设计规范[2]中规定当桥墩与主梁全部固结时桥梁的基本周期如超过1 s, 则不宜采用减隔震体系, 如图2 所示桥梁墩与主梁固结时的基本周期为1. 15 s, 已超出规定范围。针对常规盆式橡胶支座约束方案中固定墩受力较大和桥台处主梁与下部结构的相对位移较大的问题, 本文提出了一种可以有效提升高墩连续梁桥抗震性能的局部隔震约束体系, 通过耗能和充分发挥所有墩台抗震能力来提高整个结构的抗震性能。具体为: 在原支座布设基础上, 将0 号和4 号桥台以及1 号和3 号桥墩处的6 个盆式支座各更换为6 个LRB600 的铅芯橡胶支座, 铅芯直径为12 cm; 2 号墩处约束方式不变。
图3 和图4 分别为El Centro波作用下1 号桥墩处铅芯橡胶支座的纵向和横向的滞回曲线, 从两个图中可以明显地看到, 在0. 2g的纵竖向或横竖向地震作用下铅芯橡胶支座都已经屈服, 由于滞回曲线的面积大小代表了支座耗能大小, 因此在峰值0. 2g的地震作用下, 铅芯支座已经开始耗能。表4 中给出了局部隔震约束体系和原盆式支座约束体系时各桥墩的最大剪力比和弯矩比。从表4 中可以看出, 因铅芯支座耗能降低了桥梁结构的地震反应, 所以局部隔震约束体系时桥墩的最大剪力和弯矩都有不同程度的减少, 其中剪力最大减小了近30% , 弯矩也在30% 左右。
如图5 和图6 所示分别为0. 4g的El Centro工况作用下1 号桥墩处铅芯橡胶支座的纵向和横向的滞回曲线, 对比图3 和图4可以看到, 随着地震输入的增强, 铅芯支座的最大变形量增大, 同时支座滞回曲线包围的面积也更大, 这也意味着更大的支座耗能。此外, 从图3 ~ 图6 中还可以明显地看出铅芯橡胶支座在横竖向地震作用下滞回曲线的面积要比相应的纵竖向地震作用下的面积更大, 这主要是因为桥梁的横向基本周期要明显小于纵向基本周期, 而一般而言隔震对短周期结构的效果更明显。表5中给出了在0. 4g工况时局部隔震约束体系下各位置的主梁与相应的下部结构的最大相对位移, 对比图2 中的数据可以看到, 桥台处的最大纵向相对位移减小了近38% , 从0. 48 m减小到0. 30 m。从表5 中还可以看到, 各桥墩处主梁与下部结构的相对位移都不大, 但是在纵竖向地震作用下桥台处主梁与下部结构的相对位移较大, 在设计中应在桥台处留有足够的空间让支座充分变形。
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3 结语
本文对高墩桥梁抗震性能进行了分析, 结果表明采用常规结构约束体系较难满足抗震设防要求, 在综合考虑桥梁的正常使用性能和抗震性能要求的基础上, 提出通过局部设置减隔震支座可提高高墩桥梁的抗震性能, 主要结论如下:
1) 在高烈度抗震设防地区, 高墩连续梁桥若采用盆式橡胶支座约束体系, 在大震作用下固定约束支座下墩的地震内力和滑动支座的位移均较大, 较难满足抗震设防要求。
2) 针对先简支后连续高墩梁桥的特点, 结合现有的减隔震设计方法, 提出了采用固定支座与隔震支座相结合的局部隔震约束体系。分析结果表明, 采用局部隔震设计的高墩连续梁桥不仅桥墩的受力显著减小, 而且结构的位移反应也可以有效地降低, 桥梁整体抗震性能显著提升。
参考文献
[1]JTG/T B02—01—2008, 公路桥梁抗震设计细则[S].
[2]日本道路协会.道路桥示方书·同解说, V耐震设计篇[Z].
