大跨连续梁控制下挠-上官兴.doc

大跨梁桥长期挠度的控制摘 要自二十世纪五十年代德国莱茵河上采用悬臂施工法建成Bendorf桥以来，悬臂(浇筑)施工法不断改进和推广，使得预应力混凝土连续梁桥已成为许多国家广泛采用的桥型之一。但是近10多年来，我国相当多的大跨梁桥在通车25年后出现持续下挠和跨中底板开裂的现象，挠度最大达32cm。仅湖北和湖南几座桥加固费用已过亿。设计和施工质量甚好的270m虎门大桥辅航道桥，建成通车7年跨中下挠也达20cm，并发现了裂缝。控制大跨梁桥长期下挠已成为我国公路桥梁当前急待解决的难题之一。传统的预应力弯矩MT按运营状态（连续梁）内力包络图进行强度设计。当施工中双悬臂状态所产生的自重弯矩M0大于Mg时，梁内存在偏心弯矩MeM0MT，将造成梁轴线的下挠f。随着大跨梁桥跨径越大，Me越大，所产生下挠值f也越大。而常规的“设置预拱度”的方法虽能够使合拢的跨中标高符合，但由于没有解决力的平衡，使梁内存在初始转角，大跨梁桥合拢后跨中砼徐变将沿转角产生下挠。本文学习用预应力手段去平衡恒载弯矩的“零弯矩理论”，结合在建的苏通大桥辅航道桥（140+268+140548m）连续刚构工程，提出采用“临时斜拉索辅助合拢”和在加大跨中正弯矩区梁高高、增加抗弯刚度EJ等两个措施来控制运营后跨中长期下挠量，可供领导决策参考。关键词：临时斜拉索悬臂施工 加大梁高减少下挠“大跨径梁桥长期挠度的控制” 第一章 绪 论1.1大跨梁桥发展概况31.2大跨梁桥长期挠度的问题41.3 两种不同的预应力设计观点61.4“零弯矩”理论工程实例81.5 本课题研究的主要内容11第二章 长期挠度成因及控制2.1传统预应力设计观点存在问题12 2.2 预应力“零弯矩”理论的深化152.3体外索的引进16 2.4 抗弯刚度EJ的选择17第三章 箱梁的悬臂施工3.1湘潭湘江二桥实例193.2南昌赣江西支特大桥223.3 苏通75m连续梁方案 233.4苏通268m连续刚构桥26第四章 连续刚构桥 4.1 跨中对顶合拢30 4.2 箱梁下缘预应力张拉合拢32 4.3 体外预应力索 33 4.4 跨中预压重 35第五章 工程实例 5.1 苏通大桥辅航道桥概况 37 5.2 结构复算 41 5.3 控制措施 44 5.4 临时斜拉索辅助合拢 45 5.5 体系转换合拢后连续刚构49 5.6综合控制新方法51 第六章 结束语52第一章 绪论 1.1 大跨梁桥发展概况 自二十世纪五十年代德国莱茵河上采用悬臂施工法建成Bendorf桥以来，悬臂浇筑和拼装工艺得到不断改进、完善和推广应用，终使预应力混凝土梁桥已成为许多国家广泛采用的桥型之一。六十年代以来我国开始修建带挂孔的T构，其代表如重庆长江大桥（170m）。由于挂孔接缝的跳车、漏水和行车不平顺，它已不适用于高等级公路。进入八十年代出现使用性能良好的预应力混凝土连续梁，其代表如湖南常德沅水大桥（120m跨，20m宽单箱梁）和广东九江二桥（160m悬拼）。目前最大跨径为南京长江二桥南汊桥（165m连续梁）。1985年开工的广东洛溪大桥（180m）是中国第一座大跨预应力连续刚构；1988年底建成以后显示了它的优越性能：跨越能力大，施工中无需体系转换，不需要大吨位支座，因而在全国大跨领域桥中迅速推广在170m以上大跨梁均为连续刚构桥近。在当今世界跨径大于240m的特大跨径梁桥中，我国占大多数以上（如表1-1）。回顾历史，几座典型桥梁情况简介如下：1、湖北沙洋汉江桥，于1985年建成。主桥为8跨一联的预应力混凝土连续梁桥，跨径为62.4+6111+62.4m，长792m，桥宽12m。上部构造为单箱，梁高根部6.0m，跨中3.0m。桥墩设两个2000t盆式橡胶支座。箱梁采用C40混凝土，24丝5mm高强钢丝束弗氏锚具。悬臂浇筑采用斜拉挂篮。全桥包括引桥总长1818m。该桥是我国首座跨径过百米的长预应力连续梁桥。2、湖南省常德沅水桥1986年建成。桥全长1408m，主桥为84+3120+84m预应力混凝土连续梁桥。本桥是国内首座20m宽的单箱梁桥。梁高根部6.8m，跨中3.0m。双向预应力配筋，采用大吨位XM锚具。箱梁施工中首例实现无平衡重万能杆件挂篮悬臂浇筑。每个桥墩设4个2000t盆式橡胶支座。3、广东省洛溪桥于1988年建成，为我国建造的第一座预应力混凝土连续刚构桥。桥全长1916m。主桥为65+125+180+110m。长480m，单箱宽15.5m，梁高310m。桥墩为双肢薄壁柔性墩，2.20.8m箱型截面，高29m。主梁采用三向预应力，VSL锚具。纵向束用31根12.8mm钢绞线，张拉力4275kN，钢丝最大长度逾190m。