连续梁与刚构桥计算.docx

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连续梁与刚构桥计算

连续梁与刚构桥计算

2008年11月21日星期五19:

38

连续梁与刚构桥计算内容

1、需要计算的部位：

主梁、横梁（如果采用多梁式截面）、桥面板；

2、主要荷载：

结构重力、预应力、活载、收缩徐变内力、基础变位内力、日照或常年温差内力；

3、计算项目：

主梁强度设计、验算；

横梁强度设计、验算；

桥面强度设计、验算；

主梁变形计算、预拱度计算；

连续梁与刚构桥计算方法

主梁自重内力：

按实际结构尺寸计算恒载集度，将荷载作用在结构上，通过结构力学方法求解或通过有限元程序求解。

计算中必须按施工方法确定各种构件自重作用的体系、作用截面，必须按施工过程考虑结构体系转换。

主梁预应力内力：

1、先计算初弯矩，然后计算次内力，通常要考虑徐变、收缩，不均匀沉降引起的次内力；

2、等效荷载法，将预应力作为外荷载直接作用在结构上计算。

主梁活载内力：

纵桥向采用影响线加载求最不利内力，多梁式截面采用横向分布系数方法考虑车列横桥向的最不利布置位置。

箱形截面必须按薄壁杆件计算扭转、翘曲、畸变等箱梁效应。

横梁内力计算：

利用横向分布影响线加载求最不利弯矩。

桥面板计算：

采用有效工作宽度方法考虑车轮荷载在桥面板上的分布；内力计算要根据桥面板与两肋的刚度比，选取不同的修正系数。

主梁变位计算：

根据构件类型及结构静定或超静定情况修正弹性模量和惯性矩，恒载按实际结构

尺寸计算，但必须考虑收缩徐变作用，活载计算中不记冲击系数。

预拱度设置：

通常预拱度的大小，等于全部恒载和一半静活载所产生的竖向挠度值，也就是说

应该在常遇荷载情况桥梁基本上接近直线状态。

对于位于竖曲线上的桥梁，应视

竖曲线的凸起（或凹下）情况，适当增减预拱度值，使峻工后的线形与竖曲线接近一致。

大跨径刚构一连续组合梁桥结构设计与探讨

2008年08月25日星期一09:

00

大跨径刚构一连续组合梁桥结构设计与探讨

刘明虎

（中交公路规划设计院）

［摘要］本文介绍了布跨138+240+240+240+138=996m的刚构一连续组合梁桥的结构设计情况,并以之为例探讨了该类型桥在结构方案比选、设支座主缴的结构型式、支座力的平衡措施、计算模式以及一些其他方面的问题。

关键词大跨径刚构一连续组合梁结构设计探讨

、/一

、前言在大跨径桥型方案比选中，连续梁桥型仍具有很强的竞争力。

连续梁桥型在结构体系上通常可分为连续梁桥、连续刚构桥和刚构一连续组合梁桥。

后者是前两者的结合，通常是在一联连续梁的中部一孔或数孔采用墩梁固结的刚构，边部数孔解除墩梁团结代之以设置支座的连续结构。

在结构上又可分为在主跨跨中设铰、其余各跨梁连续和全联不设铰的组合梁桥两种形式，通常称后者为刚构一连续组合梁。

在我国已建成的该桥型的比较典型的例子有东明黄河大侨，跨径比之更大的该类型桥现已初见尝试。

二、刚构一连续组合梁桥的结构受力特点及应用

1结构特征及受力特点在连续梁桥中，将墩身与主梁团结而成为连续刚构桥。

由于墩身与主梁形成刚架承受上部结构的荷载，一方面主梁受力合理，另一方面墩身在结构上充分发挥了潜能，因此该桥型在我国得

到迅速的应用和发展［2］。

具有一个主孔的单孔跨径已达270m,具有多个主孔的单孔跨径也达

250m,最大联长达1060m,随着新材料的开发和应用、设计和施工技术的进步，具有一个主孔的单孔跨径有望突破300m的潜力。

而对于多跨一联的连续刚构是不是也能在联长上有更大的发展呢？

众所周知,墩身内力与其顺桥向抗推刚度和距主梁顺桥向水平位移变形零点的距离密切相关。

抗推刚度小的薄壁式墩身能有效地降低其内力,但随着联长的加大,墩身距主梁顺桥向水平位移变形零点的距离亦将加大,在温度、混凝土收缩徐变等荷载的作用了,墩顶与主梁一道产生很大的顺桥向水平和转角位移,墩身剪力和弯矩将迅速增大,同时产生不可忽视的附加弯矩,致使刚构方案无法成立。

