肇花北江桥施工图专项咨询报告(125+210+125m连续刚构桥)

1、.肇花施工图北江桥专项咨询报告意见回复中国公路工程咨询集团有限公司二一年四月广州市布瑞聚结构工程咨询有限公司 2010年4月 149目 录第一章 概述 1一、背景介绍1二、工程概况1三、技术标准与设计规范2（一）技术标准2（二）设计规范及规程3四、咨询工作主要内容3五、对本项目的总体评价和主要建议4（一）、总体评价4（二）、主要建议5第二章 偏载分析 8一、大跨连续箱梁偏载问题的探讨8二、小跨连续箱梁偏载问题的探讨19三、用于本项目计算用的偏载系数小结24第三章 箱梁横向分析 25一、箱梁横桥向分析的目的和主要工况25二、特殊工况单项分析26三、箱梁横桥向综合分析结果摘录39（一）横向分析荷载

2、39（二）横向分析结果40（三）结论和建议53第四章 大跨连续及刚构桥梁整体结构分析 54一、整体结构分析简介54（一）结构概况54（二）主要材料及设计荷载54二、具体桥例分析结果摘录57（一）125+210+125m连续刚构57（二）65+4x100+62.5+35m连续梁连续刚构组合体系75（三）52+2×85+52m连续梁连续刚构组合体系90（四）2x65m T型刚构105（五）北江东B匝道：3×21.7m预应力曲线连续梁116（六）北江东G匝道23+2×33+2×25m128（七）北江西A匝道25+30+25m132第一章 概述一、背景介绍受业主

3、委托，肇花北江大桥专项咨询工作主要围绕第3合同段跨越北江的几座大桥展开，同时采用与施工图设计过程基本同步进行的方式，并期间在本项目于今年二月份的关于“大跨梁式结构一般构造”的评审中，以过程咨询报告的形式提交了大会讨论。随着设计的深入和优化，咨询工作同步推进，并就所关心的主要分析思路和控制指标与设计方进行了充分的沟通，达成基本一致的结构设计理念。三月二十五日，咨询收到主要结构图纸后，全面开展咨询工作。二、工程概况北江特大桥位于珠江三角洲环线高速公路黄岗至花山段第3合同段内，跨越北江及其支流。该桥起点桩号K12+114.97，终点桩号K16+297.53，全桥长4182.56m。其中跨越西岸大堤及

4、右汊辅航道，设计采用52+2x85+52m刚构-连续组合结构；跨越中汊主航道设计采用125+210+125m连续刚构；跨越左汊主航道及东岸北江大堤、南北大道（S269），设计采用65+4x100+62.5+35m刚构-连续组合结构；中汊与左汊之间采用2x65mT型刚构过渡。全桥四座大跨连续结构主要构造分别如下：u 中汊主航道桥（125+210+125m）主梁采用C55砼，单箱单室断面，单幅桥宽18.5m，箱宽9.5m，悬臂板长4.5m。主梁根部梁高12.5m，高跨比1/16.8；跨中梁高4.6m，高跨比1/45.6，根部至跨中梁底按2次抛物线渐变。主梁根部腹板设置130100cm渐变段，从根部

5、至跨中腹板厚度按三段式渐变：1008550cm。主梁顶板等厚32cm。悬臂根部底板厚120cm，跨中底板厚35cm，采用2次抛物线渐变。主墩采用双薄壁墩，墩身纵桥向厚2.0m。左右幅桥共用一个承台，承台厚4.5m，下设12根D300cm灌注桩基础。u 左汊主航道桥（35+4x100+62.5+35m）主梁采用C55砼，单箱单室断面，单幅桥宽18.5m，箱宽9.5m，悬臂板长4.5m。主梁根部梁高6.0m，高跨比1/16.7；跨中梁高2.5m，高跨比1/40，根部至跨中梁底按2次抛物线渐变。主梁腹板从根部至跨中厚度按三段式渐变：907550cm。主梁顶板等厚32cm。悬臂根部底板厚75cm，跨中

