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连续刚构设计阶段合龙顶推力分析

2024-03-05 来源:年旅网
连续刚构设计阶段合龙顶推力分析 王成波 (I ̄tJll省交通运输厅交通勘察设计研究院,l ̄lJll成都610017) 【摘要】 连续刚构桥梁由于上部结构混凝土收缩、徐变以及整体温度效应,会使主墩向跨中方向发生 永久性变位。施工阶段进行跨中合龙之前对跨中悬臂施加一个恰当的顶推力,有利于改善主墩的上述不利 变位,使主墩处于最佳受力状态。 【关键词】 连续刚构; 永久性变住; 收缩徐变; 顶推力 【中图分类号】U445 【文献标志码】B 连续刚构由于桥墩较高,上部结构多采用悬臂浇筑法施 截面混凝土压应力超标,使得主梁处于不利受力状态。 工,合龙段的施工是悬臂浇筑法的关键环节。由于连续刚构 因此,合理地确定顶推力,是连续刚构设计阶段合龙阶 上部结构混凝土收缩、徐变以及整体温度效应,会使主墩向 段分析的重点。本文从工程实例出发,对连续刚构设计阶段 跨中方向发生永久性变位,从而在墩顶、墩底产生永久弯矩, 合龙顶推力进行分析研究。 这使得主墩在使用阶段始终处于不利状态。根据以往的工 程经验,桥梁施工在进行跨中合龙之前对跨中悬臂进行适当 1工程概况 的顶推,是改善主墩由于粱体混凝土收缩徐变以及整体温度 本桥位于四川南部某山区,主桥上部为(75+140+75) 效应引起的不利受力和变位的有效施工措施。顶推力使主 m预应力混凝土连续刚构,主桥采用单箱双室截面,箱梁顶 墩产生一个向外的“反向变位”,作为永久作用存在于主墩 板宽20 in,底板宽13 m,外翼板悬臂长3.5 m。上部梁体共 内,从而抵消由于上述原因引起的不利受力和变位,使成桥 划分为75个节段,其中边跨现浇段长度为3.95 m,箱梁0号 后主墩基本处于竖直状态。通过试算可知,当顶推力较小, 段长11.0 m,合龙段长度为1.8 133,悬臂施工标准节段长度 其在主墩产生的“变位”对主墩由于上述原因引起的不利受 为10 X3.0 rfl+7 X 4.8 m。标准节段采用挂篮悬臂浇筑施 力和变位抵消较少,则效果不显著且失去顶推的意义;当顶 工,合龙段采用吊架现浇施工,边跨现浇段采用落地支架施 推力较大,其在主墩产生的“变位”大于主墩的不利受力和变 工。主桥桥墩高度分别为70 nl和59 m,墩身采用箱形截面, 位,则在整体升温效应作用下,主墩将产生向外的永久变位, 主墩顺桥向宽6 m,横桥向宽13 m。主墩采用滑模法施工 同样失去的顶推意义。同时,过大的顶推力将导致部分主梁 (图1)。 图1连续刚构桥 2计算建模 采用桥梁博士V3.3.0建立主桥平面杆系计算模型,全 桥共建250个单元,其中上部梁体97个,下部桥墩153个,边 界条件为:主梁与墩顶刚性连接,主墩墩底固结,计算时考虑 1.5 cm的竖向沉降;过渡墩支座模拟为活动铰支座,计算时 图2计算模型 考虑1.0 cm的竖向沉降。顶推力采用集中荷载模拟,模型 应力储备消失,甚至出现开裂等不良现象。因此,要确定顶 计算严格按照本桥合龙过程进行(图2)。 推力就必须分析收缩徐变引起的墩顶顺向位移。根据计算 3收缩徐变引起的变位分析 [定稿日期]2015—05—12 收缩徐变是引起主墩将向跨中发生永久变位的主要因 素。主墩发生永久变位,墩身承受压弯作用,严重时墩身压 [作者简介]王成波(1987~),男,大学本科,助理工程 师,主要从事桥梁设计相关工作。 192 四川I建筑第35卷3期2015.6 表1 收缩徐变引起的墩顶顺向位移 成桥累 计位移 27节点 72节点 22.8 一l5.2 mm 收缩徐变累计位移 1年 29.5 一l9.8 2正 33 —22.1 3正 35.2 —23.6 4正 36.7 —24.6 5年 37.7 —25.3 6正 38.5 —25.9 8经 39.6 —26.6 1O年 40.4 —27.2 可得收缩徐变引起的墩顶顺向位移(表1)。 由表1可知,收缩徐变引起墩顶顺桥向位移随时间呈非 线性变化,在第3年以后位移增量变小且累计位移逐渐趋于 稳定。因此顶推补偿应考虑3年收缩徐变引起的墩顶顺桥 向位移。 从表2可以看出,顶推力每施加100 kN,27节点水平变 位1.1 mm,72节点水平变位0.8 mm。 6顶推力的确定 合龙阶段施加顶推力后,墩顶在使用阶段的累计位移6。 