主梁施工采用万能杆件挂篮悬臂浇筑。65m和110m两边跨先合拢，然后125m和180m两跨同时合拢。该桥的建成促进了我国连续刚构桥的迅速发展。4、湖北省黄石长江大桥于1995年建成。全桥长2580m。主桥为162.5+3245+162.5m。五跨1060m一联预应力混凝土连续刚构桥，桥面连续长度为世界之最。单箱宽19 .5m,梁根部高13m，跨中高4.1m，三向预应力。纵向预应力为3112.8高强低松驰钢绞线，张拉吨位为4271kN。横向预应力束采用412.8扁锚体系，张拉吨位为551kN。竖向预应力筋采用32mm精轧螺纹粗钢筋，张拉吨位为542kN。主墩为双壁式，双壁中心距为10.5m，墩高44.748.40m，柔度满足主梁伸缩变形要求。悬臂施工挂篮自重及施工荷载控制在1350kN以下。该桥是长江上第一座连续刚构桥。5、广东虎门大桥辅航道桥（主孔270m）1997年建成为中国最大跨径连续刚构桥。跨径为150+270+150m。桥面宽33m，由双箱组成，梁高根部14.8m，跨中5.0m。采用三向预应力。箱梁采用悬臂施工，分为31段，每段重238t。桥墩为双柱式空心墩，高约30m，采用提升模板施工。1.2 大跨梁桥长期挠度的问题 近10多年来，我国不少大跨径梁桥通车后出现持续下挠的现象。主跨245m的黄石长江大桥，通车运营以来跨中下挠已达32cm，出现大量裂缝。主跨270m的虎门大桥辅航道，从1997年建成通车以来跨中下挠已达20cm也发现裂缝。广东省南海金沙大桥主桥（66m+120m+66m）连续刚构，使用不满9年跨中梁体产生严重下挠，箱梁腹板伴随着出现大量斜裂缝56。一些省市主管部门对大跨梁桥及时地进行了加固处理。其费用十分可观。不同跨径桥梁跨中下挠平均速率，从国内一些大跨梁桥的实测记录分析如下：L100160m f徐0.51cm/年L160220m f徐12cm/年L220270m f徐23cm/年表11 240m以上连续刚构桥一览表序号桥名国家建成年跨径截面备注1斯托马桥挪威199894+301+72单室箱主跨中部182m用轻质砼；边跨梁内填砾石2拉夫特桑德特大桥挪威199886+202+298+125单室箱桥在R3000m平曲线上，中部224m轻质砼，边跨压重3虎门大桥辅航道桥中国1997150+270+150双单室箱桥在R=7000m平曲线上，C55砼4苏通长江大桥辅桥中国在建140+268+140双单室箱(在建)跨中设体外索5云南元江大桥中国200358+182+265+194+70单室箱桥高163m6门道桥澳大利亚1985145+260+145单室箱边跨悬出与引桥相连7宁德下白石大桥中国2003145+2260+145双单室箱梁底用1.6次抛物线8泸州长江二桥中国2002150+252+55单室箱边跨重力式锚碇桥台，C60砼9Schottwien桥奥地利1989250单室箱四跨连续刚构10Doutor河桥葡萄牙1991250单室箱双线铁路11重庆黄花园大桥中国1999137+3250+137双单室箱连续长度1024m12马鞍石嘉陵江大桥中国2001146+3250+146双单室箱双幅，连续长度1042m13宜水路金沙江大桥中国2005140+249+140单室箱（在建），C65砼14黄石长江大桥中国1995162.5+3245+162.5单室箱连续长度1060m，C55砼15江津长江大桥中国1997140+240+140单室箱C50砼16重庆嘉陵江大桥中国1997140+240+140双单室箱-, , 17重庆龙溪河大桥中国1999140+240+140双单室箱-18贵州六广河大桥中国2002145+240+145双单室箱桥墩高73m和90m大跨梁桥跨中下挠和底板开裂影响了桥面的平整度和结构的耐久性。控制大跨梁桥长期下挠已是我国预应力砼连续梁（刚构）桥当前亟待解决的难题。由于它是一门十分复杂的学问，影响因素也特别多。国内工程界已从不同的领域采用过不同的方法进行过不少研究，但都奏效均不大。当前桥梁建设大好形势迫切需要一种新思维的产生。对大跨梁桥设计理论所存在的问题要进行反思，对传统方法的要勇于破除迷信。在解决长期下挠问题的新征途中，新的一代将得到成长。当跨中设在双坡竖曲线范围内的大跨连续梁桥，其跨中下挠的线型只相当于增大竖曲线的半径R而已，在外观上不会出现突变。但苏通大桥辅航道桥处于1.5的单坡上，如果跨中在建造时产生过大的抬高、运营后又发生过大的下挠，两者都将破坏全桥线型的平顺，影响高速行车的舒适性。如果提出桥面在1.5单坡上挠度变化在10cm以内的要求，这是该工程的难点所在。