连续刚构结构

连续刚构结构（共11篇）

连续刚构结构 篇1

大跨度桥梁的施工均采用分节段逐步完成的施工方法, 其结构的最终形成, 必须经历一个漫长而又复杂的施工过程以及结构体系转换过程。施工过程中每个阶段的变形计算和受力分析, 是桥梁结构施工控制中最基本的内容和直接依据。现阶段施工控制中桥梁结构的计算方法主要包括:正装分析法、倒装分析法和无应力状态计算法。在大跨度桥梁结构的施工控制中, 虽然这3种计算方法都能用于各种形式的桥梁结构分析, 但由于不同形式的桥梁结构所采用的施工方法不同, 因而每种计算方法对于不同形式的桥梁结构分析的侧重点不同, 同时也有其特点。

一、现有的3种结构分析方法简述

1. 正装计算法 (正算法) 。

正装计算法是按照桥梁结构实际施工加载顺序来进行结构变形和受力分析, 它能较好地拟合桥梁结构的实际施工历程, 得到桥梁结构在各个施工阶段的位移和受力状态。这不仅可以用来指导桥梁的设计和施工, 而且为桥梁的施工控制提供了依据。同时, 采用正装计算能较好地考虑一些与桥梁结构形成历程有关的因素, 如结构的非线性问题和砼的收缩徐变问题。正因为如此, 正装计算法在桥梁的计算分析中占有重要位置。对于各种形式的大跨度桥梁, 要想了解其结构在各个阶段的位移和受力状态, 都必须首先进行正装计算。

2. 倒装计算法 (倒拆法) 。

倒装计算法是按照桥梁结构实际施工加载顺序的逆过程来进行结构行为分析的。倒装计算的目的就是要获得桥梁结构在各施工阶段理想的安装位置 (主要指标高) 和受力状态。众所周知, 一座大跨度桥梁的设计图, 只给出了桥梁结构最终成桥状态的设计线型和设计标高, 但是桥梁结构施工中间各状态的标高并没有明确给出。要想得到桥梁结构施工初始状态和施工中间各阶段的理想状态, 就要从设计图中给出的最终成桥状态开始, 逐步倒拆计算来得到施工各阶段中间的理想状态和初始状态。只有按照倒装计算出来的桥梁结构各阶段中间状态 (主要指标高) 去指导施工, 才能使桥梁的成桥状态符合设计要求。

当然, 在桥梁结构的施工控制中, 除了控制结构的标高和线型之外, 同样要控制结构的受力状态, 它与线型控制同样重要。正因为倒装计算有这些特点, 所以它能适用于各种桥型的安装计算, 尤其是以悬臂施工为主的大跨度连续梁桥、刚构桥和斜拉桥。当然, 这是相对于无应力状态计算法而言的。

3. 无应力状态计算法。

无应力状态法是以桥梁结构各构件的无应力长度和曲率不变为基础, 将桥梁结构的成桥状态和施工各阶段的中间状态联系起来。这种方法特别适用于大跨度拱桥和悬索桥的施工控制。由于大跨度拱桥的主要承重结构主拱圈和悬索桥的主要承重结构主缆索大都是在预制厂或工厂制作成型后, 在现场进行安装。而在工厂加工时, 这些结构基本上处于无应力状态, 并且在安装时, 它们的长度一般难以调整, 即使可调, 也只能局部微调。因而, 如何确定主拱圈的加工长度是大跨度拱桥施工控制的关键。同理, 确定主缆索的加工长度是悬索桥施工控制的关键。

二、倒拆法和正算法的本质及优缺点

1. 倒拆法的本质及优缺点。

实质上, 倒拆法是以成桥的应力和线型作为施工控制直接依据。首先, 保证竣工成桥时桥梁的应力和线型满足设计要求以便使之能够正常运营。然后, 由此反向推算各施工阶段的控制参数, 以确保桥梁在该参数控制下的施工在成桥竣工时能够达到倒拆初始状态 (设计要求) 。可以这样认为:倒拆法就是由合理的结果 (设计的成桥状态) 去顺藤摸瓜, 来反推合理的过程 (与设计的成桥状态相对应的各施工阶段的恰当控制参数) 。

根据理想的成桥状态 (理想的恒载状态) 反推各施工阶段合理的控制参数, 使得监控计算分析工作概念明确、理由充分、方向性强。从理论上说, 只要拟定好成桥状态就可以反推出与之相对应的各施工状态。倒拆法示意如图1所示:

但倒拆法自产生之日起就伴随着2个最为棘手的问题:砼收缩徐变的计算问题和初始状态的确定问题。

(1) 砼收缩徐变的问题。众所周知, 对于特大跨径桥梁砼收缩徐变的影响是必须加以考虑的, 否则计算结果将发生较大偏差。但是, 砼的收缩徐变与结构的形成有关, 其计算只能按时间顺序正向进行。而倒拆法只是倒拆结构, 不能倒拆 (倒退) 时间, 因此原则上倒拆法无法正常进行砼收缩徐变的计算。现在, 对于倒拆法中砼收缩徐变计算一般都采用迭代法来解决。

(2) 初始状态的确定问题。

第一, 初始标高的确定。在施工监控中, 倒拆法初始标高一般都取用设计方提供的成桥竣工标高。由于倒拆法进行倒退分析之前所拟定的初始状态 (即“理想恒载状态”) 恰恰就是竣工成桥状态, 因而刚好符合倒拆法的初衷。

第二, 初始应力的确定。我们似乎也可以采用与确定初始标高相类似的方法, 以成桥竣工时的应力作为倒拆法的初始应力, 概念上不存在任何问题, 但实际操作中并不如此简单。

第三, 监控方如何运用设计方提供的详细施工和竣工资料, 建立一个计算模型使之应力恰好符合倒拆法的初始状态—理想恒载状态。对于斜拉桥和吊桥, 我们或许可以暂不考虑施工过程直接建立成桥模型, 通过调整斜拉索或吊杆以及主索来改善内力从而达到设计要求的理想恒载内力。尽管调整内力有些复杂, 但实践上是可行的, 这也正是倒拆法主要应用于斜拉桥和吊桥的原因。然而, 对于连续刚构桥, 这种处理方法就不适合了。假设我们也如斜拉桥那样建立了连续刚构桥的成桥竣工模型, 但模型的应力是绝对不可能直接符合设计要求的。因为这种竣工模型的建立属于一次落架施工模式, 与连续刚构的实际施工工艺—悬臂节段施工相差甚远。

2. 正算法的本质及其优缺点。

与倒拆法相反, 正算法是以施工应力作为控制直接依据的。即首先通过调整控制参数保证每个阶段的施工都能安全顺利进行, 那么, 施工最后阶段即为成桥竣工状态, 其应力也自然会满足要求。如果感觉不理想, 只要稍加调整就可以了。与倒拆法相比, 正算法有如下明显的优点。

(1) 正算法不存在砼收缩徐变难以计算的问题。因为正算法是按正常施工顺序进行计算分析的。

(2) 正算法不存在初始应力的确定问题。因为正算法是“从零开始”, 这对于设计者非常方便, 如果哪一施工阶段的应力没通过, 对其调整比较容易, 不像倒拆法那样还要重新拟订初始应力。而且倒拆法重新拟订的初始应力对其他施工阶段的应力还有影响, 这种“连锁反应”处理起来十分复杂。正算法可以避免这些棘手的问题。

(3) 正算法可以充分考虑施工工艺和利用设计资料。这对监控者来说非常重要, 它使得设计、施工、监控能融为一体。监控方充分利用设计资料和施工工艺计算、分析施工控制参数, 使得监控工作更具针对性、现实性、合理性。

当然, 正算法也不是完美无缺, 它也有不足之处。初始标高的确定就是其中之一, 这一点在倒拆法中是不存在的。

正算法的桥梁施工标高是以设计标高加预拱度的形式设置的, 其公式为:

式中, i为节点号, 表示桥梁标高点的纵桥向位置, Hisg为桥梁施工标高 (连续刚构桥为立模标高) , Hisj为桥梁设计标高 (由设计方提供) , fiyj为桥梁施工预抛高, 根据正装计算挠度资料获得。且有

式中, F’nd为模型中桥梁后期施工挠度, 即由该施工阶段到竣工过程中该点的理论计算挠度。设Fnd为实际结构后期施工挠度。正装计算法认为Fnd=F’nd, 因此有:

式中, Hijg为桥梁竣工标高, 即成桥竣工标高刚好为设计标高, 这正是我们所希望的。

然而, 正装计算法的应力和挠度计算模型是从设计标高出发的, 但为了保证成桥线形能达到设计标高, 实际结构是按施工立模标高而不是按设计标高进行施工的, 因此, 实际结构的应力和挠度与模型理论计算值就会略有差别, 即模型与实际桥梁的状态不一致。这就导致应力和挠度计算及预测的偏差。这种理论模型与实际结构不符是正装计算法的最突出缺点。

三、算法的选择

1. 倒拆法与正算法的比较。

倒拆法和正算法各有利弊。大跨连续刚构桥通常采用悬臂现浇的施工方法, 施工周期长, 与时间相关联的参数如预应力损失、混凝土收缩徐变等对施工控制的影响较大, 采用倒装计算法显然不能正确给出施工各阶段的理想状态。因此笔者认为, 在连续刚构桥的施工监控中, 正算法明显优于倒拆法。因为倒拆法的缺点无法克服, 而正算法的缺点是有办法解决的。

如前所述, 正算法理论计算模型与实际结构不符。如果需要提高精度, 可通过正装迭代解决。它的基本思想是, 首先根据设计标高建模, 进行正装计算, 计算出竣工成桥状态下的理论挠度, 从而确定施工标高。第二轮根据第一轮计算出的施工标高建模, 进行正装计算, 计算出此时的成桥线形, 与设计线形比较, 设误差为△i, 将此误差迭加到施工标高上。重复第二轮的步骤, 直至误差△i收敛。这种迭代方法并不复杂, 一般情况下2～3次即可, 而且, 整个建模只需此一次迭代, 比起倒拆法, 无论在迭代次数上还是收敛速度上, 都明显优越得多。