在结构上将墩身与主梁的团结约束予以解除而代之以顺桥向水平和转角位移自由的支座,这样就变成刚构一连续组合梁的结构形式。

于是边主墩墩身强度问题得以解决,且在一定条件下联长可相对延长。

可见,刚构一连续组合梁是连续梁和连续刚构的组合,它兼顾了两者的优点而扬弃各自的缺点,在结构受力、使用功能和适应环境等方面均具有一定的优越性。

2.在我国的应用情况

东明黄河大桥开创了刚构一连续组合梁桥在我国应用的先例。

由于放松了多跨连续刚构桥对边主墩高度的要求,因此刚构一连续组合梁桥适用于不同的地形、地质条件、通航要求等。

下面将介绍的武汉军山长江公路大桥初步设计刚构一连续组合梁桥方案就是一个典型的设计实例。

目前国内在建的典型的大跨径刚构一连续组合梁有杭州饶城公路

东段钱江六桥,其技术设计阶段主桥为

127+3X232+127=950m的五跨预应力混凝土刚构

连续组合梁体系，中、边主墩均为双壁墩，中主墩墩身与主梁固接，边主墩墩身与主梁分离，分别设置4个65000kN的支应与主梁连接，悬臂施工中墩梁通过预应力粗钢筋临时固接。

受地

形影响解除边主墩墩身与主梁固结的刚构一连续组合梁桥还有黑河大桥，该桥布跨为6016

+6X100+60=720m墩身为单箱墩，最外边墩设支座。

刚构一连续组合梁桥还适合于某些特殊布跨情形。

如厦门海沧大桥西航道桥，布跨为70＋140

十70十42+42（m,其中两孔42m跨锚碇，避免了设两孔连续或简支梁，并减少了伸缩缝。

像这样将边墩设支座的小边跨与连续刚构主体相连而成为非典型的刚构一连续组合梁桥的桥还

有很多。

三、设计实例

武汉军山长江公路大桥初步设计作了斜拉桥和连续刚构两个方案同等深度的经济技术比较。

其

中连续刚构方案最初的跨径布置为138+24O+240+240+138（m），三个主跨的四个主

墩均为双薄壁墩，墩身与主梁固结。

设计中发现两个边主墩由于高度较矮，受力很不合理，因此，将其与主梁的固结约束予以解除，桥型变为刚构一连续组合梁的结构形式（后出于总体布

跨考虑，将跨径布置调整为138+240+240+240+138+56（m））。

现以布跨138+240

+240+240+138（m）的大跨径刚构一连续组合梁桥的设计为例对其结构设计加以介绍和探讨。

其结构设计简介如下：

1.结构体系

桥梁分左右两幅，采用138+240+240+240+138（m）五跨一联三向预应力混凝土刚构一续

梁组合梁桥型方案，双壁墩结构，中主墩墩身与主梁固结，边主墩及边墩墩顶设支座。

边主跨

比L边：

L主=0.575:

1,纵坡3%，纵曲线要素为T=5l0m，R=17000m,E=7.65m。

横坡

2%，由箱梁顶板坡度形成。

桥面铺装为6cm钢纤维混凝土垫平层加6cm沥青混凝土。

桥型布置

见图1

2.下部构造

主墩墩身为普通钢筋混凝土结构，采用50号混凝土，双壁墩结构。

P2,P5号墩为边主墩，墩高

28m,左右幅每片墩墩顶各设两个吨位为60000kN的球形钢支座，墩身为矩形实心断面，断面尺

寸320cmX800cm顺桥向外缘距12m；P3,P4号为中主墩，墩高39.9m，墩身与主梁固结，墩身为矩形实心断面，断面尺寸280cmX750cm，顺桥向外缘距12m承台采用30号混凝土，均为