力求使跨中长期下挠和主梁开裂的历史在苏通大桥辅航道268m桥跨不再重显，是新世纪中对我们的期望。本课题配合这种需要来进行大跨梁桥长期下挠的专题研究。1.3 两种不同的预应力观点当今关于悬臂施工大跨梁桥预应力设计，有两种截然不同的观点。1.3.1 传统预应力设计观点公路桥涵设计手册梁桥指出：预应力束应根据最不利荷载组合下的弯矩、轴力、剪力包络图（不含预应力及相关内力）进行预应力筋的合理配束。传统观点是以强度为控制目标。预应力弯矩MT选择成桥后运营状态（连续梁）为基本图式（按最终状况的一次落架状态），通过运营状态的内力包络图，按保留一定压应力储备原则来设计。为了控制施工中梁顶面的标高符合设计线形，通常采用“挠度反向设置法”（即预拱度）。在双悬臂施工中梁的安装标高还要根据分块施工预应力大小以及梁段标高实测情况，通过复杂的工程控制计算来确定。然而在双悬臂施工中所发生的M0远大于MT，因此，在建造结构的过程中就存在不平衡弯矩MeM0MT，由此双悬臂梁中必然产生挠度f1。采用预拱度的做法只能减小施工合拢前的挠度f1，该不平衡Me在预拱度中并不能消除，所以合拢后Me在连续梁中又要产生新的挠度f2，随着时间的增长，砼徐变也沿合拢前存在初始状态转角将产生后期挠度f3，大跨梁桥总挠度f= f1+f2+f3不断发展的根本原因在于梁体的恒载弯矩Me。传统的预应力设计由于观点被列入设计手册和规范，所以运用该方法设计的梁桥占到绝大多数。可以说正是采用传统的预应力设计观点才出现了成桥若干年后跨中持续下挠的现象。1.3.2 预应力的“零弯矩”设计观点1988年范立础院士主编预应力砼连续梁书中301页中，提出一种减少由混凝土徐变引起次应力的途径10：即选择预加力引起的弯矩，使它刚好抵消建造过程中产生的弯矩，这样结构不产生挠度，砼徐变对结构的影响也被消除。此方法简称“零弯矩”。新观点以挠度为目标控制，其特点是用预应力的配置来抵消悬臂施工自重弯矩Mg保证了施工中梁各截面恒载弯矩MiMtMg0时，即消除了挠度和梁初始转角。这样当砼徐变发生时，梁体仅有轴向位移而不产生挠度，这样就可以不设预拱度。早在80年代末期在修建洛溪大桥180m连续刚构时，湖南和广东一些工程师就对“预拱度法”提出了质疑。认为“预抬高”不能解决力的平衡，因此不能消除合拢后箱梁后期的继续下挠。在他们主持的工程中采用了预应力“零弯矩”的观点，修建了近十座连续梁桥，都取得了方便施工、简化工程控制和后期下挠较小的效果。由于我国连续梁桥修建历史不长，两种观点对后期下挠的效果一时分辩不出，对方争议时间达十年之久。2004年被认为设计和施工质量都很好的广东虎门大桥辅航道桥（270m）下挠20cm并发现裂缝的事实震惊了桥梁界，促使大家对传统方法进行反思。下面着重介绍大家都不熟悉的“零弯矩”观点，通过为数不多的工程实例来探索解决大跨梁桥长期下挠问题的出路。1.4“零弯矩”理论工程实例1.4.1、1989年在广东佛山石南大桥（130m连续刚构）。为了充分利用广东九江大桥剩余100多吨7进口平行钢丝，专门研制了新型77平行钢丝群锚（DXFM21）锚具来代替昂贵的钢绞线J15.24（当时9000元/吨）和VSL锚具。由于7平行钢丝不宜平弯，故预应力全部采用了直索，并运用了“零弯矩”理论。为此专程请教了同济大学。在范立础院士的指导下，终于在中国首例完成按“预应力零弯矩理论”设计的连续刚构桥。石南大桥1991年建成通车，运营至今情况良好，拱顶下挠甚少，经检查无裂缝。1.4.2、1993年建成湖南湘潭湘江大桥是我国首座采用“连续千斤顶”做起重设备的拼装连续梁，桥跨690m，单箱宽20m，吊重100t。考虑到四个桥墩8个面均共用一套模板，故要求预制、拼装和运营三个阶段的梁面标高一致，所以施工图设计中预应力改用“零弯矩”理论配索，不设“预拱度”。实施中各梁块高程误差小于5mm，90m跨中合拢高程误差为 3mm，如此高精度是前所未有的，显示了新理论的威力。1993年12月湘潭二桥提前建成通车，二年后复测跨中挠度无变化，而将原留在跨中下缘的预应力备用索取出。施工情况详见文献11 ，如图1-1和1-2。从湘潭二桥开始，先进的“预制拼装工艺”得到推广，最大跨径为160m（广东九江二桥）。1.4.3为了充分利用基础工程所设置的缆索起重机，湖南省三座连续梁桥都采用预制拼装新工艺来加快工程进度。这些桥由于预应力按悬臂图式零弯矩理论设计，可不设预拱度，工程控制十分简便，均由施工单位进行。