2. 对倒拆法与正算法联合应用的评价。

在大跨度桥梁施工控制中, 由于桥梁结构的非线性问题和砼的收缩徐变问题, 无论倒装计算法还是无应力状态法, 都不会与正装计算的结果完全闭合。因而, 在施工控制中, 一般将倒装计算法或无应力状态法与正装计算法交替使用, 直到计算结果闭合为止。这就是各计算方法的联合应用问题。鉴于倒拆法初始内力不易单独确定, 现在较多采用倒拆法与正算法联合应用的办法来解决。即先以设计标高按正算法建模, 求出成桥内力;然后以此内力和设计标高为初始状态进行倒拆, 以获得各施工阶段的施工控制参数。这种联合应用的可行性毋庸置疑, 因为大量的工程实践就是采用此法进行处理的, 得到了比较满意的结果。

但它也同样存在一些不足。首先, 这种联合应用的理论不严密。这种倒拆法的初始内力和标高并不处于同一状态。对应于倒拆法初始内力的成桥竣工标高是以设计标高来建模计算的成桥竣工标高, 并不是设计标高, 因此也就不是倒拆法所采用的初始标高。或者说, 对应于倒拆法初始标高 (设计标高) 的真正内力并不是正算法得到的成桥内力 (即为倒拆法采用的初始内力) 。通俗点说, 联合应用模型的内力和标高不匹配。之所以能够实际应用, 是因为其产生的误差比较小。其次, 联合应用的计算量要远大于正算法。与正装计算法相比, 其控制精度有一定的提高, 但倒装法带来的巨大计算量与所提高的精度并不匹配, 也就是说不值得。

3. 算法的选择。

在连续刚构桥的施工监控中, 单独的正算法 (或经过修正的正算法) 无论是理论上还是计算量上都明显优于倒拆法及倒拆法与正算法的联合应用。

综上, 本文, 笔者介绍了桥梁施工监控常用的结构计算方法, 并着重对在连续刚构桥中经常使用的正算法和倒拆法进行了详细的理论分析和对比。倒拆法的计算工量巨大, 且其单独使用有 (目前) 难以克服的缺点;倒拆法与正算法的联合应用在理论上存在缺陷, 计算工作更为繁琐;对连续刚构桥采用正算法计算工作量小, 适应于人们习惯的正向思维, 计算精度也足以满足工程要求。众多实桥梁施工控制表明, 连续刚构桥单独采用正装计算法进行施工控制, 控制效果良好。

连续刚构结构 篇2

连续刚构桥的地震反应分析

指出我国是个多地震灾害的国家,桥梁在地震中会遭受巨大的损害,基于大型有限元软件ANSYS,针对一预应力连续刚构桥进行了有限元分析,得出了桥梁的.自振特性和桥梁地震时程反应特性的有关结论.

作 者：张利宁 ZHANG Li-ning 作者单位：太原理工大学建筑与土木工程学院,山西太原,030024刊 名：山西建筑英文刊名：SHANXI ARCHITECTURE年，卷(期)：201036(3)分类号：U442.55关键词：连续刚构桥 地震反应 动力时程分析

连续刚构桥梁耐久性研究 篇3

随着我国社会经济的发展以及社会的进步，我国桥梁事业得到了突飞猛进的发展。连续刚构桥梁的耐久度可以衡量其结构保持耐久性的能力，可以通过耐久性指标确定连续刚构桥梁结的构耐久性是否满足设计要求。为了提高连续刚构桥梁的质量，延长桥梁的使用寿命，必须提高连续刚构桥梁的耐久性。同时，应确保连续刚构桥梁设计的合理性，以此提高桥梁的质量，满足我国社会经济发展的需要。

一、我国连续刚构桥梁耐久性存在的现状

我国修建了大量的连续钢构桥，收到了良好的经济效益。成绩是第一位的，但问题也在所难免。大跨度连续钢构桥经长期使用后，存在一起较为常见的病害，概括起来，有三大類。即：跨中下挠、梁体开裂、耐久性问题。

跨中下挠是十分普遍的现象，主要是由混凝土徐变引起的，尤其是大跨径连续钢构桥，跨中下挠往往伴随着跨中段出现横向裂缝或大量斜裂缝，其下挠可达到相当大的程度，造成严重病害。例如：黄石长江公路大桥跨中下挠，最大已经达到33.5厘米，当然出现大量的主拉应力斜裂缝与跨中段横向裂缝；虎门大桥辅航道桥跨中下挠，2002年达到22厘米，与此同时，跨中出现一些横向裂缝及主拉应变裂缝，此下挠值远远超过原设计预留量10厘米；湖北钟祥汉江大桥于1993年11月通车，2005年拆除重建。

二、跨中下挠的原因

由于连续钢构桥的恒载应力占总内力的80%、甚至90%以上。为减少恒载内力，上世纪90年代过分强调结构的轻型化，直接后果导致板件较薄，板件薄，混凝土的应力就高，而徐变变形与应力成正比，由徐变理论可知：板件越薄，理论厚度就越小，徐变系数就越大。其次，连续钢构桥在设计阶段，仅仅按照上缘混凝土不出现拉应力，控制负弯矩预应力筋的数量，没有充分考虑负弯矩预应力对控制徐变下挠的有力作用，导致内支点负弯矩预应力筋配置不足。另外，连续钢构桥在施工期，业主和施工单位往往缩短施工周期，设计图纸只对混凝土的强度达到80-90%时，施加预应力，很少对混凝土的加载龄期提出要求，因为早期混凝土的弹性模量的增长明显滞后于强度的增长，添加早强剂后，混凝土的强度很快达到设计强度，但是弹性模量往往是设计值的70%，甚至更低。由《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》中的混凝土徐变系数终极值可见，3天加载和7天加载比较，徐变系数终极值增加15%-20%。由于徐变挠度计算只针对恒载，但在交通量日益繁重的路段上，桥上的车流不停止，从客观上讲，部分活载转变成了恒载，同样会产生挠度徐变，导致下挠增大。

连续钢构桥在施工时，由于对预应力管道定位、漏浆控制不严格，导致预应力管道摩擦，导致预应力损失，造成有效预应力不足。梁体在下挠的同时，导致梁体开裂，不论是斜裂缝还是横向裂缝，都将导致梁体的刚度降低，进一步使挠度加大。

三、跨中下挠的预防对策

跨中下挠往往和横向裂缝、斜裂缝同时发生，相互促进恶化，因此，在设计阶段，保证梁体有足够的正截面强度和斜截面强度，同时应充分考虑徐变的不利影响。在控制负弯矩区域截面的应力梯度方面，在梁的根部区域，可使悬臂节段的自重完全由预应力抵消，内支点的底板厚度应大于跨径的1/140，只有保证了梁体的正截面强度和斜截面强度，并且截面的应力梯度较小，连续钢构桥梁体的安全储备方可得到保证，这样只需要设置较小的预拱度，用来抵消预应力徐变损失以及合龙后二期恒载等引起的徐变挠度。在合龙施工阶段，合龙主跨前，在两悬臂端施加水平力对顶，然后合龙。不仅有利于减少跨中控制应力，也有利于减少跨中下挠。同时必须适当增加底板合龙束，并预留体外备用钢束，防止徐变下挠后底板出现横向裂缝。加强施工质量管理，混凝土加载龄期至少应在7天以上，强度和弹模至少在90%以上；采用真空压浆，减少管道摩阻，防止漏浆，严格杜绝混凝土超方现象。

连续钢构桥大跨径梁桥跨中区域段应考虑轻型化，例如重庆石板坡长江大桥跨中段108米采用钢梁，国外的斯托尔马桥（301米）跨中段182米采用了C60轻质陶粒混凝土。

连续钢构桥在设计阶段，要适当考虑活载影响。例如：苏通长江大桥辅航道桥，在设计时，考虑了两个车道的活载来参与徐变计算。

四、梁体斜裂缝的主要原因

交通部公路科学研究所对全国公路系统主跨大于60米的180座主要预应力混凝土箱梁做了裂缝调查与统计，统计结果为：腹板裂缝86.4%、顶板裂缝90.9%、底板裂缝54.5%、横隔板裂缝86.4%、齿板裂缝36.4%，腹板斜裂缝是出现较多的裂缝，与梁轴线呈现25度-50度开裂，随着时间的推移，裂缝逐渐增多，裂缝向上、下、跨中方向发展。斜裂缝的另外一个特征就是箱内裂缝明显多于箱外裂缝。

出现斜裂缝的原因为：上世纪90年代，在箱梁桥的设计中，大规模的取消了弯起束，仅仅靠纵向预应力和竖向预应力来克服主拉应力，同时腹板的厚度也减少。竖向预应力（静轧螺纹钢）有效预应力不易得到保障，结果斜裂缝大量出现。作为平面问题分析，计算主拉应力偏小，设计仅仅对纵向和竖向二维来分析主拉应力，没有充分考虑横向的影响。其次为：温度影响，日照温差导致箱梁内部全截面受拉，按照多国规范计算，日照作用下腹板内侧拉应力可达2MPA；同时后期索的影响，跨中张拉后期索导致腹板受弯拉、底板受弯；此外箱型截面，扭转、翘曲、畸变也会使腹板中剪应力加大，从而增大主拉应力。在施工中，由于腹板偏薄，混凝土浇筑质量不能保证，配置的普通钢筋偏少，不能有效限制裂缝宽度。设计中的竖向预应力施工操作不规范，误差大，有效预应力严重不足，特别是精轧螺纹钢，有的竖向预应力筋甚至松动，根本没有预应力。

五、梁体斜裂缝的预防对策

首先必须保证梁体有足够的斜截面强度，从根本上杜绝了斜裂缝的产生和发展。在设计阶段，采用三维分析箱梁的主拉应力，不漏项，尤其是横向荷载的计算，保证全面分析造成斜裂缝的不利因素。在设计和施工阶段，必须配置弯起束、高效竖向预应力束。采取以上方法，可以杜绝斜裂缝的产生，保证梁体的耐久性。

六、梁体纵向裂缝的原因及措施

超载，特别是超再车的轴荷载作用，对横向的影响比纵向更大，这是因为纵向弯矩自重占绝大部分，而横向弯矩主要由活载引起，轴重超出规范后，易出现顶部下缘的纵向裂缝。温度应力估计过小，89桥梁设计规范，翼缘与梁体5度的偏差，与实际不符合，温度应力接近甚至超越活载的应力，现在的《公路桥涵通用设计规范》规定了比过去大很多的温度梯度，有望解决。其次，钢构墩身建成后相当时间，才建墩上梁的0号块，由于墩身的横向收缩已经完成，而0号块的横向收缩受墩身的约束，导致底板中部出现裂缝，收缩差引起的裂缝，龄期差的混凝土结合面，都有因收缩差而出现纵向裂缝的风险，因此，节段浇筑时间间隔不要过长。