整体式，厚5mP2〜P5两号墩桩基础采用25号水下混凝土，均为18根直径2.5m的钻孔桩,

桩长分别为55m,35m,40m37.5m，均按支承桩设计。

下部构造平面布置如图2.P3,P4及P5

号墩基础拟采用双壁钢围堰方案施工，P2号墩拟采用钢管桩平台加钢套箱方案施工。

为有效抵

抗偶发的巨大船撞荷载，各主墩均设计为整体式基础和承台。

防撞构造立足于墩身自身防撞，因此墩身按实心断面设计。

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图2

3上部构造

主梁为分离式单箱单室直腹板箱梁，采用50号混凝土。

根部梁高h根=13.2m,h根：

L主

=1:

18.18;跨中梁高h中=4.0m,h中：

L主=1:

60;箱梁底线变化曲线y=4.0+（9.2/114）

xX。

箱梁拟采用对称悬臂现浇施工工艺，施工梁段长度分为3m,4m,5m三种类型，0号块现浇

段17m合龙段3nr1/2标准跨的分块布置为：

（1/2）x17m+10x3m+10x4m+8x

5nU（1/2）x3.0m=120m最大悬臂施工长112.5m,共28对施工块件，块件重量在140.8〜234.5t之间。

箱梁顶宽16.45m，底宽7.5m，翼缘板悬臂长4.475m（含承托），外侧厚

15cm,根部厚50cm。

0号块顶板厚45cm,其他位置顶板厚28cm。

0号块腹板厚100cm=向跨

中分70cm,60cm,40cm三个梯段变化。

根部底板厚130cm。

；跨中底板厚28cm,中间按

y=0.28+（1.02/114）Xx变化。

箱梁仅在墩项及梁端设横隔板，墩顶横隔板位置及厚度与每片墩身相对应。

为增强箱梁整体性，还在墩顶设置了箱外横隔板。

箱梁横断面见图3.

箱梁纵向预应力体系采用15-22,控制张拉力4296.6kN，横向预应力体系采用15-4,控制

张拉力781.2KN。

纵、横向预应力均采用$15.24mm预应力超强、低松弛钢绞线，极限抗拉强

度为1860MPa计算弹性模量E=1.95x10'MPa。

竖向预应力体系采用$32mm轴轧螺纹粗钢筋，

（1）计算模式

顺桥向总体结构静力分析采用平面杆系综合程序进行。

接施工阶段将结构分为328个单元325

个节点，共63个施工阶段。

由于地质条件相对较好，因此未按等刚度原理将桩基础进行模拟，

即不计桩基础的影响，近似按承台底固结考虑。

中主墩与主梁固结，边墩为单向交承，计算中

计入了边主墩，结构离散图见图5。

IH5

（2）计算荷载

汽车：

半幅桥横向按布置4个车队数考虑，横向折减系数为0.67，纵向折减系数为0.97，偏

载系数1.15。

满布人群:

3.5KN/平方米二部恒载：

7t／m。

温度：

结构体系温差考虑升温20C，降温20C;梁体温差考虑了由于太阳辐射和其他影响引起

上部结构顶层温度增加时产生的正温差及由于再辐射和其他影响，热量由桥面顶层散失时产生

的负温差，参照BS5400荷载规范取用；箱内外温差为5C；桥墩墩体考虑日照不均匀温度差：

升温时，两片墩身的一侧比另一侧和中间高5C,降温时，两片墩身的一侧和中间比另一侧高

5C。

温度效应考虑两种组合：

体系升温十正温差十升温时墩体温差，体系降温十反温差十降温时墩体温差。

静风荷载：

施工风速按30年一遇，成桥风速按100年一遇计。

横桥向风力按规范公式计算。

船撞力：

横桥向18400kN,顺桥向9200kN。

作用点位置按规范或专题确定。

（3）施工方法及主要工况

拟采用悬臂浇注法施工。

为确保施工阶段单T的顺桥向抗弯及根桥向抗扭稳定性，将P2、P5号

墩墩顶与主梁临时固结，在次边跨合龙施工完成后予以解除，完成体系转换。

主要工况为；①

施工基础及墩身，悬臂浇筑至最大悬臂状态，形成单T;②满堂支架浇筑边跨现浇段，配重施工；

③边跨合龙，现浇段支架拆除；④次边跨合龙；⑤中跨合龙，形成结构体系对施加二部恒载；

⑦运营。

（4）计算参数及荷载组合

混凝土：

徐变特征终级值2.3，弹性继效系数0.3，徐变速度系数0.021，收缩特征终级值

0.00015，收缩增长速度系数0.021。

预应力：

松弛率0.03，管道摩阻系数0.22，管道偏差系数0.001，一端锚具变形及钢束回缩值

0.006m。

考虑五种组合：

①恒十汽；②恒十汽十温度；③恒十挂；④恒十满人；⑤恒十汽十温度+船撞力。

（5）计算结果

主梁成桥状态及组合①的内力包络图见图6

用石

主梁次边跨跨中汽车活载挠度为0.111m，中跨跨中为0.096m。

主梁应力：

成桥状态混凝土应力最大约155kg/平方厘米，最小约26kg/平方厘米，组合①混

凝土应力最大约171kg/平方厘米，最小约10kg/平方厘米，组合②混凝土应力最大约

215kg/平方厘米，最小约一6kg/平方厘米。

五、几个问题的探讨

1.结构方案比较

在维持主跨规模不变的前提下，为寻求一个受力合理、结构安全、适用美观的方案，对结构形

式及主墩厚度作了计算比较。

比较的方案有138+3X240+138（m连续刚构方案，墩厚

2.5m；138+3x240+138（m）连续刚构方案，墩厚2.1m;138+3x240+138（m）刚构一连续组合

梁方案，固接墩厚2.5m;138+3x240+138（m）刚构一连续组合梁方案，固接墩厚

2.1m。

经过计算分析得岀如下结论：

（1）相同布跨和墩厚的两种方案，主梁的内力和位移相差较小，中主墩由于高度较大，且距顺

桥向变形零点较近，内力相差也不大，而边主墩受力则相差悬殊。

在连续刚构方案中，由于高

度较矮，且距变形零点很远，因此，尽管在设计上采取了措施，在恒载、活载及温降组合工况下，墩身两端仍产生了很大的弯矩，而且靠外侧的墩身轴力难以提高，而在刚构一连续组合梁方案中，墩底弯矩是由支座最大静摩阻力决定的，因此相对较小，另外墩顶轴力通过配重措施可以得到很好的解决。

（2）墩身厚度的降低，迅速降低了墩身刚度，从而迅速减小了温度产生的墩身的荷载效应，对边主墩效果更为明显。

但墩身厚度同时受截面应力状态和稳定性的限制，存在一个低限。

2边主墩合理型式的选择

对于规模较小的桥梁，最不利组合下的墩顶竖向力相对较小，支座数量少且容易布置，而且最

大悬臂状态下的稳定性问题显得次要的情况，采用单柱式墩是合适的。

但对于大跨径刚构一连

续组合梁桥，从以下几方面的研究可见，采用双柱式墩是边主墩的合理型式。

（1）结构受力比较

设单柱式墩的截面尺寸为BX2H双柱式墩为BXH中心距2r，墩高相同，如图7所示。

在其他

条件相同的前提下，经计算，边主墩若采用单位式墩，与采用双柱式墩相比较：

主梁内力：

中跨跨中的MQ,N略有减小，边跨跨中和次边跨跨中的M,QN均略有增大；边

主墩顶和中主墩顶的N,Q均略有增大，变化值不大，但M却增大很多，对边主墩顶：

成桥状态

增大81％，最不利组合增大45％，对中主墩顶：

成桥状态增大1.3％，最不利组合增大

6.l％；

中主墩墩身内力：

N，Q略有增大，M成桥状态增大9%,最不利组合增大8%;

主梁挠度；次边跨跨中汽车荷载挠度增大36％，中跨跨中汽车荷载增大8％。

可见，边土墩采用双柱式可减小上部结构的计算跨径，降低箱梁截面内力和挠度

（2）采用双柱式墩有利于施工阶段最大悬臂状态下的安全性

施工阶段，由于墩身与箱梁临时固结，因此，采用双柱式墩的顺桥向抗弯惯性矩为

U2X[譬+EH,]