混凝土连续梁桥施工方法概述 篇2
【关键词】施工方法；有限元计算
一、施工方法
1.1满堂支架浇注施工。满堂支架浇注施工为在支架上安装模版，帮扎、安装钢筋骨架，预留孔道，现场浇注混凝土，并施加预应力的方法，具有以下特点：（1）施工平稳可靠，不需大型起重设备；（2）桥梁整体性好，施工中无体系转换，不产生恒载徐变二次力，施工方便；（3）需要大量施工支架，跨河搭设影响通航与泄洪，跨路搭设影响交通。
1.2悬臂施工。挂篮悬臂浇注是在桥墩两侧对称逐段浇筑混凝土、张拉预应力筋、移动挂篮、立模绑扎钢筋等循环连续施工，直至合拢形成连续梁桥。常用跨径为40～120m，国内目前最大已达270m。悬臂施工是国内外大跨径连续梁桥的主要施工方法之一。
1.3预制简支——连续施工。预制简支梁，分片进行预制安装，预制时按预制简支梁的受力状态进行第一次预应力筋（正弯矩）的张拉锚固，安装完成后经调整位置（横桥向及高程），浇筑墩顶接头处混凝土，更换支座，进行第二次预应力筋（负弯矩筋）的张拉锚固，进而完成一联预应力混凝土连续梁的施工。
1.4支架逐孔现浇施工。逐孔现浇施工与在支架上整体现浇施工的不同点在于逐孔现浇施工仅在一跨梁上设置支架，当预应力筋张拉结束后支架被移到下一跨逐孔施工；而支架上现场浇筑通常在一联桥跨均布设支架连续施工，因此前者在施工过程中有体系转换问题，混凝土徐变对结构产生次内力。
二、结构有限元计算
基本步骤：
（1）对桥梁结构进行力学简化、离散。
（2）输入原始数据，包括结构的几何尺寸、材料性能以及离散化后的节点编号与坐标、单元编号等。
（3）形成各单元的刚度矩阵，并转换到整体坐标系。
（4）形成结构原始刚度矩阵，即装配结构刚度矩阵。
（5）形成结构荷载列阵，即装配荷载列向量，包括节点力与非节点力的总效应。
（6）处理边界条件，即对结构进行支座约束的处理。
（7）解线性方程组，即求解结构刚度矩阵方程，求得节点位移向量。
（8）计算单元内力及支座反力。
（9）最后输出结果。
三、结构作用效应计算
3.1 永久作用效应计算
连续梁桥上部结构涉及的永久作用包括重力、预应力、基础变位作用、混凝土收缩及徐变作用等。
3.2 可变作用效应计算
连续梁桥上部结构涉及的可变作用包括汽车荷载、汽车冲击力、汽车离合力、人群荷载、汽车制动力、风荷载及温度作用等。
3.2.1 按平面杆系结构计算
进行影响线加载时，按车道荷载使结构产生最不利效应进行布置：
Sp——主梁最大活载内力；
μ——汽车荷载冲击系数；
ζ——多车道桥涵的汽车荷载折减系数；
mi——荷载横向分布系数；
qk——车道荷载的均布荷载标准值；
——使结构产生最不利效应的同号影响线面积；
Pk——车道荷载的集中荷载标准值；
y——所加载影响线中一个最大影响线峰值。
3.2.2 按空间结构计算
“使用计算方法”目前常用的有梁格法、梁系法及梁板法，在计算时应注意根据结构形式选用合适的计算方法。
四、次内力计算
4.1 结构体系转换与次内力分析。预应力混凝土连续梁桥有各种不同的施工方法。施工方法由桥址的地形、水流条件、施工设备等因素决定。一般来说，除了满堂支架施工方法以外，采用其他施工方法的结构都面临着体系转换这一共同问题。从设计角度考虑，选择体系转换次序时，应该使最终的连续梁体系的结构自重作用内力分布合理，同时还尽可能地减小各项次内力的不利影响。
预应力混凝土连续梁在各种内外因素影响下，结构受强迫变形会在多余约束处产生约束反力，从而引起结构附加效应，这部分附加效应一般统称为结构次应力（或称为二次力）。通常计算的次效应有预加力产生的次效应、混凝土收缩徐变作用效应、温度作用效应及基础变位作用效应等。
4.2 预加力引起的次应力
弯矩：
轴向力：
剪力：
式中：、y1——分别为截面 力筋转角和以截面重心为横坐标轴的预应力综坐标，随着截面的位置不同而变化。
4.3 徐变收缩次内力计算。预应力混凝土连续梁因混凝土徐变收缩变形，结构受多余约束而导致结构产生次内力，称为徐变收缩次内力。混凝土在荷载作用下的变形分为弹性变形、徐变变形及收缩变形，其中弹性变形与荷载有关，徐变变形与荷载和时间有关，收缩变形与时间有关。
一般认为当持续应力不大时，徐变变形表现出与初始弹性变形成比例的线性关系。在整个使用荷载预应力范围内引入徐变比例系数。
4.4 温度作用次内力计算。我国《通规》规定：计算梁桥结构因均匀温度作用引起的外加形变及约束变形时，应从受到约束时的结构温度开始，即从结构合龙时温度起算，考虑最高和最低有效温度的作用效应。
参考文献：
[1]范立础.预应力混凝土连续梁桥[M].北京：人民交通出版社，1988.