由于顶板较薄，又要布置纵、横向预应力束和普通钢筋，横向预应力筋位置较难控制精确，一旦偏差较大，很容易在顶板下缘出现纵向裂缝，同时顶板薄导致活载作用下混凝土应力变幅过大，容易出现疲劳裂缝。箱梁腹板的内外侧均存在横向拉应力，配筋不足时候，容易出现纵向裂缝，因此要保证配筋数量。变截面箱梁的底板由于施加后期预应力产生径向力，当底板横向配筋不足，会在底板横向跨中下缘，出现纵向裂缝，因此保证底板横向配筋，减少纵向裂缝。其次，跨中底板病害包括，底板混凝土崩裂，上下层钢筋网分层，跨中底板下緣的纵向裂缝。这些都是底板后期束引起的。混凝土局部崩裂和分层的原因为：钢筋间距过大或失效、混凝土质量达不到要求、预应力管道转角太小。水化热导致开裂，悬浇施工底板较厚的梁根部，尤其是天气很冷，拆模后发现底板下缘存在纵向裂缝，这些在施工中都应采取相应的调整措施。

另外，沥青高温摊铺的作用（规范无规定），摊铺温度高达150度左右，40分钟后顶板达到最大应力，4小时后趋于均匀，横向为4.2MPA，日照形成1.62MPA，这些都应在设计阶段以施工荷载给予考虑。

七、梁体横向裂缝的原因

连续钢构桥箱梁正截面强度不足，（有效预应力不足，过早加载，预应力徐变损失大，沿着管道预应力损失偏大，预应力筋因为管道压浆不饱满和浆体离析而锈蚀）、设计、施工阶段对剪力滞影响考虑不够，腹板区域上下缘纵向拉应力远大于平均压力，都将导致横向裂缝的产生。同时，应严格控制梁体超方、铺装过厚、桥面超载、摩擦桩的不均匀沉降等现象。

结束语

目前，我国连续钢构桥设计、施工处于一个相对规范、可控的状态，对纵、横、竖向预应力的认识和实施已经到一个新的高度，切实保障了我国桥梁建设的质量。

（作者单位：河南省济阳高速公路建设有限公司）

作者简介

连续刚构结构 篇4

佳芦河大桥全长353.54m。桥梁全部位于直线段内;纵面位于坡度为-0.5%的直线段内。佳芦河大桥上部结构采用 (65+120+65) m (连续刚构) +4×20m (预制箱梁) , 其中主桥采用预应力钢筋混凝土连续刚构, 上部结构为单箱单室直腹板断面, 顶板宽度为15.15m, 底板宽度为7.75m, 悬臂长3.7m。箱梁根部梁高6.8m, 跨中及边跨合拢段梁高为2.8m, 箱梁底板下缘按2次抛物线变化。箱梁横桥向底板保持水平, 顶板横坡为2%, 由腹板高度的变化形成。刚构桥根部和跨中箱梁截面如图1所示, 预应力配筋如图2所示。

2 计算原则

本文采用现行最新的公路桥梁设计规范对全桥的上构和下构考虑施工阶段、运营阶段以及考虑地震力偶然荷载的作用, 并按A类预应力钢筋混凝土结构对这三种状态进行极限承载力、混凝土应力、预应力钢绞线极限应力验算。具体计算内容及控制标准参照《公路钢混及预应力钢筋混凝土桥梁设计规范》 (JTG D62-2004) , 考虑两种状况, 即持久状况、短暂状况, 对本桥上构、下构的施工阶段及运营阶段分别采用不同的荷载组合, 进行承载力极限状态和正常使用极限状态验算。

3 模型建立与分析

3.1 主要材料及性能

(1) 混凝土材料性能见表1。

(2) 钢绞线

采用抗拉强度标准值为fpk=1860 MPa、公称直径为d=15.2mm的低松弛高强度钢绞线, 其力学性能指标应符合《预应力钢筋混凝土用钢绞线》 (GB/T5224-2003) 的规定。

3.2 计算模型

计算模型如图3所示。

3.3 荷载组合

3.3.1 荷载种类

荷载种类包括:桥梁自重、温度荷载、混凝土徐变收缩作用、支座沉降作用以及可变荷载。

3.3.2 荷载组合

(1) 承载能力极限状态

组合I:基本组合按照最新公路桥涵设计规范第4.1.6条规定进行验算, 按此组合验算结构的承载力极限状态的强度;

组合II:撞击组合, 按照公路桥涵设计规范第4.1.6条规定进行验算;

组合III:地震组合, 考虑地震力的偶然荷载作用。

(2) 正常使用阶段极限状态

组合I:长期效应组合, 按照公路桥涵设计规范第4.1.7条规定;

组合II:短期效应组合, 按照公路桥涵设计规范第4.1.7条规定, 按此组合验算钢混结构的裂缝宽度;

组合III:标准值组合;

组合IV:施工组合。

(3) 应力组合

组合I:荷载长期组合, 仅考虑部分预应力A类构件的抗裂安全验算, 组合原则按照公路桥涵设计规范第4.1.7条规定, 但在组合时只需考虑直接作用荷载, 不考虑间接荷载作用, 例如不计汽车冲击荷载、沉降、温度荷载等;需符合公路桥涵设计规范第6.3.1条规定;

组合II:短期组合, 对预应力钢筋混凝土构件而言是按照抗裂验算的要求进行组合计算的, 组合原则按照公路桥涵设计规范第4.1.7条规定, 并满足公路桥涵设计规范第6.3.1条有关规定, 即对全部预应力构件和部分预应力A类构件以及预制和现浇构件的最小法向应力组合时预应力引起的应力部分分别按照0.85 (全部预应力预制构件) 、0.8 (全部预应力现浇构件) 、1.0 (部分预应力A类构件) 的系数来考虑的。其它类型应力以及非预应力构件的各种应力组合由预应力引起的应力部分都是按照1.0的系数考虑;

组合III:标准组合, 所有应力组合时各种荷载的分项组合系数都为1.0, 参与组合的荷载类型为公路桥涵设计规范第4.1.7条中短期效应组合中规定的所有荷载类型, 但是荷载分项系数均为1.0。

4 验算结果

主要的验算结果如表4所示。

4.1 承载力极限状态验算结果

按照公路桥涵设计规范强制性条文第5.1.5条的计算公式:γ0S≤R, 以及5.2条钢混受弯构件的正截面强度验算得结构的正截面抗弯承载力设计值均小于使用阶段的作用效应组合设计值, 承载力极限状态基本组合正截面强度满足规范要求。

4.2 持久状况下正常使用状态抗裂验算

按照公路桥涵设计规范第6.1.1条, 正常使用极限状态下, 应考虑荷载的短期效应组合、长期效应组合的影响, 对构件的抗裂、裂缝宽度和挠度进行验算, 并使各项计算值不超过本规范规定的各相应限值。且按该规范的第6.4.1条, 对钢混构件和B类预应力钢筋混凝土构件做正常使用状态下的裂缝宽度验算, 故本构件可不做裂缝宽度验算。

4.3 正常使用阶段应力验算

(1) 正应力验算

按照公路桥涵设计规范第7.1.5条的规定, 对于正常使用阶段全部预应力受弯构件正截面混凝土的压应力应符合:

(2) 主应力验算

按照公路桥涵设计规范第7.1.6条规定, 预应力钢筋混凝土受弯构件由作用标准值和预加力产生的混凝土主压应力σcp应符合下式规定:

经验算, 正常使用阶段应力峰值出现在49、50单元中上缘, 分别为16.2MPa和17.0MPa, 小于最大应力容许值17.2MPa, 故正常使用阶段验算可以满足规范要求。

4.4 施工状况应力验算

按照公路桥涵设计规范第7.2.8条规定, 预应力钢筋混凝土受弯构件, 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满足

压应力:σtcc≤0.70×32.4=22.68MPa

拉应力:σtct≤1.15×2.65=3.0475MPa

经验算, 由施工阶段法向压、拉应力计算数据可知, 各施工阶段上部所有截面的效应值均在容许应力范围值内, 满足公路桥梁设计规范的要求。

4.5 预应力钢绞线拉应力验算

经验算, 钢束最大拉应力为1130MPa, 小于持久状态预应力钢束的极限拉应力1206MPa, 满足规范要求。

5 小结

(1) 结构截面强度满足规范关于结构承载能力的要求。

(2) 对于全部预应力构件, 纵桥向结构正截面抗裂计算满足规范的要求。

(3) 使用阶段预应力钢筋混凝土受弯构件正应力验算中, 最大压应力满足规范要求;主应力验算中正截面混凝土的最大主压应力计算满足规范关于全部预应力构件的要求。

(4) 预应力钢筋混凝土受弯构件, 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计算满足规范关于全部预应力构件的要求。

(5) 预应力钢绞线的最大拉应力满足最新公路桥梁设计规范要求。

参考文献

[1]张宏祥, 包旭.连续刚构桥结构验算及主梁开裂分析[J].低温建筑技术, 2013 (11) :59-62.

[2]冯鹏程.连续刚构桥设计关键技术问题的探讨[J].桥梁建设, 2009 (6) :46-49.

[3]朱汉华, 陈孟冲, 袁迎捷.预应力钢筋混凝土连续箱梁桥裂缝分析与防治[M].北京:人民交通出版社, 2006.

[4]马保林.高墩大跨连续刚构桥[M].北京:人民交通出版社, 2001.

[5]JTJ 023-85, 公路钢混及预应力钢筋混凝土桥涵设计规范[S].

