大跨径刚构一连续组合梁桥结构设计方案与探讨

1、大跨径刚构一连续组合梁桥结构设计与探讨摘要：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。

2、 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

3、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

4、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

5、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 6×100 + 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

6、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 24O240 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 )o 现以布跨 1

7、38 + 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 =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。2.下部构

8、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 25m 的钻孔桩，桩长分别为 55m ， 3

9、5m ， 40m ， 37.5m ，均按支承桩设计。下部构造平面P2布置 .P3,P4 及 P5 号墩基础拟采用双壁钢围堰方案施工，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。 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 ) ×X。箱梁拟采用对称悬臂现浇施工 工艺，施

10、工梁段长度分为 3m， 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)x 17m + 10 x 3m + 10 x 4m + 8 x 5m + (1/2 ) x 3.0m = 120m。 最大悬臂施工长 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。

11、根 部底板厚130cm。跨中底板厚28cm，中间按y = 0.28 + (1.02 114 )×x 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，

12、控制张拉力 542.8kN. 箱梁 典型断面纵向预应力钢束布置。4.结构 分析 (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。 (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 :3.5K

13、N/ 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5 C,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

14、。 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； 施工基础及墩身，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

15、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：恒十汽；恒十汽十温度；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 17Ikg 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

16、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 + 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 + 3x240 + 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2.1m。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，

17、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

18、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。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 8

19、1 ，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而采用单柱式墩的顺桥向抗弯惯性矩为对于本桥，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

20、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，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

21、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。 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