图1-3、1994年建成安乡大鲸港大桥（850m，双幅） 1-4、1996年建成益阳资江二桥（680m，双幅） 1-5、1998年建成常德石龟山澧水大桥（480m，桥宽10m）文献1213也介绍了广东省多座悬臂施工连续梁桥的所采用分阶段配索方法：即悬臂施工阶段“按零弯矩”平衡配索，合拢后所配置后期索满足使用阶段要求，最后配置竖向预应力满足抗剪要求。这种相应恒载施工、分阶段配索的方法有利于控制施工挠度和减小长期徐变变形。根据文献中的介绍，在某47m+70m+45m三跨连续梁的工程实践中取得了较好的效果。图1-1. 90m桥跨、20m宽箱用连续千斤顶悬拼图1-2. 690m跨湘潭二桥建成图1-3. 850m缆吊拼装的安乡大鲸港大桥图1-4. 680m悬吊拼装的益阳二桥 图1-5. 480m缆吊拼装常德石龟山大桥1.5 本课题研究的主要内容本人在学习前人研究成果的基础上，从调整结构预应力设计改善结构受力状况的角度出发，力求在结构上获得控制大跨梁桥长期挠度的实用方法。、对传统预应力设计观点进行反思，分析它产生长期下挠的根源。、将“零弯矩”的设计观点进一步深化，使之更加全面和完善。对于特大跨径梁桥还要特殊设计。同时提出一些主动、有效的控制长期挠度的新措施。、结合正在建设中的苏通长江大桥辅航道桥（跨径组合140m+268m+140m连续刚构桥），对传统方法和按新观点所产生的长期挠度进行比较。第二章长期挠度成因及控制 预应力的设计直接影响到结构受力和施工线型，并与运营后长期挠度的控制是息息相关的，因此它是解决长期下挠问题的关键所在。从这个意义上说，只要对预应力进行了合理的设计，就能够从源头上解决问题。本章从传统预应力设计观点分析入手，探讨大跨梁桥产生长期下挠的原因。通过对“预应力零弯矩”设计理论的深化，为控制长期挠度的增长提出一种新思路。2.1 传统预应力设计观点存在问题2.1.1图式。传统预应力混凝土梁桥配索设计，所选基本结构是桥梁最终状态运营状态的连续梁图式。先假定在支架上浇筑箱梁,按一次落架计算连续梁恒载弯矩Mg。其特点是恒载弯矩图比较缓和，与悬臂梁弯矩M0相较，正、负弯矩绝对值均更小（支点负弯矩M约为2 M0/3，跨中正弯矩M约为M0/3）。再计入活载、温度、混凝土收缩等因素，作出运营状态的总弯矩M包络图，由此配好连续梁内的预应力索。设计的原则是控制不出现拉应力并预留一定的压应力储备。在传统的设计观点中，对恒载（长期持续荷载）和变化荷载（活载及附加力）是同等对待的。预应力的设计既要考虑恒载又要同时考虑变化荷载的作用，这样使得预应力的设计不能完全针对起主导作用的恒载，也不可能实现零弯矩，所以产生施工中挠度是必然的。2.1.2预拱度。为了控制悬臂施工中梁顶面的标高符合设计线形，设计被迫采用设置预拱度的方法。即将梁的下挠值f反方向加在预制厂的梁底模板上，使梁面有一个抬高量，这个预抬高称“安装标高”。施工线形中实际包含了多种预拱度14:恒载预拱度、活载预拱度和徐变下挠预拱度。恒载预拱度fg是指在桥梁的架设过程中预先将梁部结构设置一向上的拱度(计算挠度的反向值)。桥面系自重挠度f2是属二期恒载所造成的(属连续梁体系)。活载预拱度fp则是考虑到使梁在运营状态时也能保持设计线形状态，一般在线路设计线形上叠加一均布活载的反向挠度值，在大跨桥梁中均布活载所产生的挠度值一般很小。此外，形成连续梁后还有若干年后砼徐变产生的挠度ft，它主要与砼材料性质和施工状况有关。实际施工中，梁的“安装标高”还要根据分块施工预应力大小以及梁段标高实测情况，通过十分复杂的计算来确定。此项工作俗称“工程控制”。2.1.3 连续梁悬臂施工中实际图式是双悬臂梁。其支点自重弯矩Mg与简支梁图式的跨中弯矩M0的绝对值相等。双悬臂图式支点自重弯矩Mg与从运营连续梁状态弯矩MN存在着一个差值MeMNMg（为绝对值之差，约为M0/3）如图2.1以苏通大桥268m连续刚构为例，计算各种因素所产生的弹性下挠f43cm。弯矩差Me作用在双悬臂梁上，故必然产生挠度f，在相应的结构各个截面上、下缘都存在不平衡的应力和相应的初始转角。传统观点按挠度反向设置好预留拱度，虽能做到合拢时的梁面标高符合设计要求，但却不能消除梁内所存在的不平衡内力Me。所以结构合拢后弯矩差Me仍然作用在连续梁体系上，将产生相应的挠度f和初始转角。很显然，合拢后由弯矩差Me产生的总的初始挠度为f+ f，相应的总的初始转角为+。并且，随着时间的增长，砼徐变产生后梁仍能沿合拢前存在初始转角的状态产生后期挠度。从我国大跨梁桥长期下挠13cm/年速度，可见后期挠度的数值还是相当可观的，它数倍于弹性挠度。应当特别指出采用梁面预抬高的老办法，它并不能改变结构的受力状况及其初始状态，将必然产生长期挠度问题，应当抓住这个问题的根源，从改变传统的设计预应力的观点入手，以消除结构的不平衡内力的手段来消除每一个阶段的挠度和初始转角，达到控制长期挠度的目的。