跨运营铁路连续刚构桥施工技术 篇5

【关键词】连续刚构桥；跨铁路；封锁施工；支架；施工技术

一、工程概况

本桥为新建茂名至湛江铁路塘口上行联络线跨黎湛线特大桥36#～39#（15.1+26+15.1m）连续刚构桥，与线路法线交角50度，既有黎湛线为双线非电气化铁路，线间距5m，设计净空7.24m，施工期间满足净高5.5m。连续刚构梁平面位于曲线上，全长57.2m，桥梁建筑总宽4.9m。刚构墩横向宽3.8m，纵向宽1.3m，37#、38#墩墩高均为9m。

二、工程特点及难点

1.斜交刚构跨既有黎湛线，列车通过频率高，如何保证既有线的施工安全是本桥施工难点。

2.需要既有铁路要点封闭，分次进行搭设和拆除刚构梁的施工支架，施工占用时间长，施工过程中的安全防护难度大。

三、总体施工方案

首先对施工范围内影响的既有设备进行改移，主要包括贯通线、自闭线、防护栅栏、水沟、通信、信号电缆等设备；然后对既有路基采用人工挖孔桩进行防护；钻孔桩采用旋挖钻机成孔，吊机下放钢筋笼，导管法浇筑水下砼成桩；承台采用机械开挖，墩身采用定型钢模进行施工。

斜交刚构连续梁在所有下部结构施工完毕后，进行边跨支架地基整平碾压并硬化处理，梁部主跨采用门式支架，边跨采用钢管脚手满堂支架现浇施工。支架搭设完后进行预压，然后绑扎钢筋、支模板，浇筑混凝土并养护。最后施工桥面挡碴墙、电缆沟及桥面防水等工作，桥面附属施工完毕后进行支架拆除，施工流程为：施工准备—路基防护—钻孔桩施工—承台施工—墩身施工—支架基础处理、边跨满堂支架、门式支架—梁部—桥面系—支架拆除。

四、主要施工技术

（一）有线路基防护

37#、38#承台边距既有线路较近，为了保证行车安全，施工前需对路基加固处理，采用人工挖孔桩对基坑防护，每个承台设Φ1.25m挖孔桩8根，长6m，挖孔桩护壁采用C20速凝砼，桩身C25钢筋砼；开挖施工随时观测既有线轨顶标高，确认无变化后方可继续施工。

（二）墩身施工

36#、39#桥墩采取墩身与托盘、顶帽、支座垫石两次施工成型。37#、38#桥墩不设托盘、顶帽、支座垫石，采用一次施工成型。脚手架采用钢管式支架，承台混凝土强度达到5MPa以上时进行支架搭设。

（三）边墩支座安装

36#、39#墩顶底模安装前，进行永久支座安装；支座安装前工地应检查支座连接状况是否正常，不得任意松动上、下支座连接螺栓；安装灌浆模板并做好支座灌浆准备工作；支座就位，用钢楔块楔入支座四角，找平支座，并将支座调整到设计标高，在支座底面与支承垫石之间应留20～30mm空隙，用高强度无收缩材料灌浆。

（四）刚构梁梁部施工

1.门式支架施工。

（1）主跨施工方法

37#～38#墩主跨，位于既有线上方，采用局部满堂支架+钢管门字支架法跨线现浇施工。在施工承台、墩身混凝土时，在承台顶面设置预埋件，预埋件由长0.6m直径25mm的螺纹钢筋以及20mm厚钢板焊接而成，在墩身预埋钢板φ（700-300）x20mm两块。在安装φ800mm钢管立柱时，钢管底部支撑在承台预埋钢板上，并与支撑钢板焊接。φ800x8mm支架钢管立柱横桥向每侧2根并用钢管连接，形成支架竖向支撑系统，支架立柱采用倾斜布置，通过φ426mm钢管与墩身附着。每侧2根立柱顶面设置柱顶横向分配梁。支架纵向主梁采用3000x1500mm贝雷梁，沿着顺桥向通长设置，底板下横桥向2片贝雷梁采用450mm标准支撑架连为一榀，榀间距为250mm，翼缘下横桥向2片贝雷梁采用900mm标准支撑架连为一榀，直接跨过既有线，主纵梁顶部设防护竹胶板。主纵梁连接系采用450mm标准支撑架+∠75×75×8m角钢进行连接，间距为3.0m。

（2）主跨支架搭设施工步骤

刚构连续梁主跨采用局部满堂支架+钢管立柱支架（同时作为防护棚架）现浇施工。搭设支架需要封闭点内施工7次。

第一步：吊装钢管立柱并安放横向分配梁，利用2次天窗点进行，每次封闭线路70分钟。

第二步：吊装主纵梁并联接主纵梁，同步完成中跨满堂钢管支架搭设，主纵梁需吊装8榀，6榀长17.82m，2榀长24m，利用2次天窗点进行，每次封闭线路70分钟。

第三步：吊装方木、底模竹胶板及防护竹胶板，利用3次天窗点进行，每次封闭线路70分钟。

（3）边跨满堂支架施工

在墩身施工完成后，在两侧边跨沿桥梁顺桥向对承台外钢管支架范围内地面进行加固处理，地基进行回填处理，并用压路机碾压密实并保证平整度，用轻型触探仪测设所有处理后垫层底面处地基承载力不得小于15t/m2，再在其上浇筑20cm厚的C20砼；同时在支架两侧设深0.6，底宽0.5m梯形排水沟。支架底座设置在厚度20cm砼基础上。扣件式钢管支架立杆的间距为0.6mx0.6m；支架纵横杆步距为1.2m。底层分配梁为120×150mm纵向方木。

（4）支架预压

底模安装就位后，支架采用砂袋堆载预压，对现浇梁主跨及边跨支架分别进行预压，加载重量为梁重120%。由于两侧边跨地基处理、支架设置完全相同，故预压时只对39#墩一侧边跨支架进行120%的加载，36#墩一侧预压根据39#墩一侧的预压结果加载到可以消除支架的非弹性变形即可。通过支架预压，得出支架的非弹性及弹性变形值，卸载后根据观测到的支架的弹性变形值，结合设计给定的施工阶段图中提供的挠度值最终确定，调整底模标高，进行梁部施工。

2.模板工程。底模采用12mm厚优质竹胶板，侧模为考虑吊装安全问题，采用木模，人工现场分片安装。侧模面板采用12mm厚竹胶板，翼板下采用钢管支架，纵横向方木均采用80mm×100mm 方木，剪刀撑每3排1道。

3.钢筋及混凝土工程。钢筋加工验收合格后，利用吊机提吊至施工作业面，进行绑扎施工。采用两台混凝土输送泵一次性浇注，顺桥向方向分层浇筑，两台泵车从两边向中间，每层浇注厚度40cm。

4.桥面系施工。桥面铺装施工包括挡碴墙、人行道支架、步行板及栏杆安装、桥面防水层、保护层、伸缩缝等安装施工，防水层及保护层应在挡碴墙浇筑后铺设。

5.主跨模板支架拆除。采用自上而下、主纵梁横向滑移、逐步拆除的方法。分3次进行要点施工，每次封闭线路70分钟。第一次拆除梁部翼缘下方防护方木、竹胶板、纵梁限位、两侧纵梁各1榀，同步将加厚段梁底满堂支架一并拆除，第二次拆除梁底中间6榀贝雷梁，第三次拆除横向分配梁及钢管立柱。

五、结语

连续刚构结构 篇6

当前公路交通建设的规模和速度发展迅猛,连续刚构桥是一种组合体系桥梁,它综合了连续梁和T型刚构桥的受力特点,将主梁作为连续梁体,与薄壁桥墩固结而成。结构优化发展至今,国内外已经有许多新的理论和成果被提出和实现,有限元分析软件的迅速发展给桥梁结构优化设计的发展以莫大的动力,结合数学规划原理的应用,有限元法解决了复杂结构的优化分析问题。在随后的桥梁结构设计中,设计人员逐步有了结构优化设计思想。

2 桥梁结构优化模型的建立

2.1 结构优化设计的数学表达式

结构的优化设计,就是要决定不仅能满足所有设计要求的约束条件,而且能使目标函数达到最小值的那些设计变量,使得整个设计既省材料,又能确保安全。归纳起来,结构优化设计是一个数学规划问题,它的一般表达式可以写成:

约束条件:gi(x)≤0,x∈En,i=0,1,…,m。

目标函数:minF(x),x∈En。

设计变量:x=(x1,x2,…,xn)T。

x∈En表示x位n维空间En中的一个点,或者称为一个n维向量。

设计变量用x表示,为了便于矩阵运算,可以用一个设计变量来表示n维设计变量,它可以是连续的,也可以是离散跳跃的。目标函数是设计变量的函数,它是用来作为选择最佳设计标准的,因此应该代表设计中某个最重要的特征。在结构设计中必须遵守的条件称为约束条件,约束条件大体上可以分为三类:1)结构静力分析中的平衡方程、变形协调方程等;2)保证结构正常工作的强度、刚度和稳定条件,即对应力和位移的限制;3)满足设计规范的有关要求。

2.2 桥梁结构优化步骤

在进行一般性的桥梁工程问题的优化时,首先要建立实际问题的优化模型,即建立标准优化问题。将问题写成数学表达式可遵循以下几步:

1)选好总体方案。2)明确设计变量X(x1,x2,…,xn)。各量x1,x2,…,xn在设计中可进行调节。3)明确优化准则,并写出相应的目标函数U。目标函数是各设计变量的函数,即U=U(X)。4)确定各设计变量的可行区间,这将是约束条件中的一部分。5)根据桥梁设计规范和准则,确定其他的一些约束条件。

桥梁结构优化设计流程图见图1。

3 工程实例

3.1 工程概况

以五跨预应力混凝土连续刚构桥为例,其跨径布置为40 m+3×80 m+40 m=320 m,桥梁分为左右两幅桥。上部主梁为单箱单室变截面箱形结构,箱梁梁高及底板厚度均按二次抛物线变化,跨中梁高2 m,底板厚0.3 m,根部梁高4.5 m,底板厚0.5 m,箱梁采用C50号混凝土。主墩采用双肢空心薄壁墩,两壁净距为4 m,墩身尺寸为6.5 m×2.5 m,纵横向壁厚均为0.75 m。

采用通用有限元软件ANSYS,建立桥梁有限元模型,模型总体参数:节点总数11 982个、单元总数11 745个,见图2。

3.2 箱梁截面的优化

1)优化过程。优化思路为:

通过主桥箱梁每一节段的优化,进而实现全桥纵向优化。以腹板厚度TW和底板厚度Ti作为设计变量,为了缩减优化过程,减少设计边梁个数,其中将第1节段～第9节段的底板厚通过各底板间的线性关系均以第10节段的底板厚T10来代替。各参数见表1。

2)优化结果。

表2为ANSYS软件的优化模块功能进行优化分析后输出的优化序列结果。

软件计算优化过程中迭代10次后停止循环,在第10次循环后优化序列不收敛,优化过程自动停止,所有设计序列均为可行解,且第8个设计序列为最优设计序列。

3.3 优化前后各参数的比较分析

优化前后各参数的比较分析见表3。

优化后,设计变量T10减少了0.049 m,TW1减少了0.049 m,TW2减少了0.099 m;状态变量最大竖向位移DMAX增加了0.002 1 m,SMAX增加了0.41 MPa;目标函数总重量WT减少了811 t,达到了优化效果。

