大跨径刚构一连续组合梁桥结构设计与探讨

1、大跨径刚构一连续组合梁桥结构设计与探讨 作者： | 来源： | 时间： 2006-3-2 9:37:52 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、计算模式以与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

2、，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与应用1 结构特征与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 10

3、60m 。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

4、 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

5、桥，其技术设计阶段主桥为 127 3 X 232 127 = 950m 的五跨预应力混凝土刚构一连续组合梁体系，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 + 6 X 100 460 = 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

6、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 +

7、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，边主墩与边墩墩 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= 510m , 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界石 爭回cm

8、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 5m。P2P5两号墩桩基础 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，40m，37.5m，均按支承桩设计。下部构造平面布置如图2.P3,P

9、4与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。MH(kc) . (ow), (oat) .(ozriS2LOK 1 D 布 1 OCZ1临H52 i3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 ) X X。箱梁拟采用对称悬臂现浇施工工艺，施工梁段长度分为3m

10、, 4m ,5m三种类型，0号块现浇段17m，合龙段3m。1/2标准跨的分块布置为：(1/2 ) x120m。最大悬臂施工17m + 10 x 3m + 10 x 4m + 8 x 5m +(1/2 ) x 3.0m =长112 .5m，共28对施工块件，块件重量在 140.8234.5t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

11、 + (1.02 / 114 ) Xx变化。箱梁仅在墩项与梁端设横隔板，墩顶横隔板位置与厚度与每 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，控制张拉力 542.8kN.箱梁典型断面纵向预应力钢束布置见图4.4.结构分析(1 )计

12、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。(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 。挂车：按全桥布置一辆考虑，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 20 C,降温20 C；梁体温差考虑了由

13、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与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 5 C；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5 C,降温时，两片墩身的一侧和中间比另一侧高 5 C。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）施工方法与主要工况拟采

14、用悬臂浇注法施工。为确保施工阶段单 T 的顺桥向抗弯与根桥向抗扭稳定性，将 P 2、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；施工基础与墩身，悬臂浇筑至最大悬臂状态，形成单T;满堂支架浇筑边跨现浇段，配重施工；边跨合龙，现浇段支架拆除；次边跨合龙；中跨合龙， 形成结构体系对施加二部恒载；运营。（4）计算参数与荷载组合 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 ，收缩特征终级预应力：松弛率0.03，管道摩阻系数0.22，管道偏差系数0.001 , 端锚具变形与钢束回缩值0.006m。考虑五种组合：恒十汽；恒十汽

15、十温度；恒十挂；恒十满人；恒十汽十温度 +船撞力。(5) 计算结果主梁成桥状态与组合的内力包络图见图6:w-ISCn+ira r * Z：lL:J w 11丄irrnuiT ll；!：；：!l aft it* in1M-I5i:E;:lll:I 1tt *RiIT|ii 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，组合混凝土应力最大约171kg /平方厘米，最小约 10kg /平方厘米，组合混凝土应力最大约 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

16、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，对结构形式与主墩厚度作了计算比较。比较的方案有138 + 3 X 240 + 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 + 3x 240 + 138 (m)刚构一连续组合梁方案， 固接墩厚 2.5m ; 138 + 3 x 240 + 138 (m) 刚构一连续组合梁方案，固接墩厚 2.lm 。经过计算分析得出如下结论：( 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

17、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、 活载与温降组合工况下，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

18、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 M , Q，N略有减小，边跨跨中和次边跨跨中的 M , Q，N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

19、：成桥状态增大1.3 %，最不利组合增大6%;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而采用单柱式墩的顺桥向抗弯惯性矩为I =班習尸=0.667BH5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

20、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与在施工期 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

21、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 0ft 1駅与干配主製及欧身受力忧较不釐矗册農不科01含Jft小70057879M50359790441鮒話6内片辖崗力VfkN）872S71173UW1O37S1霊向力下均匀严生的75M9M264L-TO1J-146272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出， 其值往往达100t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，