连续梁桥空心高墩设计 篇3
庞庄河特大桥位于山西省晋城市胡底乡境内, 跨越庞庄河。桥位设在庞庄河河谷及阶地上, 河谷平缓。本桥位于线路为11‰的纵坡上, 全桥无竖曲线设置, 其中0号台位于半径为1200m的平面曲线上, 其余均位于直线上。桥梁建筑高度约90m。孔跨布置为3×32m简支梁+ (48+6×80+48) m连续梁 +3×32m简支梁, 其中主跨为一联 (48+6×80+48) m单线预应力混凝土连续梁, 其它为普通预应力混凝土简支梁, 连续梁全长577.5m。连续梁主墩采用圆形钢筋混凝土空心墩, 基础均为桩基础。
1.1 主要技术标准
1) 铁路等级:Ⅱ级铁路, 单线;
2) 设计荷载: 中—活载;
3) 地震基本烈度:按7度设防;
4) 设计洪水频率:1/100, 1/300检算;
5) 施工时风荷载设计强度:500Pa;
6) 冻结深度:0.61m;
7) 年平均气温10.3℃, 年极端最高气温37.8℃, 年极端最低气温-19.9℃气温。
1.2 水文情况
本桥设计流量为Q1/100=752m3, 常年有水, 主河槽宽度约150m, 水量受季节影响较大。
1.3 地质情况
1) 卵石土 (Q4al7) :
分布于河床, 浅灰色, 成份以风化后的砂岩为主, 厚度1～5m, 粒径20～60mm约占40%, 60～100mm约占20%, 100～200mm约占10%, 余为砂土充填, 圆棱状, 饱和, 中密σ。=500kPa;
2) 砂岩 (PSs) :
青灰色, 节理较发育, 中、细粒结构, 泥钙质胶结, 中厚层状构造, 本工点出露为弱风化砂岩, σ。=800kPa。
3) 泥岩 (PMs) :
局部夹薄层砂岩。黄褐色、浅黄色, 泥质结构, 层状构造, 节理裂隙较发育, 强风化层厚3.0～8.5m, σ。=300kPa;弱风化, σ。=500kPa。
4) 泥岩夹砂岩 (PMs+Ss) :
泥岩以青灰色为主, 遇水易崩解, 抗风化能力差, 砂岩多为中细粒结构, 成份以长石、石英为主, 泥钙质胶结, 弱风化, σ。=600kPa。
2 桥墩形式, 如图1所示
2.1 顶帽
顶帽采用圆形截面, 直径8.8m, 高度1.0m。
2.2 墩身
墩身设计为钢筋混凝土结构, 采用圆形厚壁空心截面形式。墩顶直径为8.4m, 墩身内外坡率分别为50∶1和30∶1, 墩顶处墩壁厚度为0.9m, 壁厚随高度变化, 桥墩顶帽、基础与墩身连接处分别设置4m、6m的实体过渡段。
2.3 基础
本桥墩采用直径为2.0m的桩基础, 按摩擦桩设计。
3 建筑材料
1) 顶帽及墩身采用C35混凝土。
2) 承台及桩基采用C35及C30混凝土。
3) 钢筋采用HPB235及HRB335钢筋。
4 结构计算
4.1 顶帽
空心墩顶帽 (包括墩顶实体段) 的计算, 属周边支承的厚板, 方法简单, 偏于安全, 其厚度为4m, 与空心部分跨度的比值为0.53, 并考虑固端干扰的影响。
4.2 墩身强度计算
1) 计算工况:
①施工状态;②墩身自重+恒载+活载+相邻桥墩沉降+水平力+风力。
2) 水平力的确定:
制动墩墩顶水平力应考虑制动力和主梁温度力的组合。按各墩抗推刚度进行分配, 并考虑活动支座滑移后制动力及温度力的重新分配。制动墩纵桥向水平力为2283kN。
3) 风振的影响:
风力影响考虑了合理的风振系数, 并对梁、墩进行动力特性分析, 墩身要选择抗风性能好的结构形式。本桥采用圆形截面空心墩。