3.4 优化前后结构性能比较分析

连续刚构桥作为一种连续梁与T型刚构的组合体系桥梁,它的桥墩与连续梁要共同承受内力,且结构内力是按桥墩与连续梁的刚度比来分配的。在优化前后,桥墩与连续梁的刚度比发生了变化,因此从结构性能方面对此桥进行比较分析。部分计算结果见图3。

根据计算结果,对主桥关键控制因素进行比较,如表4所示。纵向应力峰值出现在墩顶处,说明对连续刚构桥起控制作用的是墩顶负弯矩,设计时应考虑从减小墩顶负弯矩出发。

优化过程中纵向最大拉应力从7.71 MPa增加到8.09 MPa,纵向最大压应力从10.32 MPa增加到10.73 MPa,但均小于极限值,说明优化后更充分发挥了材料的受力性能,使结构受力更趋于合理。

4结语

箱梁在大跨连续刚构桥的设计中至关重要,本文提出了通过分节段优化进而达到全桥沿纵向优化的目的,思想和方法上有所创新。通过优化箱梁各部分厚度,在满足强度和刚度条件下,使得桥梁的总重量减少了3.23%,说明优化过程是合理的。

优化前后应力峰值均为压应力,且出现在墩顶截面处,说明连续刚构桥设计时的控制因素为墩顶负弯矩。因此,设计中从减少墩顶负弯矩出发,在满足承载能力极限状态和正常使用极限状态的前提下,应选择较小的墩身刚度,这同时也减小了墩身材料用量,降低了工程造价。主桥箱梁的纵向应力和竖向位移在分布上是一致的,峰值出现的位置是相同的,且没有突变,说明箱梁的结构优化是合理的,且是切实可行的。

参考文献

[1]马保林.高墩大跨连续刚构桥[M].北京:人民交通出版社,2001.

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[7]JTG D62-2004,公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

连续刚构结构 篇7

1工程概况

徐大郢跨线大桥为单线直线桥, 于淮南线里程K98+480处上跨淮南线、远景直通上行货线、西宁上行货线, 桥下净空按7.5 m设计。采用17.7 m+3×25 m+17.7 m梁端正交的斜交连续刚构, 全桥长125.5 m。3号～4号墩之间为淮南线上下行双线, 铁路线间距为4.1 m, 路线与铁路交角为54°, 梁体与墩顶两侧设有高0.7 m的梗肋, 梁高1.35 m。3号～4号墩跨淮南线, 施工时必须保证淮南线通畅, 采用钢管柱、槽钢、贝雷梁搭设门洞结构, 跨度12.75 m。

2门架结构布置

采用钢管桩配合槽钢分配梁、贝雷梁合理搭设, 组成门洞结构。钢管桩采用10根820 mm×9 mm钢管, 横向钢管桩间距为1.5 m, 纵向钢管桩间距为12.75 m。钢管桩上面先横挑12 m的56c工字钢, 再铺设纵向贝雷梁, 贝雷梁5节, 跨距15 m, 采用单排单层的组合方式, 共设5组, 每组间距1.2 m, 组距0.2 m。然后在贝雷梁上横向铺设10 cm×10 cm的方木支撑, 在铺设的方木上安装模板。

3荷载参数

梁断面面积:S=7.297 5 m2, L=15 m, ρ=2 500 kg/m3。

混凝土质量:M=S×L×ρ=7.297 5×15×2 500=273.656 25 t。

G=M×g=273.656 25×10 =2 736.562 5 kN。

4方木检算

方木特性:E=10 GPa, I=8×10-6 m4, W=0.167×10-3 m3。

共50根方木, 取安全系数1.2, 则每根方木承重=1.2×2 736.562 5/50=66 kN。

每根方木的受力长度为:4.9 m, 则方木的荷载集度q=66/4.9=13.5 kN/m。L为荷载集度的分布宽度, 取0.4 m。

Mmax=qL2/8=13.5×0.42/8=0.27 kN·m。

Fc=5qL4/384EI=5×13.5×0.44/384EI=0.056 mm。

σ=M/W=270/W=1.63 MPa<13 N/mm2, 满足要求。

5贝雷梁检算

贝雷梁采用单排单层的结构形式, 共需桁架70节, 14件组成, 检算时两侧4组不考虑, 按中间10组检算。跨径12.75 m。

贝雷架的力学性能:

[σw]=273 MPa。[τ]=208 MPa。

单根:I=250 497.2 cm4。H=1.5 m。W单=I/H=166 998 cm3。E=210 GPa。[f]=L/250=80 m。贝雷梁检算见图1。

为考虑模板和方木重量, 取安全系数及列车行车动载1.4, 则每组贝雷梁承重=1.4×2 736.562 5/5=766.237 5 kN。

每组贝雷梁受力长度:L1=12.75 m, 则贝雷梁的荷载集度:q=766.237 5/12.75=60.1 kN/m。

截面特性:

I总=5×2×I单=2 504 972.0 cm4。

W总=5×2×W单=5×2×166 998=1 669 980 cm3。

跨中最大弯矩:

Mmax=qL${}_1^2$/8=1 221.25 kN·m。

f=5qL${}_1^4$/384EI=5×60.1×103×12.754/384×2.1×105×106×2 504 972.0×10-8=3.9 mm。

σw=Mmax/W总=1 221.25×103/1 669 980×10-6=0.73 MPa, 满足要求。

656c工字钢检算

截面特性:普Ⅰ56c;

截面高度:H=560 mm;

惯性矩:I=714 300 000 mm4;

截面模量:W=2 551 071 mm3;

单位重量:123.857 kg/m;

贝雷梁总重:22.7 t;

P=1.4×2 736.562 5 (梁体混凝土、方木、模板) +22.7×10=4 058 kN。

每片贝雷梁角对槽钢的作用力为:P/ (10×2) =4 058/20=202.9 kN。

每组钢管桩上采用3根56c槽钢作为分配梁, 总重为123.857×12×3×2=8.92 t, 折合89.2 kN。因为钢管桩等间距布置, 所以支反力对称分布R= (4 058+89.2) /10=414.7 kN。

作用力分布见图2。

弯矩图见图3。

I总=3×I单=3×714 300 000=21 429×10-7 m4。

W总=3×W单=3×2 551 071=7 653 213×10-9 m3。

σw=Mmax/W总=157.122×103/7 653 213×10-9=2.05×10-5 MPa, 满足要求。

56c型槽钢跨中间距70 cm, 其挠度无需检算。

7钢管桩检算

门洞每端采用5根820 mm×9 mm的钢管桩, 共10根。跨距12.75 m, 横向间距1.5 m, 高7.3 m。钢管桩对称布设, 所以支反力对称分布。

R= (4 058.2+89.2) /10=414.7 kN, 即每个钢管桩承载41.47 t。

钢管稳定性验算:

面积:A=0.023 823 18 m2。

426型钢管截面特性:i=14.75 mm。

有效长度:μ=2。

λ=μl/i=2×7.3/ (14.75×10-2) =98.98。

按b类截面计算, 稳定系数ϕ查表得:ϕ=0.561。

钢管抗压强度设计值取[σ]=170 MPa。

于是有:

ϕ[σ]=0.561×170=95.37 MPa。

其稳定性如下:

σ=R/A=414 700/0.023 823 18=17.41 MPa<95.37 MPa。

满足稳定性要求。

8混凝土基础检算

每端钢管桩基础为:1.5×9.23=13.845 m2, 高度1 m。

钢管桩单位重为:44.545 kg/m。

钢管桩自重为:44.545×7.3×10=3.25 t。

地基承载力为:P=4 058+89.2+32.5+ (13.845×1×2×26) =4 905 kN。

σ地=4 905/ (13.845×2) =177 kPa。

取安全系数1.1 (可视地质情况另外取值, 或做特殊处理) 。

[σ地]= 177×1.1=194.7 kPa<220 kPa。满足要求。

9门架搭设

1) 钢管在现场进行编号, 根据钢管底座标高与设计柱顶标高调整钢管长度, 将钢管底端进行平齐切割;2) 吊车分别就位在3号、4号墩侧, 在施工要点内同时起吊钢管, 直到钢管准确就位后焊接牢固位置。钢管在安装时要严格控制钢管柱的顶面标高和垂直度, 钢管柱安装完成后在柱与柱之间加设连接系。吊车在5级以上大风及施工要点以外时间内不得进行门架施工作业;3) 工字钢横梁在地面上组装成整体后起吊安装, 与门架钢管柱中心轴线重合, 安装时与钢管柱顶点焊接牢固;4) 贝雷架在2号～3号墩之间拼装完成, 起吊前检查各部件之间连接是否牢固, 主吊吊车位于3号墩与既有铁路之间的南侧, 将贝雷架直接吊起安放在工字钢上, 在4号墩侧安排辅吊吊车配合, 确保贝雷架准确、迅速就位。贝雷架安装顺序:先中间后两边对称安装。安装完毕采用扣件钢管整体连接, 依次满铺竹胶板及搭设两侧防护, 然后进行钢管支架施工。

10支撑门架的拆除

钢管支架:在梁部混凝土达到设计强度后, 进行支架和模板的拆除, 先拆除两侧模板, 然后下落腹板, 顶托, 底板, 拆除钢模。贝雷梁:模板与支架拆除后, 将8组贝雷梁向分配梁两端移动。再采用2台汽车吊于既有线两侧直接将贝雷梁吊到桥面上拆卸。工字钢及钢管桩:工字钢采用2台汽车吊直接吊起防止落到地面上, 钢管桩根部氧气切割放倒后, 直接吊走。在整个门架的安装及拆除施工中需要对淮南上下行线进行封锁。

11铁路行车配合条件

1) 应力放散施工时需要将淮南下行线封锁110 min, 同时封锁前后的第一列车慢行。2) 便梁架设及拆除时对淮南上、下行线进行封锁40 min。3) 支撑门架搭设时, 连续11 d每天上午及下午各封锁淮南上下行线1 h, 共22个封锁点。4) 支撑门架拆除时, 连续10 d每天上午及下午各封锁淮南上下行线1 h, 共20个封锁点。5) 门架搭设开始施工前10 d直至门架拆除期间, 淮南上、下行线慢行45 km/h, 慢行长度为施工地点前后各25 m。

