某公路桥梁高墩稳定性计算.doc

1、* 大桥高墩计算分析报告一、工程概况本桥平面位于直线上，桥面横坡为双向2%，纵断面纵坡1.6%。原桥设计左幅中心桩号为 K64+375.850，共 2 联 (3-40)+(3-40)m ；右幅中心桩号为 K64+355.650，共 2 联 (3-40)+(4-40)m 。上部结构采用预应力砼 ( 后张 )T 梁，先简支后连续。 下部结构0、6( 左幅 ) 、7( 右幅 ) 号桥台采用 U 台接桩基， 0（右幅）号桥台采用 U台接扩大基础，2、3、4( 左幅 ) 、3、4、5( 右幅 ) 号桥墩采用空心墩接桩基，其余桥墩采用柱式墩接桩基础。由于施工过程中，施工单位将 2、3、4( 左幅 ) 、3

2、、4、5( 右幅 ) 号桥墩改为圆柱墩接桩基础，且桩基础已于 2011 年 5 月终孔。本次对其高墩进行计算分析。主要分析结论：1、墩顶纵桥向有约束时，失稳安全系数 =10.91 ，墩身稳定性安全。2、墩顶纵桥向无约束时，失稳安全系数=4.29 ，安全系数偏小。本次分析报告提出以下两个方案：方案一：将现有变更D=2.3m圆柱式墩改为2.3*2.3m 方柱式墩，以桩帽相接，失稳安全系数 =6.97 ，安全性得到提高。方案二：对本桥进行重新分联，左幅分为三联：40+（ 4*40 ）+40m，右幅分为三联： 2*40+ （4*40 ）+40m，将高墩全部固结，以达到稳定性要求。从安全性方面考虑，本次

3、分析推荐方案二。3、施工阶段、使用阶段桥梁墩柱结构验算安全。4、施工阶段裸墩状态受到顺桥向风荷载对墩身最不利。建议在施工过程中对墩顶施加水平方向的约束( 具体的操作措施可在墩顶设置浪风索，防止墩身在风荷载作用下发生过大的位移 ) 保证墩身的结构安全。5、根据原桥桥型图 3 号墩中风化板岩顶部高程 236.12 ，而设计变更文件左幅 3 号墩墩底高程 235.2 ，左幅 4 号墩墩底高程 237.5 ，右幅 5 号墩墩底高程 238 等，设计为嵌岩桩，请注意桩底高程的控制。6、本次分析墩身砼按C40考虑，请注意修改相关变更图纸。以下将对本桥高墩稳定以及结构安全性做详细分析：专业文档供参考，如有帮

4、助请下载。二、高墩屈曲安全性分析原桥设计左幅中心桩号为 K64+375.850，共 2 联 (3-40)+(3-40)m ，上部结构采用预应力砼 ( 后张 )T 梁，先简支后连续。图 1、* 大桥左幅立面本桥原桥左幅2,3,4号桥墩为薄壁墩，根据变更文件2,4号墩实测墩高分别为46.1m 和 44.8m 且与下构固结， 3 号墩为过度墩墩高45.9m，非固结。图 2、* 大桥右幅立面本桥原桥右幅中心桩号为 K64+355.650，共 2 联 (3-40)+(4-40)m 。上部结构采用预应力砼 ( 后张 )T 梁，先简支后连续，其中 3,4 ，5 号桥墩为薄壁墩，根据变更文件 4,5 号墩实测

5、墩高分别为 45.9m 和 44.3m 且与下构固结， 3 号墩为过度墩墩高 45.8m，非固结。本次计算先按原薄壁墩变更为直径 D=2.3m圆柱墩，分别对最高固结墩左幅 2 号墩（ 46.1m）和最高非固结墩左幅 3 号（ 45.9m）墩按实测墩高进行计算，在 midas 里面建立空间杆系模型进行屈曲稳定性分析获得临界集中力， 按两种不同的约束条件（墩顶在纵桥向有约束和无约束） 分别进行分析（由于变更图纸中出现墩柱两种混凝土型式 C30，C40，为偏安全设计本次分析按 C40 考虑）。专业文档供参考，如有帮助请下载。图 3、圆柱有限元模型1、左幅 2 号墩顶在纵桥向有约束、墩身砼采用C40砼

6、，墩高 46.1m：A 墩顶恒载：双孔梁自重： P1=8603.2KN帽梁自重： P2=1039.2KN桥面二期荷载： P3=1053.6KN墩顶恒载： P4=8603.2+1039.2+1053.6=10696B 墩顶活载：（根据本次设计的部颁T 梁上构通用图说明）P5=3637KN墩顶纵向约束考虑约束转动，不约束纵向位移。C40墩顶有约束 Midas 计算结果项目第一失稳模态第二失稳模态第三失稳模态墩顶横载 (kN)106961069610696墩顶活载 (KN)363736373637计算结果43.00171.5285.7换算为墩顶荷载 (kN)156373623772.21039142