4) 温度应力的计算:
圆形空心墩的截面直径远大于其壁厚, 可近似认为只有竖向和切向应力, 温度应力按太阳辐射温差15℃, 气温温差10℃, 寒潮降温温差15℃分别计算。
5) 固端干扰应力计算:
空心墩身与顶帽和基础连接处, 相当于固端的边界条件, 此部位的纵向应力与环向应力突变较大。可用悬臂梁计算的应力乘以增大系数简化求出其局部应力。
6) 强度计算:
根据压弯构件进行强度检算。温度应力与固端干扰应力叠加, 墩身截面强度按图1中所示截面进行检算, 结果表明10截面控制设计。主要计算结果, 见表1。
注: (1) 工况1为施工状态;工况2为运营状态中墩顶最大支反力+水平力+纵向风力;工况3为运营状态中墩顶最小支反力+水平力+纵向风力。
4.3 墩顶位移
1) 桥墩纵向弹性水平位移组合:
①△水平力+△风力+△基础变位;
②△水平力+ 0.4△风力+ 0.5△日照温差+△基础变位。
2) 墩顶弹性水平位移△水平力、△风力按下端固结的悬臂梁计算。
3) 非岩石地基由于基底土不均匀压缩产生的墩顶位移△基础变位按《地基规范》有关公式计算。
4) 日照温差产生的墩顶位移△日照温差按相关研究资料计算。
4.4 稳定性计算
4.4.1 整体稳定
各截面纵向弯曲系数均大于0.98, 经计算纵向稳定满足设计要求。
4.4.2 局部稳定
混凝土空心墩当t/R≥1/10～1/15时, 局部失稳临界应力与混凝土抗压强度接近, 对于钢筋混凝土空心墩局部稳定, 偏安全地参照混凝土空心墩的情况。空心墩最小壁厚满足:圆形墩t≥1/10～1/15R。其中, t为空心墩壁厚;R为空心墩半径。经计算均满足设计要求。
4.5 抗裂性
墩身根据《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力钢筋混凝土设计规范》TB10002.3—2005第5.2.8条对抗裂性进行了检算, 计算裂缝宽度为0.157mm<裂缝宽度容许值0.20mm。
4.6 地震力
本设计对桥纵向、横向无车、横向有车进行了地震力检算。检算按《铁路工程抗震设计规范》GB 50111-2006进行, 地震裂度6度, 按7度设防, α=0.4, 反应谱按Ⅱ类场地土。
4.7 基础计算
桩基础按摩擦桩设计, 主力+附加力控制, 最大单桩承载力P=14857kN。
5 结果分析及建议
1) 顶帽:由于顶帽承受集中力较大, 且与墩身相接, 受力较为复杂, 配筋时除在顶帽中设置双向抗拉主筋外, 还要在上实心段设置足够的分布钢筋。
2) 墩身强度: 控制截面为下实体段与墩壁交接处, 此处要考虑固端干扰应力及温度应力的影响。
3) 墩顶位移;水平力+风力+基础变位控制位移。墩顶位移的限值为mm, L取小跨跨度 (m) 。
4) 对高墩、大跨在设计时一定要考虑动力特性分析。
5) 本设计桩基承台尺寸较大, 需通过计算设置底层抗拉钢筋。
摘要：随着铁路建设事业的发展, 山区铁路要求修建更多的高桥, 桥墩的高度逐步增加。结合嘉南铁路庞庄河特大桥制动墩设计, 介绍空心高墩的计算要点及设计要素, 分析说明设计中的主要注意事项。
关键词：连续梁桥,空心高墩,设计
参考文献
[1]铁道部第四勘测设计院.桥梁墩台[M].北京.中国铁道出版社, 1999.
[2]郑永红.朔黄铁路庄里滹沱河大桥制动墩设计[J].铁道标准设计, 1999, (8、9) .