6、底板厚35cm，采用2次抛物线渐变。主墩采用箱形空心墩，纵桥向墩厚3.0m，纵桥向壁厚0.6m，横桥向壁厚0.9m。承台厚3.0m，下接6根D220cm灌注桩基础。u 右汊辅航道桥（52+2x85+52m）主梁采用C55砼，单箱单室断面，单幅桥宽18.5m，箱宽9.5m，悬臂板长4.5m。主梁根部梁高5.0m，高跨比1/17；跨中梁高2.3m，高跨比1/37，根部至跨中梁底按2次抛物线渐变。主梁腹板从根部至跨中厚度按三段式渐变：907550cm。主梁顶板等厚32cm。悬臂根部底板厚75cm，跨中底板厚35cm，采用2次抛物线渐变。主墩采用箱形空心墩，纵桥向墩厚2.5m，纵桥向壁厚0.6m，横桥

7、向壁厚0.9m。承台厚3.0m，下接6根D180cm灌注桩基础。u 中汊与左汊间过渡桥（2x65m）主梁结构尺寸同100m跨连续刚构，主墩采用箱形空心墩，纵桥向墩厚3.0m，纵桥向壁厚0.6m，横桥向壁厚0.9m。承台厚3.0m，下接6根D180cm灌注桩基础。三、技术标准与设计规范（一）技术标准1、设计车速：120km/h2、设计荷载：汽车荷载：公路-级；人群荷载：3kN/m23、桥面宽度：桥面全宽38.5m，单幅桥宽18.5m。4、设计洪水频率：1/3005、地震动峰值加速度：0.05g6、通航等级：内河(2)级航道7、船舶撞击力：项目210m跨100m跨85m跨65m跨横桥向(KN)60

8、00600030006000顺桥向(KN)30003000150030008、环境类别：类（二）设计规范及规程1、公路工程技术标准（JTG B01-2003）2、公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2004）3、公路圬工桥涵设计规范（JTG D61-2005）4、公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范（JTG D62-2004）5、公路桥涵地基与基础设计规范（JTG D63-2007）6、公路桥涵钢结构及木结构设计规范（JTJ 025-86）7、公路桥梁抗风设计规范（JTG/T D60-01-2004）8、公路工程混凝土结构防腐蚀技术规范（JTG/T B07-01-2006）9、海港工程混

9、凝土结构防腐蚀技术规范（JTT 275-2000）10、公路桥涵施工技术规范（JTJ 041-2000）四、咨询工作主要内容咨询工作围绕本项目结构特性展开，其中对于210m跨连续刚构等长大跨结构经常出现的病害，做了探讨和分析，并用于本次咨询结果中。1、 作为结构分析的主要参数，同时也是衡量桥梁面临后期腹板斜裂缝开展的风险大小的依据，咨询工作首先对闭口箱梁的偏载系数进行了全面分析：其中对于恒载自重的弯曲受剪考虑了结构的横坡影响；针对跨北江区段的桥梁受人行道单侧布置造成重交通车辆荷载偏向内侧的情况进行了空间面加载；作为几座大桥中的特列，咨询对平面位于曲线段，并存在全超高3%断面的85m跨主桥，分别

10、完成了曲线内外侧两座桥梁恒载、活载偏载分析，最后得到了用来指导分析的剪力和弯矩偏载效应值。2、 对于处在小半径曲线段的常规跨度连续箱梁，鉴于实际断面布置形式、支撑形式、梁体曲率半径、施工流程等均不太相同，报告仅列了一座曲线梁分析思路和结论，其余则在具体分析报告中得到单独结论。3、 大跨连续箱梁在正截面应力、抗弯等方面的能力往往最先引起设计注意，咨询也认为，上部结构的安全性很大程度上取决于正截面强度，但是斜截面受力性能如果得不到真实估计，那么随着时间推移，不利工况首先在施工最薄弱地方以裂缝的形式表现出来，如四分一区段腹板斜裂缝、底板纵桥向裂缝等，一旦裂缝区蔓延，标记着结构已进入第II破坏阶段，并