2.2预应力的“零弯矩”理论的深化湖南和广东一些桥梁专家在连续梁中所持的预应力“零弯矩”设计观点，是从施工顺序出发，先以悬臂梁为基本图式，通过预应力手段取得了力学上平衡，由此不设预拱度，使施工的立模安装标高与成桥标高能够保持一致。这样不但极大的简化了工程控制，而且实践证明它对控制长期挠度的效果也十分理想。零弯矩设计初期它主要偏重于双悬臂施工阶段的预应力配置，但对合拢后连续梁状态中还有桥面二期恒载和长期活载的作用，它们在连续梁上又产生新的弯矩M，又相应出现新的挠度，此时箱梁顶、底板中的预应力已对它们毫无办法了，所以本文要将“零弯矩”观点进一步深化。2.2.1大跨梁桥的恒载众所周知恒载（含一期恒载及其二期恒载）是大跨梁桥的主要矛盾(见表21)161732，其弯矩Mg占到总弯矩M的80以上，更是使结构产生长期挠度的主要方面。由于传统的预应力设计不是全部针对恒载而设置，它没有抓住这个的主要矛盾，就不能解决长期下挠问题。但恒载形成经过双悬臂施工、连续梁合拢、桥面浇筑以及运营等四个阶段。因此在大跨梁桥中也要分阶段设计预应力，使其满足不同阶段恒载“零弯矩”的要求。应当特别注意：在这点上它与传统的“一次性到位”的预应力设计方法是截然不同的。表21 恒载弯矩占总弯矩的比例项目苏通北岸引桥赣江西支特大桥苏通大桥辅航道桥主跨跨径（m）75110268恒载弯矩/总弯矩82%85%83%2.2.2恒载零弯矩原理为什么恒载弯矩为零最终导致挠度也为零呢？可以用挠度计算的基本公式来论证：由于预应力弯矩MT与自重弯矩M0相平衡，使梁内弯矩Me0 （2-1）那么根据图乘法原理，可计算出相应梁的挠度也为零15。 （2-2） 式中： Mo:悬臂自重弯矩 MT :预应力弯矩 Me：梁内弯矩 M：单位力（P1）作用在跨中所产生的梁内弯矩采用“零弯矩”观点设计预应力后悬臂施工状态的内力和变形就等同于满堂支架整体建造状态。所以合拢后恒载混凝土徐变的次内力值也大幅度减少，能使徐变的下挠值也趋近于零。2.3体外索的引进2.3.1连续梁（刚构）合拢后，接着施工桥面系g2（二期恒载）；进入运营阶段，还要承受均布活载gp1.05（t/车道）。这两者统称为连续梁图式的后期均布恒载gp，它将产生不小的跨中挠度ft，这也是大跨梁桥长期下挠f的一个主要组成部分。 无论传统的“预抬高”和“预应力零弯矩法”都只能解决合拢前的跨中标高问题，使其施工挠度绝对值尽量少发生在跨中。但这两种手段都不能阻止ft的产生。苏通大桥268m连续刚构，为了控制长期挠度fp的发展，在箱梁内设置了体外索R.如图2-3.如果设计恰当，能使它所产生的弯矩MR恰好和后期均布荷载（Pp）所产生的Mgp相反，则实现了运营状态的零弯矩。 图2-3 预应力体外索图中符号： 桥面荷载g2 箱梁自重g1 车道荷载中的均布荷载gp后期总荷载gg2gp所产生的连续梁弯矩MpR：体外索拉力 z：体外索到中性轴距离 MR ：体外索产生的梁内弯矩zR2.3.2由图可见，要使体外索产生比较明显的效果，跨中的梁高Ds应该有一定的高度。Ds愈大体外索弯矩MR愈大，效果愈好，Ds愈小则MR值小，效果不明显。由此得到一个新概念：即体外索是解决桥面均布荷载产生长期下挠的一个重要方法。2.4抗弯刚度EJ的选择连续梁（刚构）桥在运营中随时间t的增长将产生长期挠度ft，其值大小由前叙（2-2）计算公式可见有几个影响因素。 ftMeMds/EJ (2-2)前叙的预应力“零弯矩”方法是用预应力手段MT减少自重弯矩M0使梁内弯矩Me值降到最小程度。但是无论如何努力，由于构造、工艺等种种原因，梁内的弯矩Me在各个截面总不能全部为零，因此长期挠度ft产生是不可避免的。因此一个好的设计是如何采取措施，使ft值受到控制。2.4.1梁EJ.在Me值一定的情况下控制ft拱度的关键因素是增大主梁抗弯刚度EJ。其中E是箱梁砼弹性模量，J是截面惯性矩（JbD3/12）,与截面高度D3成正比。所以要保证跨中一定的梁高Ds、增大惯性矩J、那么后期挠度ft值就会急剧减少，这比其它方法见效得多。现以苏通大桥268m连续刚构为例，跨中不同梁高在g27（t/m）（桥面重）及g2.04(t/m)均布活载的共同作用下g7+29（t/m）如表2-2.表2-2 不同梁高ft比较梁高D(m)惯性矩J(m4)抗弯刚度EJ （Tm2）106连续刚构拱度ft（cm）比较4.50m37.4313112.51005.0453.8518812.1976.1596.3633710.5847.25157.05509.2748.10213.237468.366注：E3.5106（t/m2）2.4.2跨中梁高及线型选择苏通大桥跨中梁高D4.50m是按传统方法确定的，高度偏矮，不能实现体外索张拉使后期荷载g9(t/m)所产生的弯矩为零。