7、.5失稳模态动态文件名有约束 1.avi有约束 2.avi有约束 3.avi结果描述 （动态模型详见midas 相关失稳模态动态附件）：根据计算显示：第二、三阶失稳临界力均比第一阶大。根据以上分析及帽梁计算的结果，40mT 梁上构自重及汽车作用到墩帽顶的荷载专业文档供参考，如有帮助请下载。为 P=14333kN；出现第一阶失稳的安全系数为 =156373/14333=10.91 。计算结果显示墩身稳定性较为安全。2、3 号墩顶在纵桥向无约束、墩身砼采用C40砼，墩高 45.9mA 墩顶恒载：双孔梁自重： P1=7121.2KN帽梁自重： P2=1039.2KN桥面二期荷载： P3=1053.6

8、KN墩顶恒载： P4=8603.2+1039.2+1053.6=9214KNB 墩顶活载：（根据本次设计的部颁T 梁上构通用图说明）P5=4688KNC40墩顶无约束 Midas 计算结果项目第一失稳模态第二失稳模态第三失稳模态墩顶横载 (kN)921492149214墩顶活载 (KN)468846884688计算结果12.7102.3241.7换算为墩顶荷载 (kN)59639.6479896.01133152.0失稳模态动画文件名无约束 _1.avi无约束 _2.avi无约束 _3.avi结果描述 （动态模型详见midas 相关失稳模态动态附件）：根据计算显示：第一阶的临界荷载仅为第二阶临

9、界荷载的0.13 倍。这里按第一阶临界荷载验算墩身稳定性。根据以上分析及帽梁计算的结果，40mT 梁上构自重及汽车作用到墩帽顶的荷载为 P=13902kN；出现第一阶失稳的安全系数为 =59639.6/13902=4.29 。失稳时墩顶发生纵桥向位移达 1.0m。此模型为墩顶无纵桥向约束， 适用于过渡墩设滑板式支座处 （左右幅均为 3 号桥墩）。由于此模型安全系数较小，本次分析做如下建议：方案一：将现有变更 2.3m 圆柱式墩型式改为 2.3*2.3m 方柱式墩。方案二：对本桥进行重新分联，左幅分为三联： 40+（4*40 ）+40m，其中第一联和第三联上构均为简支 T 梁，第二联为先简支后连

10、续 T 梁；右幅分为三联： 2*40+ （ 4*40）+40m，中第一联和第三联上构均为简支 T 梁，第二联为先简支后连续 T 梁，以达到稳定性要求。专业文档供参考，如有帮助请下载。由于按方案二重新分联后所有高墩均为固结，按墩顶有纵向约束安全系数来看，所有高墩（含左幅 2,3,4和右幅 3,4,5号桥墩）稳定性均较为安全。 故以下仅对本次建议方案二进行分析论证，既3 号墩变更为 2.3*2.3m 方柱式墩屈曲稳定安全性进行分析3、将 3 号墩改为方墩 2.3m2.3m 计算其屈曲稳定图 4、方柱有限元模型方柱墩顶无约束 Midas 计算结果项目第一失稳模态第二失稳模态第三失稳模态墩顶横载 (k

11、N)921492149214墩顶活载 (KN)468846884688计算结果20.67163.3289.3换算为墩顶荷载 (kN)96896.9765722.161356418.1失稳模态动画文件名无约束 _1.avi无约束 _2.avi无约束 _3.avi结果描述 （动态模型详见midas 相关失稳模态动态附件）：根据计算显示：第一阶的临界荷载仅为第二阶临界荷载的0.12 倍。这里按第一阶临界荷载验算墩身稳定性。根据以上分析及帽梁计算的结果，40mT 梁上构自重及汽车作用到墩帽顶的荷载为 P=13902kN；出现第一阶失稳的安全系数为 =96896.9/13902=6.97 。计算结果显示

12、墩身稳定性较为安全。从安全性角度考虑，本次设计推荐方案二，对本桥进行重新分联。专业文档供参考，如有帮助请下载。三、对结构安全性进行验算（按 2.3m2.3m 方墩、 D=2.3m圆柱墩分别验算）1、按施工阶段最不利组合验算墩身结构安全性按施工阶段考虑最不利情况为架桥机过孔将要结束时。 此时单孔 T 梁已经架设完成、架桥机的自重作用在梁端墩顶处； 作用荷载为单孔 T 梁自重的一半、 架桥机全部自重，两者之和。偏心矩为临时支座 ( 或滑板支座 ) 距墩中心线的距离。荷载： A：T 梁自重 3406KN,e=0.65m，考虑施工偏差5cm，e=0.70m。N=3406KN，M=3406*0.7=23