高墩连续梁桥 篇4
1 工程概况
本文主要通过理论与实证结合的方式进行研究, 作为工程实例的连续铁路主桥长度为68m+108m+108m, 支点梁高为8m, 跨中梁高为4.6m, 以R为380.636曲线变化, 底板厚度从跨中0.4m以曲线变化直到中支点根部处的0.97, 中支点的位置厚度加到1.15m, 主梁梁体的横截面是单箱单室, 箱底外部宽度为5.7m。高墩梁桥的桥墩为空心圆形墩, 墩的高度为97.5m。此工程以Ⅰ级铁路标准进行设计, 预留有双线铁路条件, 主桥建双线, 线的间距为4.2m。主桥均在一条直线之上, 坡度为 -0.31%。车辆时速设计为160km, 桥面为道砟桥面, 桥面总宽度为10.8m, 道砟槽的宽度为8.3m, 两侧的人行道均为1.15m。
2 铁路高墩连续梁桥的施工控制要点分析
2.1 悬臂浇筑施工控制
此类工程通常采用悬臂施工, 通过悬臂施工法成桥后, 桥梁的主梁线形以及恒载力会因施工中的流程差异而有所不同[2]。在悬臂施工的过程中, 主梁的挠度会发生较大变化, 而设计阶段得出的材料弹性模量、构建自重、收缩徐变、抗弯强度等设计参数, 往往会和实际施工所测量的参数不一致, 若在施工过程中没有进行参数逐步校正, 那么这些结构误差会不断累积, 最终因悬臂逐渐伸长, 施工和设计目标的差距也越来越大, 导致合拢困难, 从而影响了梁桥的质量[3]。除此之外, 混凝土的预应力损失、加载龄期以及结构设计参数等的偏差都会造成合拢困难, 强迫合拢会出现赘余力, 从而使设计目标中的结构内力发生改变。体系转换方式的差异包括转换时间及次数。劲性骨架锁定效果及温度等的不同都会对成桥后的线形与内力造成影响, 最终使实际工程效果不能满足设计值预期效果。因此以上问题正是此类工程在进行悬臂施工的控制要点, 应当依据施工中各结构的实地勘测值对相应的设计参数进行比对修正, 再利用修改后的参数进行计算, 得出施工的实测值与理论值, 分析导致差异的主要部分, 并及时采取施工措施。在施工中, 需根据施工实际, 对相关参数进行估算, 再对各个施工流程进行分析与实测检验, 再根据分析结果, 对桥梁线形及应力采取具针对性的施工控制措施, 确保悬臂施工的最终成桥能够和设计期望值相符。
2.2 高墩收缩徐变控制要点
对于普通连续梁桥的施工来说, 可利用过渡板式的两端伸缩装置进行施工, 对过滤板进行设置, 使桥梁转角对于轨道的影响减少, 并利用梁端的抬轨装置以适应桥梁的伸缩位移。具有大跨度的桥梁梁端处如果没有过渡板装置, 那么会随着梁体的收缩使梁缝变小, 而梁端转角处引发的扣件拔力将会增加, 控制要点是在主梁线形与立模的高层计算时只需将主梁收缩形变计入即可, 但铁路高墩连续桥在此基础上, 还必须将主梁与主墩收缩徐变进行计入, 否则会产生主梁线形精度误差[4]。例如本次桥梁工程中, 在结构恒载内力的影响下, 墩顶部位的竖向位移是2.2cm, 当计入收缩行为之后, 高墩墩顶竖向位移则增至6.7cm, 由此可见, 桥墩本身因恒载内力以及收缩徐变会出现一定误差, 因此这也是一个重要的控制要点。
2.3 结构体系转换的控制
本次工程的施工方案是在托架施工0号段之后, 再以对称施工的方式进行1~13号段的悬臂施工。先进行中跨合龙, 后拆除临时的高墩固结物, 再对称进行14、15号段的悬臂施工, 最后进行边跨合龙。结构体系转换也是此类工程的重要控制点, 应将其归入立模高程的计算之中。
2.4 施工控制的总体思路
此类工程应以精确立模来对主梁线形进行控制, 除此之外还要对桥梁的结构应力进行施工监控。这种强化施工过程中的监控, 边施工边纠正参数并重新计算的施工方式不但能保证主梁结构可以满足结构的安全性, 还能保证实现设计目标, 同时提高质量, 防止误差大重新制定施工计划等增加成本的不利情况, 但这种施工难点是必须构建具备高精度的立模高程, 通过有效的模拟来实施监控施工中的各个环节, 可及时发现偏差并加以纠正[5]。本次施工充分利用了监控仿真技术, 对施工过程进行实施动态模拟、计算及管理的有限元方法技巧, 研制了模拟桥梁动态施工过程, 这种方式对于结构参数的计算具有显著效果、处理特殊问题自适应能力强, 同时还可对实测结果进行分析、处理以及信息反馈。除运用仿真模拟, 与实施监控预测的控制策略外, 还必须采用科学的观测手段, 同时还要将参数中的温度、日照等对线形会造成影响的效应滤除, 从而得到更为科学、准确的参数。
3 结论
本次研究根据理论仿真和实地勘察结果进行对比, 确定了实测结果和理论值基本能够保持一致, 那么结果桥梁施工过程中, 可以维持在受力与变形状态都相对稳定的理想状态, 实证表明本文提出的对于主梁线形和内力进行控制的施工思路是可行的。
摘要：铁路高墩大跨度连续梁桥虽然和公路连续梁的施工过程存在很多共通之处, 但铁路高墩大跨度连续梁桥在一些施工要点的控制方面还存在一定特殊性, 因此应当针对此类施工的控制要点展开专门探究。因此本文结合某高墩大跨度铁路连续桥的施工实例, 对此类工程的施工控制要点进行较为深入的分析, 希望能为相关工程提供些许参考。
关键词：大跨度高墩铁路连续桥,悬臂浇筑,施工控制
参考文献
[1]胡小辉.大跨度PC高速铁路连续梁桥施工控制技术研究[D].华东交通大学, 2013.