因此如果梁高加大到D7.25m时，能使挠度减少26。由此可见目前箱梁底板惯用抛物线型确定梁高的方法将跨中部分梁的惯性矩削弱过大，造成抗弯刚度EJ不足。如果跨中0.4L部分梁高采用直线形，加大EJ则对减少ft有良好的效果。 2.4.3跨中部分箱梁采用预制拼装 众所周知箱梁砼的弹性模量E是随时间增长而加大的。目前在悬臂施工中由于加入早强剂使其强度三天就能达到设计强度要求，但弹性模量没有达到。这也是造成挠度增大的一个重要原因。因此苏通大桥要求砼养护710天才能张拉预应力，但影响工期。一个较好的解决的办法是跨中部箱梁采用预制拼装新工艺，将跨中直线设梁体在预制场存放36个月，使其砼收缩徐变提早完成，弹性模量E也可提高1030%。这样使运营中长期下挠值ft也相应减少1030。第三章 箱梁的悬臂施工大跨径梁桥通常都采用悬臂施工工艺，在合拢前是最不利的工况。前叙“零弯矩”理论就是抓住这个矛盾，提出箱梁上缘预应力弯矩MT有意识地按抵抗箱梁自重悬臂弯矩Mg原则设计。终使各个截面所预留的弯矩Me（MgMT）甚小，因此合拢前的箱梁挠度和转角均接近零；这样悬臂施工状况和满堂支架整体建造状况是雷同的。国内用这种理论建造的连续梁只有十余座，由于大多数桥梁工程师都不熟悉。故本章汇总四座实例予以详细说明。3.1 湘潭湘江二桥实例湘潭湘江二桥全长1830.4m。其中主跨为50+590+50m变截面连续梁。3.1.1、箱梁尺寸如表3-1，高5.42.5m，宽20.50m，腹板厚从1m变至0.35m；底板宽度从8.0m变至9.16m；底板厚度从0.66m变至0.25m；顶板厚度0.530.31m。截面面积A19.110.9m2；中性轴Y上3.041.03m；惯性矩J97.6110.41m4 ，110m跨径预制箱梁拼装的自重弯矩MgXiPi。施工中临时支点最大弯矩Mg129688t.m表3.1、90m连续梁悬臂施工自重弯矩Mg1节段号MP(t.m)M1(m)ds(m)EI1/(E.I)MPM1ds/(E.I)累加值左边右边左边右边左边右边(t/m2)(m4)(1/t.m2)(cm)(cm)14475695 404.0 4.0 2E+0610.7 10.4 4.28E-084.4E-080.0162806270.02 135121179 844.0 4.0 2E+0611.5 10.7 3.99E-084.3E-080.0730883640.09 127661707 1284.0 4.0 2E+0612.9 11.5 3.56E-084E-080.174350060.26 116831948 16124.0 4.0 2E+0615.0 12.9 3.05E-083.6E-080.2330639810.50 104392004 20164.0 4.0 2E+0618.0 15.0 2.54E-083.1E-080.2404758060.74 92751784 23.5203.5 3.5 2E+0621.5 18.0 2.12E-082.5E-080.1827560280.92 81621750 27243.5 3.5 2E+0626.2 21.5 1.75E-082.1E-080.1661203521.09 71351742 30.5273.5 3.5 2E+0632.1 26.2 1.42E-081.7E-080.1541547461.24 63051914 34313.5 3.5 2E+0640.6 32.1 1.13E-081.4E-080.1659616541.41 57752214 37343.0 3.0 2E+0648.9 40.6 9.35E-091.1E-080.1673329961.57 427452884 40373.0 3.0 2E+0655.5 48.9 8.24E-099.4E-090.2854291821.86 327144926 43403.0 3.0 2E+0667.0 55.5 6.82E-098.2E-090.3629822732.22 240585199 46433.0 3.0 2E+0680.9 67.0 5.65E-096.8E-090.386954122.61 160046858 49463.0 3.0 2E+0697.6 80.9 4.68E-095.7E-090.4740598993.08 3.1.2、预应力设计单箱梁上缘宽20cm，纵向预应力全部直锚在顶板上，每一个截面共六孔。