11、直接影响正截面受力状况，因此在设计中做到尽量接近实际受力形式，客观地反映斜截面受力状况是有必要的。咨询在这一问题的探讨中，首先进行了箱梁横向分析，这包括恒载、横向预应力系统的作用、车辆荷载、箱室温差、纵向钢束径向力效应、轴向力效应、箱梁收缩差等等，其目的除了箱梁本身横桥向受力的重要性之外，还意图了解本项目大跨度箱梁的腹板作为梁体框架的成员所受到的竖向应力幅值，从而为竖向预应力设计、主立面斜截面抗裂等方面计算提供依据。4、 咨询对广东地区部分类似跨度桥梁合龙方面可能会造成的底板纵向裂缝问题做了探讨，针对本项目箱室构造形式，提出了相应构造措施。5、 咨询对210m跨等四座大桥，以及部分典型匝道桥进

12、行了分析，按照规范的条文进行了检查。其中对于大跨箱梁内部普通钢筋在蠕变材料中贡献的非线性应变咨询进行了施工全过程模拟，由于作用力互生缘故，该部分亦影响了徐变的走向以及长期收缩徐变对结构砼压应力储备的消耗，就此沟通了设计组，确定大跨桥梁内部应力控制指标；在基于几何非线性的分析中考虑了薄壁墩初始轴力产生的刚度弱化问题，和结构本身对于水平向荷载包括船舶撞击力等的承受能力，同时对于210m跨连续刚构桥，观察了在施工规范容许正误差下结构承载能力储备情况。6、 咨询对例如结构施工流程的优化、合理顶推力的拟定等等做了有益的尝试以提供设计方参考。对于典型匝道桥梁存在的优化途径，以及存在的工艺或受力问题一一做了

13、分析。7、 检查了局部构造合理性以及I类环境下耐久性问题。五、对本项目的总体评价和主要建议（一）、总体评价本次专项咨询集中对跨越北江的四座大桥进行了复核计算，还就大桥两侧两处互通即北江东和北江西立交匝道桥的典型桥例进行了分析。本项目施工图设计，较为系统地采纳了初步设计、定测等会议的评审意见，特别对于上部结构一般构造形式方面，较为充分地吸收了年初的过程评审会议纪要的意见，并就大跨桥梁在设计方面所面临主要问题的考虑上，能充分结合设计方本身的经验和对于国内大跨桥梁的调研成果，做到在设计中扬长避短，因此总体而言，北江大桥的施工图设计是比较完善的。基于施工图文件查阅和复算结果，咨询认为本次施工图设计内容

14、较为全面，图面整齐，错漏较少。施工图设计深度满足“公路工程基本建设项目设计文件编制办法”的要求，设计对于桥跨结构，特别是四座特大桥的受力性能把握较合适，力学指标控制较为严格，材料用量合理。本次抽查的三座匝道桥基本代表了北江东、西立交中桥梁结构的受力特点，复算结果显示，桥梁力学指标基本满足设计规范的限值。施工图设计对于特大桥的材料指标控制较为理想，下面是跨越北江的四座大桥主要结构尺寸以及主要材料指标：结构主要尺寸以及主要材料用量统计主跨(m)边跨(m)边中跨比支点梁高(m)跨中梁高(m)支点梁高/主跨边跨梁高/边跨砼等级砼用量m3/m2预应力材料(Kg/m2)普通钢筋(Kg/m2)2101250

15、.595 12.5 4.6 16.8 27.2 C551.585 101.5 227 100650.650 6.0 2.5 16.7 26.0 C551.008 50.6 177 85520.612 5.0 2.3 17.0 22.6 C550.931 47.7 173 65650.650 6.0 2.5 16.7 26.0 C550.977 46.1 176 注：其中65m跨边中跨比值等统计按照虚拟的中跨100m给出。表中数据反应：以上大桥材料指标处在正常水平。（二）、主要建议咨询也看到，虽然理论复算结果表明结构总体受力满足规范要求，但是在涉及施工方面的细节考虑、以及构件局部受力方面尚可进一