最后, 门洞结构完成后应做预压试验, 以检查门洞结构的压缩量和稳定性。预压可采用施工静载法, 水静压法, 沙袋静压法等。

参考文献

连续刚构结构 篇8

禾溪东江大桥位于河源市东源县仙塘镇禾溪村附近, 为东环高速在此跨越东江而设的一座大桥。东江在桥址区河段位于河源港规划港区, 通航等级为内河Ⅲ级, 双孔单向通航净空55×10 m, 设计洪水频率百年一遇, 最高通航水位按20年一遇计算。主桥根据地形及通航论证报告确定为49+2×85+49 m连续刚构结构。桥址距上游梅河高速独石大桥约1.3 km, 距上游黄田水电站约11 km, 距下游木京水利枢纽约9.6 km, 桥址所处河段属木京枢纽库区。桥址处江面宽约335 m, 桥址下游约300 m即为东江微弯河段, 弯曲半径约700 m。桥位主要受仙塘互通与梅河高速接线以及下游河湾控制, 考虑通航要求, 本桥宜正交布置。设计中按环保要求设置危险品运输水体污染事故预防及应急处理措施。本项目主要采用了桥梁外侧设置双护栏防护, 以及设置桥面径流收集系统, 将桥面水收集后集中排入桥梁下的桥面径流收集池的措施。

二、桥梁方案设计

1. 上部构造

主桥上部结构采用49+2×85+49 m四跨预应力混凝土变截面连续刚构体系, 边跨与主跨跨长比为0.576。单幅桥宽18.55 m, 箱梁采用单箱双室截面, 纵、横、竖三向预应力体系。箱梁根部梁高5.0 m, 跨中梁高2.2 m, 箱梁高度按1.8次抛物线变化。箱梁顶板宽18.55 m, 底板宽12.55 m, 翼缘板悬臂长为3.0 m。箱梁顶板设横坡, 底板横桥向为水平。

箱梁上部对称分段情况为:4×3.0+4×3.5+3×4.5 m, 编号为1#~11#。边跨和中跨合拢段长均为2.0 m, 边跨现浇段5.5 m, 箱梁0号块长度为4.0m。顶、底板厚度分别为0.5 m和1.0 m, 腹板厚度为0.7 m;距墩中心4.0 m处至跨中箱梁顶板均为0.28 m等厚度, 底板厚度从0.7~0.3 m按1.8次抛物线变化, 腹板厚度7号块以前为0.7 m, 9号块以后为0.5 m, 8号块由0.7 m按直线变化至0.5 m。

2. 下部构造

1号~3号主墩采用等截面双肢薄壁墩, 单肢截面尺寸为11.55 m (横向) ×1.0 m (纵向) , 双肢截面纵桥向净距2.0 m;采用桩基础, 主墩承台尺寸为15×7.5×3.0 m, 主墩采用8φ1.8 m的钻孔灌注桩。0号、4号过渡墩采用双圆柱墩, 柱径为2.0 m, 采用桩基础, 分隔墩采用哑铃型承台, 尺寸为7.5×3×2.2 m, 分隔墩采用4φ1.8 m的钻孔灌注桩。

3. 结构计算

(1) 计算模型:主桥全桥结构按全预应力构件设计, 计算时将空间结构转化为平面杆系, 采用桥梁结构计算程序桥梁博士V3.03进行计算。计算模型考虑下部桩基的作用, 用m法计算土弹簧系数以模拟地基的刚度。将全桥离散为143个单元, 其中98个桥面单元, 45个桥墩单元。

(2) 施工阶段划分:计算时共划分为39个施工阶段和1个使用阶段, 箱梁悬臂施工阶段采用10天为一个周期, 其中张拉预应力时混凝土龄期为7天, 具体划分结果为:阶段1, 完成桩基、承台、墩柱施工;阶段2, 搭设托架现浇0#、1#块, 张拉1#梁段预应力;阶段3~32, 搭设或移动挂蓝, 悬臂浇筑1#~11#梁段, 张拉相应梁段预应力;阶段33, 支架现浇边跨;阶段34, 搭设合拢吊架, 对边跨合拢进行配重;阶段35, 浇筑并张拉边跨合拢段预应力;阶段36~37, 跨中顶推200 t水平力, 安装中跨合拢段刚性连接锁定, 在合拢段两端各加平衡重, 浇筑中跨12#梁段, 同时等重拆除平衡重, 拆除施工吊架, 按从长束到短束顺序张拉中跨底板预应力;阶段38, 拆除合拢段挂蓝;阶段39, 浇筑防撞护栏, 完成桥面铺装等附属工程;阶段40, 十年收缩徐变。

(3) 主要指标:混凝土C55, 预应力钢绞线标准强度fpk=1 860 Mpa, 弹性模量Ep=1.95×105 Mpa, 松弛率0.035, 张拉控制应力σcon=0.75fpk=1 395 Mpa, 管道摩擦系数μ=0.17, 偏差系数k=0.0015, 锚具单端回缩6 mm。

(4) 部分荷载作用取值:汽车荷载按5车道加载, 横向折减系数0.6;整体温差升温25℃, 整体降温-20℃;收缩徐变天数按10年考虑;挂蓝荷载按70 t考虑;跨中合拢前施加水平推力200 t;支座沉降主墩按2 cm, 分隔墩按1.5 cm考虑;地震动峰值加速度系数0.05 g。

(5) 计算内容:持久状况承载能力极限状态计算;持久状况正常使用极限状态计算;持久状况和短暂状况的应力计算;位移挠度计算。

(6) 荷载组合:作用标准组合, 即构件的持久状况应力计算时荷载取标准值, 汽车荷载考虑冲击系数, 进行短暂状况应力计算时, 施工荷载除有特别规定外均采用标准值, 不考虑组合系数;作用基本组合, 承载能力极限状态 (主要是弯矩和剪力) 计算时使用, 此时永久作用的设计值与可变作用的设计值相组合, 考虑结构重要性系数和作用分项组合系数, 详见《公路桥涵设计通用规范》 (JTGD60-2004) 第4.1.6-1条;作用短期效应组合, 正常使用极限状态下抗裂计算以及位移挠度计算时使用, 此时永久作用标准值与可变作用频遇值组合, 具体详见《公路桥涵设计通用规范》 (JTGD60-2004) 第4.1.7-1条。

(7) 主要计算结果:弯矩、剪力、应力、挠度均满足规范要求。

三、主墩形式优化

考虑到本桥主墩墩高仅为18 m, 桥长为268 m, 墩高约为桥长的1/15, 采用双肢薄壁墩能较好的适应桥梁整体变形。双肢薄壁墩单肢宽度为1.0 m, 双墩净距2.0 m, 总体刚度偏小, 而考虑双孔通航时中间墩受撞击的概率明显大于两边的主墩, 双肢薄壁墩对防撞明显不利, 但若将全部三个主墩全部改为单肢空心薄壁墩则会出现主墩应力过大, 主墩内力较大计算难以通过, 以及上部主梁边跨上缘压应力较大, 主跨跨中下缘拉应力超标等情况。综合考虑受力和通航防撞要求, 经计算将中间墩优化为单肢空心薄壁墩以增加防撞功能, 而两侧主墩仍采用双肢薄壁墩的形式。

四、危险品运输水体污染事故预防及应急措施

1. 设置双护栏防护

为防止危险品运输车辆在桥上侧翻而冲入江中, 中铁二院对此做了专题研究, 最终确定了双护栏防护措施。方案一是:内侧设置1.1 m高金属护栏, 外侧设置1.1 m高防撞墙式护栏, 两护栏中间净距为1.1 m, 模拟10 t货车以100 km/h的速度撞击护栏, 计算结果显示金属护栏被撞倒后会靠在外层混凝土护栏上, 车辆会顺着倾倒的金属护栏爬升, 车辆会越出第二层混凝土护栏, 并且混凝土护栏在撞击下还会发生破碎。方案二是:内侧设置1.5 m高金属护栏, 外侧设置1.1 m高防撞墙式护栏, 两护栏净距为1.6 m, 模拟10 t货车以100 km/h的速度撞击护栏, 计算结果显示, 金属立柱被撞倒后折断, 由于间距大于护栏高度, 没有发生车辆爬升的现象。撞击过程中, 除了早期车辆右前侧撞击位置的横梁拉伸变形和立柱折断之外, 车辆正前方有大量的立柱和横梁参与了正面碰撞, 碰撞能量被立柱和横梁的折弯、拉断、挤压等变形迅速吸收, 车速迅速下降, 当仿真进行至0.82 s时, 车辆已接近停止。同时外侧的混凝土护栏结构强度没有发生结构失效。因此, 1.6 m的护栏净间距能够满足设定条件下的防护要求。

因此, 最终确定采用内侧为B型金属护栏, 外侧为SS级钢筋混凝土防撞墙的双护栏防护方案, 为确保安全, 两护栏净距按1.7 m取值。

2. 设置桥面径流收集系统和桥面径流收集池

为避免运营期间有毒有害危险品运输事故性泄露, 针对以上要求设计采用桥面径流收集系统, 将桥面水进行集中收集后排入到桥头桥梁下面的桥面径流收集池, 该收集池兼有沉底、隔油、蓄毒作用, 可将事故径流进行截流, 从而避免对东江水体造成污染。

五、结语

本桥由于受既有梅河高速接线线位限制, 主墩高度不高, 从受力角度当然考虑做双肢薄壁墩连续刚构桥, 但本桥又有通航防撞需求, 防撞要求主墩刚度尽可能的大, 这种需求与受力需求正好相反, 综合考虑本桥的实际情况, 以及双孔通航桥的中间墩受撞击几率明显大于两边墩的实际情况, 从而确定了只调整中间墩为单肢薄壁墩, 而保留两边主墩为双肢薄壁墩的设计, 可为一举两得, 既最大限度地解决了防撞的问题, 也没有牺牲桥梁构造受力方面的需求。同时对防止饮用水污染的环保要求亦很好地予以满足。真正执行了安全、经济、环保、美观的设计理念。希望本桥的设计思路对同类型桥梁的设计提供些许帮助, 不当或错误之处敬请批评指正。

摘要：广东省河源市东环高速起点处设有一座跨东江的大桥, 东江为通航河流, 且水体为二类水质, 按环保要求跨东江大桥必须设置危险品运输污染水体事故预防及应急措施。因此, 该桥的设计既有一般连续刚构桥共性亦有特殊性。

关键词：通航,防撞,环保,连续刚构

参考文献

[1]JTGD62-2004, 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

[2]JTGD63-2007, 公路桥涵地基与基础设计规范[S].

[3]JTG/TF50-2011, 公路桥涵施工技术规范[S].