设计预应力采用钢绞线，采用XM15-12锚具。有关计算系数如下：直径j15.24 ；面积A=1.4cm2；极限抗拉强度max1860Mpa18.6t/cm2；单根钢绞线破断拉力 NmaxAmax26t，考虑平弯、竖弯等损失后，使用预应力按0.55 Nmax计，N0.55 Nmax0.552614.3t=143KN/束12束172t/孔.截面上缘悬臂预应力有三种类型，分六层布置。预应力孔道中心距外边缘距离a，与中性轴距离zY上a，。预应力N所产生的弯矩MNN*z。施工中临时支点弯矩MN131350t.m，大于悬臂自重支点弯矩Mg129688t.m，为自重弯矩的105.6%。由自重及其预应力弯矩图可知（见图3.1），原设计所配置的上缘预应力所产生的正弯矩能够完全抵消自重的悬臂负弯矩，并且还留有一定的富余，因此施工时箱梁体产生小于1cm的上抬挠度。图3.1、90m连续梁上缘预应力设计3.1.3施工中要点（详见文献 ）、分段.预制块以100t重量为准，调整各段长度。、块缝.采用干、湿混合型式：即腹板为预制齿块用环氧树脂胶粘缝。顶、底板留有0.50m槽口，箱块合拢的当天晚上焊接钢筋，用微膨胀砼填槽。这种方法适合木模板、预制精度不高的桥梁。由于顶、底板属于钢筋砼，整体性得到保证，防水性能好。、固定.箱块吊装就位后，先用临时精轧螺纹钢32张拉固定（上4下2），然后脱吊钩穿纵向预应力，张拉后移动挂篮。、调力.每两块箱梁顶面对应纵向预应力锚头处留两个3080cm的槽口。当因纵向预应力过大箱梁上抬量超过2cm时，可留此孔不张拉。以后如箱梁下挠时可回头用YC20小千斤顶采用分索张拉法补拉。这样以增、减手段来调整上缘预应力的大小。、标高控制.采用“直接错位法”，即降预应力孔道由8cm加大至10cm，拼装时误差如在1cm范围内可用提升千斤顶直接升、降箱块，使其与设计标高相符。与传统分“垫片转动法”相较，误差不传递，直接消除。、吊装速度.一个桥墩2块/天，总平均速度（ 孔/月），可同时两个墩工作，每块工作周期三天。3.2 南昌赣江西支特大桥1.箱梁尺寸.高2.56.3m，宽17.35m，腹板厚从0.5m变至0.4m；底板厚度从0.66m变至0.25m，顶板厚度0.26m。截面面积A19.110.9m2；中性轴Y上3.041.03m；惯性矩J97.6110.41m42.110m跨径连续梁现浇，自重弯矩MgXiPi。施工中临时支点最大弯矩Mg139415t.m3.主梁纵向预应力布置，顶板纵向预应力采用“平弯”方式在腹板顶部锚固，一个截面共六孔。设计预应力采用钢绞线，有关计算系数如下：直径j15.24 ；面积A=1.4cm2；极限抗拉强度max1860Mpa18.6t/cm2；单根钢绞线破断拉力 NmaxAmax26t，考虑平弯、竖弯等损失后，使用预应力按0.55 Nmax计，N0.55 Nmax0.552614.3t=143KN/束图3.2、110m连续梁上缘预应力设计4.截面上缘悬臂预应力有三种类型，分六层布置。预应力孔道中心距外边缘距离a，与中性轴距离zY上a。预应力N所产生的弯矩MNN*z。预应力支点弯矩MN148386t.m，大于悬臂自重支点弯矩Mg139415t.m，为自重弯矩的122.8%。本设计所配置的上缘预应力所产生的正弯矩能够完全抵消自重的悬臂负弯矩，并且还留有一定的富余，在施工时箱梁体产生少量的向上挠度（小于1cm）。注意到拱度计算中应采用受弯E值。其中：50预应力砼受压弹性模量E3.5104Mpa3.5106（t/m2），E为受弯弹性模量E0.625E0.6253.51062106（t/m2）5.110m跨箱梁恒重P箱梁5346+桥面9076253t， 其中梁自重G05346t，占85.5。在合拢形成连续梁状态后，再施工的第二期恒载（桥面系）重G8.245110907t，它仅占恒重的14.5，但要产生后期挠度，可以用张拉下缘预应力索来解决。3.3 苏通75m连续梁方案3.3.1原设计复算.箱梁尺寸，高4m，宽16.4m，腹板厚从0.9m变至0.4m；底板厚度从0.8m变至0.25m，顶板厚度0.25m。截面面积A3111m2；中性轴Y上1.781.29m；惯性矩J46.923.3m4.75m跨径预制箱梁拼装的自重弯矩MgXiPi。施工中临时支点最大弯矩Mg119570t.m.主梁纵向预应力布置，顶板纵向预应力采用“平弯”方式在腹板顶部锚固，一个截面共四孔。