16、步改进，这包括长联多主跨梁桥施工流程考虑、合龙时机、顶推力实际操作的温度修正、前期梁段张拉龄期的特殊考虑、合龙段避免裂缝的措施、配筋特别是齿板配筋的合理性等需要加强；另外，设计中可能未对预应力曲梁效应引起足够的重视，例如小半径预应力连续箱梁内弧侧支座反力问题等，都是值得注意的。主要建议如下：1、 从210m、100m、85m再到65m跨，随着跨度的减少，跨中底缘压应力储备这一主要指标逐步提高时可以理解的，但咨询发现65m跨底缘压应力储备过高，其主要原因是：65m跨在双悬臂施工过程中的受力基本接近100m跨，因此前期静定索类似100m跨是合适的，但是后期束需求与100m跨的大相径庭，若其底板束配

17、置还接近100m跨就显偏强，2×65m的边跨底板束建议适当降低。回复：经核查计算书，2×65m的边跨跨中下缘最小压应力为1.1MPa（咨询结果为2.09MPa），设计认为较为合适，修编阶段将进一步与咨询单位进行沟通核查，以确保结构受力的合理性。2、 各大桥竖向预应力布置基本合适，建议主跨跨中以及边跨等截面区段调整为之字形对称交错布置。边支点变厚腹板区段竖向预应力建议加强。鉴于腹板框架效应产生的竖向拉应力削弱腹板抗剪能力，增大腹板主拉应力，因此建议设计进一步完善和细化竖向预应力施工操作流程，包括对竖向预应力张拉、灌浆、封锚的时机以及质量抽检提出明确要求。回复：按照咨询意见办理

18、。3、 顶板横向预应力偏大将造成腹板固端次弯矩的增加，这会带来腹板本身以及纵桥向受力问题。结合不同桥面板构造，经过分析，咨询建议四座大桥的桥面板横向预应力均应调整为3-15.2钢绞线，50cm间距布置；同时宜适当降低横向预应力钢束的张拉控制应力，避免超限。回复：经核查，设计文件是3-15.2钢绞线，50cm间距布置。4、 210m跨无论施工期间还是营运期间，整体应力控制是合适的，咨询发现在短期效应组合中，靠边支点顶缘一定区段中存在少量拉应力，当然这大部分来源于温度自应力，但本桥这种拉应力区间有些偏长，反映出边跨底板钢束锚固点位置过于偏下，建议做局部调整。回复：修编阶段将核查计算后进一步进行优化

19、。5、 210m跨由于有较好的边中跨比值以及较合理的预应力配置，计算显示后期理论下挠值并不大，仅4.6cm，但该值是基于预应力系统的损失在理论分析假定范围内，因此咨询赞同预留梁体内预应力备用管道、后期体外预应力束锚固块；另一方面，在设计的预抛高系统中还应充分考虑活载长期挠度，根据本桥应力比，建议活载挠度按标准值1.5倍预抛。咨询根据设计预拱度图判断，设计取用的预拱值可能未充分考虑活载挠度，建议核查。回复：经核查，设计考虑了活载挠度，但活载部分尚未考虑长期挠度值增长系数，修编阶段予以修改。6、 由于设计调整了纵桥向预应力系统，原各连续刚构设计顶推力均或多或少存在偏低情况，鉴于本项目桥梁桩基设计较

20、为经济，故桩头受力的均匀性更需强调，建议对各桥顶推力可略作调整，具体参见各桥分析报告；其次，本项目210m刚构为分幅式箱梁的整体式基础，所以左右幅之间如果分开合龙会造成顶推力之间的分配，建议左右幅同时合龙。另外，设计文件中应明确上部箱梁的设计合龙温度，该温度将是计算年温差的零点，也是伸缩缝安装时的重要参考值，而顶推力尚需根据该合龙设计温度给出修正公式，这点在多跨合龙中更为重要，建议补充。回复：顶推力的大小设计考虑为10年收缩徐变引起次内力的1/3，咨询单位则按50%计，此处存在一定的差异，修编阶段将与咨询单位进一步沟通协调，以确定合理的顶推力。其余均按咨询意见办理。7、 长联桥梁在长期收缩徐变