大致可以理解为由成桥位移△ 、收缩徐变△:、高温合龙△ 以及顶推引起的位移△ 的叠加,则: 占0=Al+△2+△3+△4 4高温合龙引起的变位分析 根据资料,项目所在地区多年年平均气温17.5℃~ 18.5℃。因此在设计时以18℃为最佳合龙温度。但是根据 项目工期安排,实际合龙时间预计在8月,属于高温合龙,因 假设使用阶段桥墩处于竖直状态时,则:占。=0,即得到 顶推位移补偿公式: 一此在进行顶推力分析时需考虑整体降温效应引起的不利 变形。 △4 △l+△2+△3 则根据上式可得到各墩顶顶推位移补偿值(表3)。 表3墩顶顶推位移补偿值 位移量/mm 高温合龙在使用阶段整体降温影响较之升温影响大得 多。当温度下降到设计合龙温度时,与收缩徐变作用相似, 梁体收缩、墩身向跨中变位。因此要确定顶推力就必须分析 系统整体降温引起的墩顶顺向位移。根据结构力学概念,温 度引起的杆件位移增量量公式为: A oft n IF Nds 3年期收缩徐变累计 27节点 72节点 35.2 一23.6 合龙温差 5.3 —4.6 补偿合计 —40.5 28.2 可知温度增量和由于温度引起的位移增量之间是一个 根据顶推力与墩顶顺向位移的线性关系,可得到满足表 3补偿位移时对应的顶推力, 为: Fz7 40.5 mm÷1.1 mm×100 kN一3680 kN;F72= 线性关系,温差越大,则位移也越大。根据项目工期安排,实 际合龙时间预计在8月,此时项目区夜间最低平均温度为 25℃。若以此作为合龙温度,则高出设计温度7℃。根据计 算可得此时27节点的位移增量为5.3 mm,72节点的位移增 量为一4.6 mm。 28.2 mm÷0.8 mm×100 kN ̄3520 kN。设计计算时取F = F :3600 kN作为顶推力。 二 5顶推力预偏分析 理想的顶推力是完全消除由于收缩徐变和温度引起的 7顶推前后结构内力变形分析比较 将上述计算得到的顶推力F =3600 kN代入计算模型, 墩顶顺向位移,使主墩在使用阶段处于竖直状态。由于本桥 为非对称结构,在同一个顶推力作用下要使两主墩处于绝对 竖直状态是很难实现的,也是没有必要的。 分析墩身控制截面施加顶推力前后的内力及变位(表4)。 表4墩身控制截面施加顶推力前后的内力及变位 施加顶推力以后,顶推力会对主墩产生一个弯矩。在梁 和刚架力学模型中,位移主要由弯矩引起,轴力和剪力的影 工况 永久作用效应 永久作用下墩 顶顺向位移/mm 响较小,因此位移典型公式可简化为: 轴力 剪力 弯矩/ 成桥 3年收 /kN /kN (1(N・m) 初始 缩徐变后 △=∑_f ( ×孚)= ^# 墩顶27 顶推前 ll920o 2O90 —42430 顶推前 顶推前 节点 顶推后 l183oo 一可知,顶推力与其在墩顶引起的顺向位移呈线性关系, 顶推力越大,则位移越大。根据软件试算见表2。 表2顶推力与墩顶顺向位移 mm 222.9 8868 22.8 35.2 主墩 墩底顶推前 1836oo 一2O9O 103900 顶推后 顶推后 225 .节点 顶推后 l82700 2229 —6737 —17.9 —5.36 不施加 施加100 kN 顶推力 顶推力 27节点 37.7 72节点 一25.3 36.6 —24.5 施加200 kN 顶推力 35.5 —23.7 施加300 kN 顶推力 34.4 —22.9 3 墩顶72 顶推前 l19200 —209O 30760 顶推前 顶推前 节点 顶推后 l184oo 2234 .—8410 —15.2 —23.6 主墩 墩底165 顶推前 173500 2O9O 一92560 顶推后 顶推后 —节点 顶推后 172700 223.4 4768 l1.7 3.37 四川建筑第35卷3期2015.6 193 根据表4可见,在合龙前加与不加顶推力相比较,在永 由表5可知,顶推力对主梁截面剪力和轴力影响较小, 久作用效应下主墩受力改善明显,墩顶顺向位移也极大减 少,基本确保了墩身在成桥阶段处于竖直状态。 顶推力对主梁内力的影响也是不能忽略的问题,因为, 对截面弯矩和截面应力的影响较大,特别是边跨中部(12 和 87 截面)的内力改变较为明显,但均在正常范围内。 8结论 (1)连续刚构桥梁在进行跨中合龙之前对跨中悬臂进行 适当的顶推,对改善主墩由于梁体混凝土收缩徐变以及整体 温度效应引起的不利受力和变位的效果十分显著。 (2)通过梁体混凝土收缩徐变以及整体温度效应引起的 墩顶位移来确定顶推力的方法是可行的。 过大的顶推力将导致部分主梁截面混凝土压应力超标,或者 主梁极限状态承载能力不满足要求,使主梁处于不利受力状 态。本桥施加顶推力前后主梁在永久作用效应下的部分控 制截面内力见表5。 表5施加顶推力前后主梁部分控制截面内力 截面 工况 轴力/kN 剪力/kN 弯矩/ 上缘正应 下缘正应 (kN・m) 力/MPa 力/MPa (3)顶推力与墩顶顺向位移呈线性关系。 (4)顶推力对上部梁体内力的确存在一定的影响,但只 顶推前 l456o0 l787O 一2l9o0 11.4 12 8.47 7.46 9.23 8.69 8.87 8.82 顶推后 145400 1694JD 27 13050 12.3 要合理控制顶推力大小,这种影响是很小的,甚至是有利的。 参考文献 顶推前 35650o 58990 —1O4l0o 11.8 顶推后 356300 58050 —36250 12.4 顶推前 l127oo 50 550 —14O50 l2.3 —14360 12.2 [1]鲍卫刚周永涛.应力砼梁式桥梁设计施工[M].北京:人民教 育出版社,2009. [2]JTG D62—2004公路钢筋砼及预应力砼桥涵设计[s]. [3]栾坤鹏.连续刚构桥合龙顶推力优化计算方法[J].鲁东大学 学报,2011,27(1):92—96. 顶推后 l1l5oo 547.1 72 顶推前 354300 60290 —59360 l1.9 顶推后 35650o 6l 87 9.1 9.09 一5 6o 12 顶推前 163200 —14590 —5231 顶推后 163Ooo 一13820 23750 12.1 12.8 8.36 7.53 [4] 魏建斌.高墩大跨连续刚构桥顶推合龙控制技术研究[J].世 界桥梁,2014,42(4). (上接第191页) la engineering,2002,128(11):pags.1399—1412. 当支管与主管刚度较为接近时,采用套箍加固钢管相贯 [2]Chan T K,Fung T C.Ultimate Capacity of Doubler Plate—Rein- 节点塑性阶段抗压承载力越高,若支管刚度明显小于主管刚 度,则套箍加固后相贯节点在塑性阶段抗压承载力下降,甚 至低于普通相贯节点。 套箍加固相贯节点在拉力作用下,极限承载力相较于普 forced Tubular Joints[J].Journal of structural engineering,1999, 125(8):p吨s.891—899. [3] 冯琦,谭家华.套简加强T型管节点在轴向压力作用下的极 限强度分析[J].哈尔滨工程大学学报,2006,27(5):653 —通相贯节点改善较为明显。支管直径与壁厚越大,采用套箍 加固相贯节点的极限承载力在弹性阶段及塑性阶段皆有较 明显的提高。 参考文献 656. [4]vsnt derVegte G J,ChooY S,Liang JX,et a1.Static Strength of T—Joints Reinforced with Doubler or Collar Plates.II:Numerical Simulations[J].JOURNAL OF STRUCTURAL ENGINEERING— ASCE,2005,131(1):129—138. [5]Chan T K,Sob C K,Fung T C.Stress Concentration Factors fo Doubler Plate Reifornced Tubulr aT Jointsf J].Journal of structur- al engineering,2002,128(11):1399—1412. [1]Chan T K,Soh C K,bung T C.Stress Concentration Factors of Doubler Plate Reinforced Tubular T Joints[J].Journal of structur- 194 四川建筑第35卷3期2015.6 

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