13、84.2kn.mB: 架桥机荷载： 中心支点 89t ，距桥墩中心 1.5m（通过临时支撑传递到帽梁上） ，N=890KN，M=890*0.7=623 kn.mC: 桥墩 +帽梁自重： N=2*2.3*2.3*46*26+1039=13692.7KN ， M=0 D：风载： F=208.19KN，M=208.19*46/2=5412.9 kn.m合计： N=3406+890+13692.7=17988.68KNM=2384.2+623+5412.9=8420.1 kn.mE0=M/N=0.468mL0=46.2*2=92.4 （考虑墩底固结，墩顶自由）按偏压构件计算配筋， 683213.5满足

14、规范要求。裂缝计算按照JTG D60-2004 第 6.4.3条：W fkC1C2C 3ss (30 d)Es0.28 10裂缝宽度： 0.076mm根据以上的分析结果可知桥墩在施工阶段安全可靠。同理计算 D=2.3m圆柱墩按 7032 配筋满足规范要求，裂缝宽度：0.069mm。2、按使用阶段最不利组合验算墩身结构安全性、桥墩集成刚度计算假定1、一联桥中，仅计算桥墩的受力，不考虑过渡墩与桥台的受力。2、偏安全考虑，汽车制动力的分配按照三个中墩的集成刚度分配。3、主梁的收缩徐变折成降温计算，降温温度取30。4、为取得最大水平力，温度变化须与收缩徐变变化一致，升温不控制设计，升温水平力不做计算。

15、故由温度变化引起的水平力， 仅考虑降温引起，降温温度取 25。专业文档供参考，如有帮助请下载。6、4,5 ， 6 号桥墩为固结墩。、桥墩集成刚度计算1、桥墩几何参数计算桥墩几何参数边长或墩高面积 A墩惯矩位置直径mmmm44#墩2.346.210.582.335#墩2.346.210.582.336#墩1.8215.10.72、桥墩抗推刚度计算按照规范计算抗推刚度时，混凝土的抗弯弹性模量取抗压弹性模量的0.8 倍，桥墩抗推刚度按照下式计算, 即：30.8EId H 3其中： E-混凝土弹性模量， C30 混凝土， E=3104MPa；H-桥墩高度桥墩抗推刚度抗推刚度位置KN/m4#墩1594.

16、15#墩1594,16#墩2616.43、桥墩集成刚度计算桥墩与支座串联，桥墩的集成刚度按照下式计算, 即：d .zdz由于 4,5 ，6 号墩均为固结，本次设计集成刚度按桥墩刚度考虑。、桥墩墩顶水平力计算1、一联桥梁变形零点计算变形零点按照下式计算 , 即：X K i Li Ki专业文档供参考，如有帮助请下载。其中： C收缩系数，计算中按照混凝土收缩+徐变 +降温取55， C=1E-555=0.00055；K i Li - 桥墩抗推刚度与桥墩距桥台距离的乘积；R - 桥台摩擦系数与上部结构竖直反力的乘积，如为滑板支座，取0。由以上参数可计算得到：X=85.96m2、收缩徐变、降温产生的水平力

17、水平力按照下式计算 , 即：HCtXK i其中： C收缩系数；t 收缩徐变或降温的温度差；X桥墩距离变形零点的距离；Ki 桥墩抗推刚度。收缩徐变、降温产生的水平力收缩徐位置降温变4#墩19.416.1675#墩2.5192.0996#墩21.9218.266表中水平力正号表示力的方向指向小桩号过渡墩（桥台），负号表示力的方向背离小桩号过渡墩（桥台）。3、墩顶制动力计算桥梁一联长度： 440=160m，均布荷载 qk=10.5KN/m，集中荷载 Pk=320KN一列车道荷载的10%为 (160 10.5+320) 10%=200KN165KN故：总制动力 Hz=2002.34=468KN每个桥墩

18、上分配的制动力为：H iK iH zK i墩顶制动力专业文档供参考，如有帮助请下载。位置制动力单位4#墩132.719KN5#墩132.719KN6#墩202.562KN4、风力计算横桥向风荷载假定水平的垂直作用于桥梁各部分迎风面积的形心上，其标准值按照 JTG D60-2004 第 4.3.7条公式计算。Fwhk0k1k3Wd AwhWdVd2； W0V102； Vdk2 k5V10 ；0.012017 e 0.0001z2 g2g其中： k0 -设计风速重现期换算系数， 对于单孔跨径为大桥和特大桥的桥梁，k0；=1.0K1 - 风阻力系数，由 JTG D60-2004 表 4.3.7-6查