连续刚构结构 篇9

关键词：预应力混凝土连续刚构拱桥,静力分析,结构优化

1 工程概况

该桥上部结构设计为 ( 80 + 150 + 80) m预应力混凝土连续刚构拱桥, 其立面图如图1 所示。桥面宽10m, 线路情况: 正线为双线, 线间距4. 2m, 标准轨距1. 435m。主梁混凝土材料为C60 混凝土, 截面形式采用单箱单室斜腹板箱梁, 纵向按全预应力构件设计, 横向及竖向按普通钢筋混凝土构件设计。箱梁顶板宽10m, 底板宽2. 6m, 翼缘悬臂长2. 1m。中墩顶梁段为等截面, 梁高均为2. 0m; 边跨及中跨梁段为变截面, 梁高按2. 5 次抛物线变化, 边跨墩顶梁段截面与中跨跨中梁段截面对称, 梁高为2. 5m, 中墩主梁与拱肋交接处梁高为5. 68m。箱梁内在边墩顶、中跨跨中、拱肋与主梁交接处设置横隔板。

该桥设计新颖之处有以下三点: ( 1) 与传统连续刚构桥相比, 墩顶部分挖空, 减轻了梁体自重; ( 2) 与竖直墩连续刚构桥相比, 大倾角拱肋减少了跨中及墩顶弯矩峰值; ( 3) 与传统V形墩刚构桥相比, 拱肋倾角更大, 拱肋直线与梁底曲线相切, 线型美观[1]。

2 上部结构静力分析

2. 1 分析依据及方法

上部结构静力分析主要依据: ( 1) 该桥初步设计图; ( 2) 《地铁设计规范》 ( GB50157 - 2013) ; ( 3) 《铁路桥涵设计基本规范》 ( TB 10002. 1- 2005) ; ( 4) 《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范 》 ( TB 10002. 3 - 2005) , 以下简称《铁规》。

上部结构静力分析采用有限元程序进行计算, 有限元分析模型见图2。主梁施工阶段模拟如下: 主墩墩顶梁段主梁及合拢段主梁按支架现浇施工模拟, 其余梁段主梁按悬浇施工模拟。桥梁边界条件模拟如下: 边墩与主梁固结, 墩底按固结处理; 中墩与拱肋固结, 中墩底部应用刚度等效原则, 以双柱基础模拟群桩桩基刚度。

2. 2 主要计算参数

( 1) 恒载及二期恒载; 混凝土容重取26k N/m3, 二期恒载包括保护层、防水层、板式道床、钢轨结构、桥梁挡板、电缆及支架、紧急疏散平台、横坡垫层、声屏障等荷载, 按双线取80k N/m; ( 2) 温度荷载; 桥梁整体温差按 ± 20℃ 计, 日照温差按顶板升温8℃ , 降温4℃ , 矩形加载; ( 3) 基础沉降: 主墩不均匀沉降20mm计算, 边墩沉降按10mm计算; ( 4) 风荷载: 基本风压取800Pa; ( 5) 列车动力系数: 1 + 0. 8μ = 1 + 0. 8 × 12 / ( 30 + L) , L为桥梁跨径, 以米计; ( 6) 地铁车辆荷载: 地铁车辆采用B型车, 单线列车正常运营时, 荷载计算图式如下图3 所示, 每列车编组6 节, 总长119. 88m。列车轴重P = 140k N, 当轴重与影响线异号时取80k N。

2. 3 计算结果

经过静力计算分析, 该桥上部结构初步设计存在以下三个方面的问题。

( 1) 部分主梁节段正截面抗弯强度不足。根据《铁规》6. 1. 5、6. 2. 2 及6. 2. 3 条规定, 荷载主力组合作用下结构正截面抗弯强度安全系数应满足, 主力+ 附加力组合作用下应满足。经过计算, 发现边跨主梁拱肋与主梁交界处附近部分主梁节段单元正截面抗弯强度不足。因该桥为对称结构, 本文仅汇总一处边跨主梁与拱肋交界处梁段计算结果, 计算结果见表1, 表1 中所列主梁节段单元的具体位置见图4。

( 2) 部分主梁节段运营阶段预应力钢束最大拉应力超过规范限值。拱肋与主梁交界处16 - 25 主梁节段单元, 箱梁顶板上缘预应力钢束在运营阶段最大拉应力为1117MPa ~ 1124MPa, 不符合《铁规》第6. 3. 13 条关于运营阶段预应力钢束拉应力不得大于= 1116. 0MPa的规定。

( 3) 部分主梁节段运营阶段主梁正截面法向压应力过大。运营阶段28 - 33 主梁节段单元正截面上缘法向压应力在主力组合作用下达到15. 7MPa ~ 17. 8MPa, 接近规范限值= 20. 0MPa; 主力加附加力作用下达到19. 2MPa ~ 20. 5MPa, 接近规范限值= 22. 0MPa。

3 结构优化

( 1) 增大梁高。经计算16 - 20 号主梁节段单元受压区高度达到0. 47hp, 略大于规范要求的0. 4hp, 同时兼顾考虑23 - 25 号单元抗弯强度不足的情况, 对全部主梁腹板高度加高40cm, 20 号单元处主梁底板向箱梁内增厚20cm ( 底板下缘曲线不变) 。从20 号单元处至边跨跨中, 底板增厚高度按直径600m圆曲线逐步递减, 并在边跨跨中与原底板上缘曲线相接。为维持主梁顶标高不变 ( 方便与道路相接) , 承台标高不变 ( 不影响承台及桩基设计) , 拱肋整体下移40cm, 桥墩高度降低40cm。

( 2) 增加顶板预应力钢束。23 - 25 主梁节段单元正截面抗弯强度不足及16 - 25 主梁节段单元运营阶段顶板预应力钢束拉应力超过规范限值, 均显示16 - 25 主梁节段单元顶板预应力钢束不足。优化方案为在16 - 25 主梁节段单元顶板增加2 根17 - Φj15. 2 钢束, 钢束两端分别锚固于15 单元、26 单元顶板新增齿块。

( 3) 截断部分预应力钢束。《铁规》第6. 3. 10 条出于混凝土材料疲劳破坏的考虑, 对运营阶段混凝土压应力作出了限值。28 - 33 主梁节段单元上缘压应力虽未超过规范限值, 但长期处于高应力状态显然是对结构不利的。分析原因为初步设计方案为方便锚固, 采用了传统刚构桥顶板预应力钢束在墩顶处通长的设计。但该桥结构形式不同于传统的刚构桥结构, 在27 - 34 主梁节段单元梁段为正弯矩区域。正弯矩产生的压应力与顶板预应力钢束产生的压应力叠加, 致使主梁上缘压应力过大。考虑不对边跨及中跨预应力钢束产生影响, 仅截断28 -33 号主梁节段单元位置处顶板2 根17 - Φj15. 2 钢束, 在过拱梁交接处提前锚固, 锚固于27 和34 号主梁节段单元主梁顶板新增齿块。

( 4) 优化后结构复核。对优化后上部结构再次进行整体复核计算, 结构静力计算结果均满足规范要求。

4 结语

文章以某预应力混凝土连续刚构拱桥为背景, 对该桥上部结构进行了静力分析, 并对初步设计方案中存在的问题进行了研究, 提出了可行的上部结构优化方案, 可为同类项目参考和借鉴。

参考文献

[1]王萍.V形墩连续刚构桥设计[J].公路, 1997, (6) :13.

[2]GB 50157-2013地铁设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2013.

[3]TB 10002.1-2005铁路桥涵设计基本规范[S].北京:中国铁道出版社, 2005.

浅谈预应力连续刚构桥线形控制 篇10

关键词：连续刚构；悬臂浇筑；线形控制

一、概述

大跨预应力连续刚构桥多采用节段悬臂施工方案，由于施工中各节段的受力体系及所受荷载都在不断变化，桥梁的内力状态和变形都比较复杂。如控制不当，将给桥梁施工安全，外观线形、可靠性、行车条件等方面带来不利影响。就成桥线形而言，由于不合理的节段立模标高设置，可能导致合拢时两悬臂端高差过大，影响合拢精度，使得线形起伏过大，影响行车舒适等。因此线形控制工作是十分重要的。

二、线形控制方法

在桥梁悬臂施工中，最困难的任务之一就是施工挠度的计算与控制。而影响挠度的因素较多，主要有挂篮的变形、节段自重、预加应力的大小、施工荷载、混凝土收缩与徐变、日照和温度变化等。

施工节段的立模标高可参考下式确定：

式中：Hi -i节段前端点立模标高；

H0 -i节段前端点设计标高；

fi自重-i节段自重（含该节段预应力张拉）所产生的原结构挠度；

fi后期-i节段以后各节段在施工过程中产生的挠度；

fi徐变-i节段混凝土在今后由徐变产生的挠度；

fi挂篮自重-i节段施工时，由挂篮、模板等自重产生的挠度；

fi挂篮变形-i节段施工时，挂篮弹性变形产生的挠度；

fi温差-i节段施工时，由日照、箱梁不均匀温度场引起的挠度；

从上式中各参数意义可以看出，要想很好的控制挠度，必须施工过程中作好挠度监控。只有在施工中作好挠度观测，才能为立模标高提供准确的依据，进而控制整个梁体的线形。

三、施工实例

东莞市芦村特大桥中堂水道主桥为75m+120m+75m预应力混凝土连续刚构双幅桥，采用三向预应力体系，梁底按圆曲线变化。梁体截面为单箱单室，单幅顶板宽15m，底板宽7m，0#段根部梁体高6m，跨中高2.5m。T构分17个节段，节段长分别为2.0 m，3.0m，3.5m。

1.理论计算

在悬灌施工开始前，我们首先对施工挂篮进行荷载预压试验，取得挂篮的最大弹性变形值。其后对每种节段长中最重节段和最轻节段在施工时的受力情况进行了分析，分别按挂篮就位绑扎钢筋前、浇筑混凝土后，两种工况对施工挂篮各吊杆、锚杆的受力进行了详细计算。将计算结果汇总制表，报设计院和监控单位。设计院和监控单位根据我们所提供的数据进行了初步分析计算，得出大桥悬臂施工的理论预拱值。