[2]赵庆武.大跨度铁路连续梁桥线形控制关键技术分析[J].铁道勘察, 2013.
[3]孙军.大跨度连续梁桥施工控制的问题解决[J].经营管理者, 2014.
[4]梁毅.高墩大跨预应力混凝土连续梁桥悬臂施工控制技术研究[J].科技创新导报, 2010.
山区高墩梁桥抗震分析 篇5
1 工程概况
某跨越深谷的7-40m山区高架桥,各墩相差较大,最低的15.9m,最高的墩51.2m。该桥上部采用先简支后结构连续装配式预应力混凝土T梁,下部采用薄壁墩、方桩基础,柱截面尺寸为4m×2.3m和4m×1.7m两种。左右分幅修建,左右幅桥面各宽11.75m。上部T梁高2.3m,采用C50混凝土,桥面铺装采用10cm C50整体化现浇层+9cm沥青混凝土。中间不设伸缩缝,只在两桥台位置设置240型伸缩缝。桥型布置见图1所示。
2 高墩桥梁抗震特点
高桥墩墩体自重大,柔度大,阻尼小,墩顶还要承载上部结构荷载和车辆荷载,形成一个对于承受水平作用力,特别是对抗震不利的倒摆式结构[2]。在地震作用下,墩顶位移比较大,比较容易落梁。
对于跨越山谷的桥梁,由于山谷两侧山体坡度较大,墩的高度相差比较悬殊,相邻桥墩因墩高度不同而导致刚度相差较大,会导致水平地震力在各桥墩间的分配不理想,刚度大的墩将承受较大的水平地震力,容易发生破坏。
根据高墩桥梁抗震特点,为了设计出抗震性能良好的桥梁结构,分别选取了三种不同的墩梁连接方式进行计算,具体模型如下:
(1)模型1:3号桥墩设置盆式固定支座,其余桥墩设置纵向活动盆式支座;
(2)模型2:全桥均采用铅芯隔震橡胶支座;
(3)模型3:墩梁固结2、3、4号桥墩,其余桥墩采用纵向活动盆式支座。
3 空间计算模型
采用midas2006建立结构空间计算模型,上部T梁采用梁格法建模,方桩基础刚度大,按墩底固结模拟。依据《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/T B02-01-2008),活动盆式支座可以采用双线性理想弹性模型,其恢复力模型见图2。
铅芯隔震橡胶支座由铅芯、橡胶层、钢板等迭层粘结而成。铅芯棒增大支座的阻尼,吸收能量;钢板提高支座竖向刚度,使之能有效地支持桥梁上部结构和建筑物结构;橡胶层赋予高弹性变形及复位和承载的功能。因此,铅芯隔震橡胶支座既具有较高的承载性,又具有较大的阻尼,大水平位移能力和复位功能,它是一种集支承与耗能于一体的隔震装置。其恢复力模型可简化为如图3的双折线模型。全桥空间模型如图4所示。
4 动力特性分析
分析和认识桥梁的动力特性是进行桥梁抗震特性分析的基础。本文利用前述的动力计算模型,分析了三种模型的动力特性,结果见表1,频率单位为(1/sec)。
从表1可以看出,墩梁连接方式的改变,改变了结构的刚度,使结构频率和振型都发生了相应的变化。模型2中采用了铅芯隔震橡胶支座,延长了结构的自振周期,各阶频率明显小于模型1和模型3;模型3中由于墩梁固结了2、3、4号桥墩,增加了结构顺桥向的刚度,所以顺桥向1阶频率最大,对于横桥向的振动频率,由于模型1中采用了单向活动盆式支座(横桥向固定),所以模型1和模型3在横桥向刚度相差很小,两者在横向上的振动频率是相同的。另外由于桥墩较高,全桥的刚度较小,在前5阶振型中出现了桥墩的单独振动。