19、取k1 表位置直径 b墩高t/bk1（ m）H(m)4#墩2.346.2125#墩2.346.2126#墩1.8211.7691.54K3 - 地形、地理条件系数，由JTG D60-2004 表 4.3.7-1取用，本桥取为 1.3 ；K2 - 考虑地面粗糙程度类别和梯度风的风速高度变化修正系数，由 JTG D60-2004 表 4.3.7-3 取用，本桥按照 50 米高度、 B 类地面粗糙程度，取为1.29 ；K5 - 阵风风速系数，本桥按照 B 类地表，取为 1.38 ； g 重力加速度， g=9.81m/s 2V10 38.4m/s按照 JTG D60-2004 第 4.3.7条第 2

20、款，“桥墩上的顺桥向风荷载标准值可按横桥向风压的 70%乘以桥墩迎风面积计算” 。纵桥向、横桥向风力表位置K0K1K2K3K5W0(KN/m2) Awh(m2)Fwh(KN)FwZ(KN)专业文档供参考，如有帮助请下载。4#墩1.021.151.31.380.35243.3252.1176.55#墩1.021.151.31.380.35243.3252.1176.56#墩1.01.541.021.31.380.3537.841.551.5、桥墩墩墩底弯矩计算1、收缩徐变产生的弯矩收缩徐变产生的弯矩表位置墩高水 平弯矩力(KN)(KNm)4#墩48.219.4935.085#墩48.22.519

21、121.46#墩2321.92504.162、降温产生的弯矩产生的弯矩表位置墩高水 平弯矩力(KN)(KNm)4#墩48.216.167779.25#墩48.22.099101.76#墩2318.266420.13、汽车制动力产生的弯矩汽车制动力产生的弯矩表位置墩高水 平弯矩力(KN)(KNm)4#墩51.5132.71968355#墩51.5132.71968356#墩23202.5624658.94、风荷载产生的弯矩风荷载产生的弯矩表位置墩高水 平弯矩力 (KN)(KNm)4#墩48176.58472专业文档供参考，如有帮助请下载。5#墩47176.58295.56#墩2351.51184

22、.55、桥墩单侧温差产生的弯矩（由MIDAS Civil v7.9计出）桥墩单侧温差产生的弯矩表水平弯矩位置墩高力(KN)(KNm)4#墩-4108.05#墩-4159.06#墩-315.0按桥梁满负荷时因温度作用致使墩顶受到上构伸缩引起的强制纵桥向水平位移作为使用阶段墩身最不利情况。、基本组合按照JTG D60-2004 第 4.1.6 条计算：mn0 Sud0 (Gi SGikQi SQ1kcQj SQjk )i 1j 2M=1.0收缩徐变弯矩 +1.4 制动力弯矩+0.7 （ 1.4 降温弯矩 +1.1 风荷载弯矩 +1.1 桥墩单侧温差）N=1.0（盖梁 +墩身） +1.0 上部恒载

23、+1.0 活载、短期组合按照JTG D60-2004 第 4.1.7 条计算mnSsdSGik1 j SQjki1j1Ms=1.0收缩徐变弯矩 +0.7 制动力弯矩 +0.8 降温弯矩+0.75 风荷载弯矩 +0.75 桥墩单侧温差Ns=1.0（盖梁 +墩身） +1.0 上部恒载 +0.7 活载、长期组合按照JTG D60-2004 第 4.1.7 条计算mnSldSGik2 j SQjki1j1Ms=1.0收缩徐变弯矩 +0.4 制动力弯矩 +0.8 降温弯矩+0.75 风荷载弯矩 +0.75 桥墩单侧升温Ns=1.0（盖梁 +墩身） +1.0 上部恒载 +0.4 活载专业文档供参考，如有帮

24、助请下载。荷载基本组合表位置M(KNm)N(KN）4#墩20954.328025.75#墩19380.0328025.76#墩8592.93317796.5“活载”中已计入冲击系数0.27 。荷载短期组合表位置M(KNm)N(KN）4#墩14100.0224032.175#墩13235.7323816.126#墩6381.3816705.35活载”中不计冲击系数。荷载长期组合表位置M(KNm)N(KN）4#墩12799.0122941.075#墩11961.8422725.026#墩4398.9817539.89活载”中不计冲击系数。2、配筋计算及承载能力验算桥墩配筋表位置墩高尺寸根数直径保护层厚含筋率(m)(m)(mm)(mm)4#墩46b*h=2.3*2.36832611.65#墩45b*h=2.3*2.36832611.66#墩21D=1.84628611.1表中钢筋根数为一侧墩壁单层钢筋根数裂缝计算按照JTG D60-2004 第 6.4.3条：W fkC1C2C3ss (30 d)Es0.28 10AsApbh0 (b fb)h f ；当 0.006 时，取=0.006 时；当 0.02 时，取 =0.02 。C11.0; C21 0.5 N l