而采用单柱式墩的顺桥向抗弯惯性矩为

I=普尹=0.667BH3

对于本桥，前者为后者的5.92倍。

（3）能保证桥梁横向抗风的要求

施工期间，桥梁处于悬臂状态，其横向抗风稳定性尤为重要。

此时墩顶与主梁固接，对于单柱

式墩，当其受到横桥向扭矩后，柱身产生扭转角（见图7），从而产生抵抗扭矩，对于双柱式墩,

桥墩的抗扭能力由两部分组成：

一是两片柱身扭转产生的抵抗扭矩，二是由于柱身产生横桥向

水平力Q从而产生抵抗扭矩，其值为Q与2r的乘积，它是双柱式墩的主要抵抗扭矩。

从数值

上看，后者远大于前者，因此能保证大跨径桥梁横向抗风稳定性的要求。

（4）构造和美观要求最不利组合下墩顶的竖向力决定了支座的数量，大尺寸的大吨位支座的布置及在施工期间墩身与主梁的临时固结构造决定了墩身的最小平面尺寸。

对本桥而言，若采用单柱式墩，其墩身厚度在6m以上，显得过于厚重，与轻巧的中主墩不协调，在材料用量上与双柱式墩相差很少。

3边主墩支座力的平衡措施

由于边主墩距桥梁中心线较远，加上特定的合龙顺序和边中跨比，在不采取措施的前提下，两片边主墩墩身的竖向力会相差较大，这样一会导致支座吨位很大且规格相差悬殊；二来增加基础的工程量。

为解决此问题，在边跨合龙前在外侧悬臂端施加配重能较好的解决。

本桥的设计措施是在边跨合龙前在外侧悬臂端施加90t的永久配重，其与不配重计算结果比较见表1。

袅I岷■与不猊■主集及i•身受力比较

頊n

不配朮

成桥

外片轻向力MtkN）

70057

S7W6

79M4

593*

内片坠向力Ng）

S72U7

112058

73099

79012

1O37SJ

Mft.

盥向力不均匀产生的

262441

-70315

*143

1跖的m

1-lit

可见，配重对平衡边墩墩顶轴力的效果是明显的

最大悬臂状态下顺桥向施工稳定性取决于该状态下的最大不平衡荷载，其由箱梁已浇筑梁段的

自重偏差、挂篮等机具的安装偏差、正浇筑梁段的自重偏差、浇筑时的动力系数偏差、两端挂

篮装拆和移位的不平衡和墩身两侧的风压不平衡等其中的几种相组合得岀，其值往往达loot以

上。

因此，配重施工前采取的有效措施并在良好的施工环境下，配重施工时顺桥向的施工稳定性是可以得到保证的。

4计算模式的处理

中主墩墩身与主梁固结，两者相连接的部位可用综合程序系统的带刚臂杆件单元来处理，能比较准确而简单地模拟构件交汇点的刚域效应。

对于边墩，其对结构总体受力影响很小，一般不计入总体结构计算中，而从中分离岀来，其对结构的效应用该处的约束（单向支承）来代替。

而对于边主墩，其对结构总体受力影响较大，宜计人总体结构计算模型中。

为此，综合程序增

Atx，It0）来

设了两个特殊杆件元，来解决实际结构中非刚性中间节点的约束模拟问题。

在本桥计算中，将P2，P5号墩与主梁间的支座连接约束用两端铰接刚性杆（处理，使计算图式归为全部刚结的形式。

5其他方面

由于主梁受力状态同连续刚构相差不大，因此三向预应力设计基本相同。

但由于施工过程中的

配重措施，必然使得在各合龙阶段施工时，合龙段两端的高程会有所差值，这可以通过设置预拱度或采取加卸载措施进行施工挠度控制于以解决。

另外，由于0号块同连续刚构相比，其边界条件有了变化，应作相应的空间有限元分析。

六、结语

刚构一连续组合梁兼顾了连续梁和连续刚构的优点而扬弃各自的缺点，在结构受力、使用功能

和适应环境等方面均具有优越性。

在大墩位大位移支座逐步开发和应用、悬臂施工技术已相当

成熟的前提下，只要对施工阶段进行合理的安排，施工中采取必要的措施，大跨径刚构一连续组合梁桥不失为受力合理、施工可行、造价经济的方案。

参考文献

[1]王文涛.刚构一连续组合梁桥.北京：

人民交通出版社，1995

[2]杨高中等.连续刚构桥在我国的应用和发展.公路，1998（6）（7）

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人民交通出版社，l999

4]金泰丽等.大跨径预应力曲线连续刚构桥设计.l998年桥梁学术论文集