2.施工挠度监控

①制定监控措施

在0#段施工完毕后，即在其顶板恢复中线，并利用全站仪建立高程控制点，作为主梁挠度监控的基准点。在主梁悬灌施工时，在T构的每个节段的前端点，三个腹板处布置三个高程观察点，这样既可以测量箱梁的挠度，又可以观察箱梁是否发生扭转变形。观察点布置在离块件前端10厘米处，采用Φ16钢筋，埋设位置在箱梁翼板与承托交接处及箱梁内顶板与中腹板倒角交接处，上端钢筋头露出箱梁混凝土表面2～3厘米。在埋设钢筋时，钢筋下端必须立于模板上保持竖直，并焊在节段钢筋网上固定。为了和其它预埋件区别，将观察点的钢筋头磨圆，用红油漆加以標记各高程控制点，并用混凝土包裹保护。

挂篮施工中在每节段浇筑混凝土前、浇筑混凝土后、张拉前、张拉后，采用精密水准仪配铟钢尺（精度达到1mm）分四次抄平进行挠度观测，每次观测完毕后将数据报给监控单位。监控单位根据观测数据向我方提供下一节段立模标高。

此外，T构在施工过程中每施工4个节段，将各墩顶和该悬浇节段的高程、中线进行一次联测。

同时，为了减少人员观测误差的影响，我们抽调专人组成测量组，专门负责全桥的测量工作。

②控制观测时间

在芦村特大桥悬臂节段施工时，正值夏季高温季节，日照温差影响很大。我们前期在一天的不同时间段内进行了测量，通过数据分析发现：每天上午，阳光直射梁体右侧；中午后，阳光直射梁体左侧。这就造成单箱左右两箱室温差不一致，形成不均匀温度场，从而引起箱梁同一截面上左右两边挠度变化不一致，使梁体发生扭曲，影响了测量精度。而当一天内气温变化幅度不大的时候，侧挠度变化相对稳定。因此，为了减少温差、日照对梁体挠度的影响，我们要求每次进行挠度观测时必须在早上7点左右，气温相对较低的时候进行。

③控制张拉时间

在以往的预应力桥梁施工中，在施加预应力时，往往只参考混凝土的强度。只要混凝土强度达到设计要求，即开始张拉，而不参考混凝土的弹性模量。事实上，混凝土的弹性模量是否达标直接影响到两个方面：即预应力的施加是否能够达到设计要求、今后混凝土的徐变对整个结构的影响能够达到设计要求。

基于上述考虑，在芦村特大桥预应力张拉时间的确定，采用混凝土强度和混凝土弹性模量“双控”进行。同时，在一天中气温较高时不得进行预应力张拉，以减少预应力损失。

④梁体内力监控

为了准确反映出施工中梁体内力变化与挠度变化之间的关系，并对比理论值与实际值的差别，在芦村特大桥施工中，监控单位在每个T构的各特征节段都埋设了应变片。在每个节段的张拉前、张拉后均进行应力观测。将观测数据与挠度观测数据共同分析。

3.数据分析

在经过上述施工控制和现场数据采集后，由监控单位对应力观测数据和挠度观测数据进行分析。监控单位采用广州市政设计院的桥梁静动力分析系统BRCAD对数据进行分析，通过与原理论计算值进行对比，调整预拱值。并对误差产生的原因进行分析，对在后继施工中需注意的事项提出要求。

4.控制结果

大桥合拢最大误差15mm，箱梁顶面标高误差最大24mm，满足规范及设计要求。

四、结论

预应力连续刚构桥线形控制是一个庞大的系统工程，它贯穿与整个桥梁悬臂施工过程，历时时间长，工作烦琐艰苦，对施工现场管理和技术控制的要求都非常高。只要建立完善的施工控制系统，就可圆满的完成工作。

参考文献：

[1]雷俊卿.桥梁悬臂施工与设计.北京：人民交通出版社，2000.

连续刚构托架预压技术 篇11

1 工程概括

窟野河特大桥主桥桥墩最高为74.28m, 最低为50.5m, 梁体上部采用 (88+4×165+88) m六跨预应力混凝土变截面连续钢构-连续梁组合体系。其中0#块在墩身施工时提前预埋的托架上完成浇注, 其余节块采用挂篮悬臂现浇法施工。原设计托架预压方式采用沙袋或水箱进行预压, 但考虑到采用此方式预压工作量繁重且不能完全模拟托架的受工况。所以本桥0#块托架预压采用“预应力等效加载法”的方式在托架横梁顶进行施压。

2 托架预压目的

预压试验的主要目的是消除托架的非弹性变形, 测量托架的弹性变形, 为后续块段施工提供预抛高参数, 并检验托架的结构安全性与稳定性。

3 预压加载方案

采用液压千斤顶在托架横梁顶与承台连接的钢绞线对托架进行预压加载。即在承台内预埋Ф32精轧螺纹钢筋, 通过预埋件上的分配梁将钢绞线连接至托架横梁顶, 千斤顶钢绞线施压, 利用其反作用力向托架施加所需的预压荷载。

4 承台内钢筋埋设

在承台混凝土浇注前, 将Ф32精轧螺纹钢筋预埋在承台中, 伸入承台的精轧螺纹钢筋采取与承台中的结构钢筋相焊接并带下螺母和下锚垫板固定, 以增加预埋钢筋的抗拉强度。

由于本工程主桥托架预压方案原设计为水箱或砂袋预压, 承台施工中未预埋预压用精轧螺纹钢筋, 所以采取在承台内打眼锚固精轧螺纹钢筋的方法, 具体施工工艺如下:

1) 放线、验线:放出结构植筋的位置。复查点位无误后, 对其进行打眼开孔;

2) 钻孔:根据现场实际情况及先前植筋拉拔实验结果决定采用风钻进行打眼作业, 开孔直径为4.5cm, 开孔深度自承台面向下62cm, 钻孔施工完成, 需检查成孔直径及深度是否符合要求;

3) 清孔:用空压机或其它吹风设备吹出植筋孔内灰尘, 保证孔内干净无其它杂物, 用棉丝封堵植筋孔口待用;

4) 钢筋除锈:为了使植筋锚固牢靠, 把附有铁锈的钢筋利用角磨机和钢丝刷将钢筋锚入部分除去铁锈, 油污等, 并用丙酮擦干净;

5) 注胶植筋:将植筋胶安放在注胶器内, 把胶注入植筋孔内40cm。根据设计要求的植入深度, 在处理好的钢筋除锈端做好明显标记, 然后插向孔洞, 一边插一边向同一方向缓慢旋转, 直至达到孔洞底部为止, 此时应有锚固胶体从洞口流出, 则锚固合格。

锚固完成后的钢筋, 在2小时内不得有任何人为的扰动, 以保证钢筋锚固的质量, 3天后即可使用。

5 预压加载

5.1 预压加载力计算

设计荷载包括箱梁自重、支架及模板系统自重、施工人员及机具荷载等。

1) 箱梁自重:0#块箱梁砼83.8m3, 箱梁自重:83.8×26kN/m3=2 178.8kN;

2) 支架及模板系统自重:0#块箱梁内外模板及支架自重按16T考虑;

3) 施工人员及机具荷载:施工人员及机具荷载按2.5k N/m2考虑, 0#块托架上人员机具荷载为17.6×3.5×2.5kN/m2=154kN;

4) 荷载组合:荷载组合:0#块箱梁自重×1.2+1#块模板及支架系统自重×1.2+1#块施工人员及机具荷载×1.4=3 022.16kN, 即每侧托架需承担3 022.16kN的力。

5.2 精轧螺纹拉拔实验

由于每个承台上植筋达24根之多, 植筋效果的不确定因素较多, 故在对托架进行正式加载前, 需提前对承台中所植精轧螺纹钢筋进行拉拔实验, 以检验植筋强度是否达到设计要求。

5.3 组装预压装置

待拉拔实验合格后便可组装预压装置, 按照托架预压加载设计图要求, 每相邻两根精轧螺纹钢筋为一组, 每侧托架6组, 为便于预埋精轧螺纹钢筋与张拉用钢绞线的连接, 在每组预埋精轧螺纹钢筋顶设一道分配梁。

5.4 挠度测点布置

挠度测点布置于牛腿最外侧, 每侧3个牛腿, 每侧共设3个测点。除基点外, 其余均左右对称布置, 以精密水准仪观测之。

5.5 预压加载分级

按照加载力的20%、50%、80%、100%预压荷载进行分级均匀对称加载, 卸载按80%、50%、0%进行。每级工况至少维持半小时, 最大荷载持载要求24小时。

5.6 预压加载力

托架预压加载力包括0#块箱梁自重、模板及支架自重、施工人员及机具荷载, 即3 022.16kN。由于横桥向托架 (翼缘板下托架) 只承受翼缘板等较轻重量, 所以采用沙袋或水箱施压以消除其非弹性变形即可, 无需采用预应力预压。

5.7 预压力加载顺序

本次预压加载采取先中间后边缘对称分阶段施加张拉力的原则。即先将中间两组施加张拉力至20%后锚固, 再将次边缘两组张拉至20%后锚固, 最后再将边缘两组张拉至20%后锚固, 以此作为张拉的一个阶段;而后同样按此顺序直至张拉力达到100%。

5.8 预压观测

为了给后续块段施工提供预抛高值, 要求必须在预压前、预压加载达到最大值后及卸载后分别对挠度测点进行观察并记录数据。

在加载过程中对托架受力关键部位进行观察检查。主要观察托架受力后有无刚度不够产生变形、牛腿与预埋件焊缝有无脱焊、各种连接有无松动等异常情况发生。

6 安全质量措施

1) 托架预埋件的预埋与焊接、以及预埋位置的准确与否和精轧螺纹在承台中的植筋质量等直接关系到本次托架预压的效果, 所以对于以上施工环节的施工质量必须严格把关;

2) 由于施工地点墩身较高, 施工人员在墩顶进行张拉操作时必须执行高空作业之相关安全技术操作规程, 并防止高空坠落等安全事故的发生;

3) 在张拉过程中必须安排专人全程监控托架以及承台中精轧螺纹等受力关键部位是否有变形、松动等迹象的发生, 如发现此类情况必须及时停止张拉, 待查明原因采取相应措施后方可进行张拉。

7 结论

本方案通过在本项目的成功应用与传统托架预压方案相比, 不仅大大缩短了托架预压周期, 而且最值得称道的是经初步估算为本项目节约成本50余万元。通过以上工程实例可见本方案在高墩大跨连续刚构托架预压中值得推广。

参考文献

[1]杨文渊, 徐犇主编.桥梁施工工程师手册.2版.北京:人民交通出版社, 2003.

[2]中华人民共和国国家标准.建筑工程施工质量验收统一标准 (GB50300-2001) .北京:中国建筑工业出版社, 2001.