5 非线性时程分析
5.1 非线性时程分析理论
根据达朗贝原理建立平衡方程,结构瞬态动力反应平衡方程为:
式中:M、C、K(t)分别为结构整体质量、阻尼、刚度矩阵;δ(t)为节点在整体坐标系中的位移列阵;p(t)为结构荷载列阵。
方程(1)是一个2阶常系数(线性)或变系数(非线性)的微分方程,右端项输入的地震波是不规则的、难以用确定的函数式表达一组以Δt时间间隔的数字记录。为了便于计算,建立结构体系以增量形式表示的运动微分方程,如式(2)。
求解上述增量形式的运动微分方程常用方法有Newmark β法和Wilson θ法。
5.2 地震动输入
对上述三种模型进行分析时,只考虑了横向和纵向地震波的影响,各个方向的地震波加速度曲线如图5所示,最大加速度峰值为0.178g,相当于Ⅱ类场地的7度地震荷载。
5.3 计算结果
限于篇幅,表2～表6只给出了控制设计或特征位置的计算结果。
从表2～表4可以看出,在横桥向地震作用下,模型1和模型3中,由于各桥墩刚度相差太大,刚度大的矮墩(6号墩),承受了非常大的地震力,对全桥抗震不利。采用铅芯隔震橡胶支座的模型2,横向各桥墩受力都比较均匀,且弯矩都较小,改善了全桥的抗震性能。
在纵桥向地震作用下,模型1除3号墩设置了固定盆式支座,其余桥墩都采用了纵向活动支座,活动盆式支座屈服力都较小,在活动盆式支座屈服后,支座刚度就等于零,所以设置活动盆式支座的桥墩合成刚度就等于零了,所以全桥纵桥向刚度就比较小,这样算出来的地震力也较小。模型3同样的道理,虽然固定了3个桥墩,但3个桥墩的刚度就比较小,所以纵向地震力也较小。模型2与其他两个模型对比可发现,纵桥型地震力相差不大。
表5、表6给出了桥台位置的最大位移值,表中x表示纵向位移,y表示横向位移,从表中可以看出,有效控制了上部结构的位移。
6 桥墩强度验算
通过内力和位移的对比分析,最后选取铅芯隔震橡胶支座作为本桥的设计。对强震作用下的桥墩强度进行了验算,结果见表7～表8。
各桥墩最不利截面的截面抗力大于截面内力,说明桥墩仍在弹性工作范围内工作,桥墩的性能满足抗震设防要求。
图6给出了3号墩墩顶的位移时程图,图中x表示纵向位移,y表示横向位移,桥墩墩顶最大位移8cm,满足规范要求。
7 结语
通过上述分析,可以得出以下结论:
(1)在山谷地形,当联长较长,各桥墩刚度相差较大时,宜选用减、隔振支座装置,可以降低地震作用,使刚度较大的矮墩受力减少,提高桥梁的整体抗震性能,另外也可以有效减少上部结构的位移,避免落梁的发生。
(2)采用墩梁固结的方式,虽然减少了支座个数,有利于后期的维护,但对提升桥梁抗震性能作用有限。
(3)当桥墩较高时,宜选用抗扭、抗弯刚度较大的薄壁墩,使各桥墩在地震力作用下都处于弹性工作状态下,提高桥梁的抗震能力。
摘要：以一座7-40mT梁高架桥为研究对象,建立了三维空间模型,采用非线性时程分析方法,分析了不同墩梁连接方式的山区高墩T梁桥的抗震性能,计算结果表明:采用铅芯隔震橡胶支座可以提高桥梁的抗震性能。
关键词：T梁,非线性时程分析方法,抗震分析
参考文献
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