设计预应力采用钢绞线，有关计算系数如下：直径j15.24 ；面积A=1.4cm2；极限抗拉强度max1860Mpa18.6t/cm2；单根钢绞线破断拉力 NmaxAmax26t，考虑平弯、竖弯等损失后，使用预应力按0.55 Nmax计，N0.55 Nmax0.552614.3t=143KN/束.截面上缘悬臂预应力有三种类型，分六层布置。预应力孔道中心距外边缘距离a，与中性轴距离zY上a。预应力N所产生的弯矩MNN*z。施工中临时支点弯矩MN114008t.m，小于悬臂自重支点弯矩Mg119570t.m，仅相当71.6%。由此可见按运营连续梁状态所配置的上缘预应力所产生的正弯矩，不能完全抵消自重的悬臂负弯矩，因此必然产生下挠，这就是问题的结症所在。悬臂施工中弯矩见图3.3。.75m跨箱梁恒重P3300t， 其中梁自重G02800t，占85。在合拢形成连续梁状态后，再施工的第二期恒载（桥面系）重G500t，它仅占恒重的15。从两者重量之比，也可以说明以15的重量所处的图式（连续梁）来“倒拆”85的重量所处的图式（双悬臂）显然是不合理的。图3.3、 75m箱梁用跨墩吊机悬拼3.3.2悬臂施工的挠度:.弯矩差Me。将双悬臂自重弯矩Mg和预应力弯矩MN相减 ,可求得两者弯矩差Me。（MeMgMN）施工中临时支点位置MN15562t.m，相当自重弯矩Mg1的28.挠度f。差值Me具有支点大，跨中小的特点。这说明了设计按运营状态（连续梁图式）配置预应力与实际情况（双悬臂图式）不同所在。由此所产生的跨中最大挠度 f= 式中：50预应力砼受压弹性模量E3.5104Mpa3.5106（t/m2）E为受弯弹性模量E0.625E0.6253.51062.19106（t/m2）各截面惯性矩 Ji由于底板、腹板厚度不同，所以是一个变数。f12 3.5472104/2.19106=0.016(m)1.6（cm）.按同样方法可求得其他各点挠度。本桥挠度较小主要原因是跨中主梁截面较高4m(为方便施工，全跨为等截面4m)。应当指出悬臂施工中留有挠度和转角，砼徐变按此作为初始状态。按10年后f徐等于三倍f12计，则徐变下挠值f徐31.624.86(cm)，相当跨径75m的L/1543,其绝对值十分可观。3.3.3按“零弯矩”设计.如图3-4按设计所有的预应力悬臂索号、位置均不变，仅改变每孔中的钢绞线根数，以满足MeMgMN0的要求。与原设计比较如表3.2。增减钢绞线数为（16）根到（5）根。总索力达13842(t),与原设计N0=9865(t)增加40%(但后期跨中正弯矩索可减少)。将零弯矩预应力弯矩MN和箱梁自重弯矩Mg相减，求得各截面两者弯矩差Me(-744(t.m)1095(t.m)。将带正(负)弯矩但绝对值甚小的Me作用在双悬臂上，用图乘法求得挠度0.20(mm)，可见已基本达到“零位移”的效果。表3.2、75m桥跨预应力修正项目原设计零弯矩配索比较下弯索W12*15j15.24=429t2*25j25.24=715t+10W22*15j15.24=429t2*25j25.24=715t+10W32*15j15.24=429t2*19j25.24=544t+4W42*15j15.24=429t2*25j25.24=715t+10W52*15j15.24=429t2*12j25.24=343t-3悬 臂 索T14*12j15.24=686t4*25j25.24=1430t+13T24*12j15.24=686t4*25j25.24=1430t+13T34*12j15.24=686t4*15j25.24=858t+3T44*12j15.24=686t4*25j25.24=1430t+13T54*12j15.24=686t4*25j25.24=1430t+13T64*15j15.24=858t4*31j25.24=1773t+16T74*15j15.24=858t4*19j25.24=1087t+4T84*15j15.24=858t4*19j25.24=1088t+4T94*15j15.24=858t4*19j25.24=1089t+4T104*15j15.24=858t4*9j25.24=515t-6T114*15j15.24=858t4*5j25.24=286t-10图3.4、75m箱梁零弯矩设计.计算表明，范立础院士在预应力混凝土连续梁书中所提出的零弯矩理论在B1标75m连续梁中可以得到证明。在工程运用中按原设计预应力索布置位置不变的前提下，仅仅改用不同波纹管道的直径以便放置不同根数的钢绞线就能达到零弯矩和零位移的目的。3.4、苏通268m连续刚构零弯矩设计上叙三个实例桥梁跨径均小于150m。按传统理论（连续梁图式）所设计的上缘预应力弯矩MT与悬臂施工的自