21、作用下，梁端纵桥向具有可观的位移，伸缩缝建议按50%量值留窄安装槽口宽度，同时，在伸缩缝型号、梁端构造中预留该发生值。长联桥梁，例如4×100m跨、2×85m跨等，由于主跨的前后合龙，必定造成悬臂端竖向位移的差值，该值主要来源于底板合龙束的张拉，建议视位移大小，决定是否需要采取部分张拉底板束的措施，以减少监控、解除临时固结的难度，同时4×100m跨顶推前建议解除支座临时固结。回复：按照咨询意见办理。8、 建议边横隔板人孔改移至底板，以利于后期管养操作。回复：设计考虑为施工方便，在边横隔板上增设了人孔，边跨底板也设置了人孔共后期管养。9、 建议设计的施工流程中宜规定

22、0#、1#段养生时间不小于10天，其余段养生时间不小于5天，主跨跨中合龙段操作与悬臂端尾段浇注时差不超过60天，同时为抵抗合龙梁段周口收缩差，建议将合龙段和前后各一段箱梁底板横向钢筋适当加强。建议补充对砼达到龄期时的抗拉强度以及弹性模量的要求。回复：按照咨询意见办理。10、 部分腹板钢束锚固点横向位于腹板核心区以外（210m、100m、65m跨等），使得施工阶段腹板偏心受压时容易出现开裂，建议腹板束锚固点平弯至核心区以内，或者加强腹板锚固点区域纵筋的配置，以控制施工阶段裂缝。回复：按照咨询意见办理（将腹板束通过平弯锚固在腹板中心）。11、 箱梁配筋方面尚需要注意到： Ø 大桥箱梁底板

23、较厚区段纵筋配置不满足规范9.3.6条最小配筋率的要求，建议根据底板变厚情况酌情分段设置。Ø 设计采用底板拉筋为闭合箍形式，建议在底板倒角区补充独立拉筋。Ø 体内预应力齿板以及210m跨体外预应力锚固块的锚后受力主筋均有不同程度的偏少现象，而对于大部分贴角齿板锚后钢筋仅布置在底面（顶面）的做法是不安全的，应在侧面增加锚后受力主筋，所有锚后钢筋的锚固长度应该示出与齿板相对几何位置，以保证其有足够的握裹力。Ø 部分大桥横隔板普通钢筋未达到最小配筋率要求，应补充。回复：按照咨询意见办理。12、 大桥桩基主筋截断点应考虑冲刷深度和桩径大小，截断点位置不可一刀切：设计的大直

24、径桩基主筋截断点位置普遍偏高，小直径则略有偏低。鉴于几座大桥桩基轴压应力较大，建议增加螺旋筋直径，以补充间接箍筋的承压能力。回复：按照咨询意见办理。13、 210m跨主墩单侧配筋略偏小，建议增加。回复：修编阶段进一步核查计算，以确保结构安全。14、 小半径曲线梁逐孔施工的首孔承受的扭矩较大，竖向力较小，因此内侧支座的脱空最容易在此发生，检算匝道桥中具备最小弯曲半径的北江东B匝道，并未出现负反力，但是最小压力储备偏低，咨询建议可做适当优化以增加支座反力来保证支座产品性能，具体建议参见咨询意见。回复：修编阶段进一步核查计算，以确保结构安全。15、 咨询在抽查大小孔相接，并具备一定平曲线的北江东G匝

25、道时发现：设计出现了大束拉小束现象，这是不妥的；其次该桥尚存在内侧支座脱空现象，因此建议该桥设计应该做调整。回复：本桥共三联，为不影响相连联的施工，设计将对小束加大，调整钢束重心。修编阶段进一步核查计算，以确保结构安全。第二章 偏载分析闭口箱梁剪力偏载系数由弯曲受剪腹板剪力不均匀和活荷载偏载布置产生，前者涉及对称荷载，例如恒载，后者主要指车辆荷载。一、大跨连续箱梁偏载问题的探讨1、恒载剪力不均匀本项目上部箱梁采用单室形式，腹板位置关于箱梁结构中心线对称，其弯曲受剪时偏载系数为1.0，但是当箱梁顶横坡为桥面横坡，箱底为水平坡时，左右侧腹板剪力产生不均匀，将任意截面处内外侧腹板剪力除以腹板高度后，

26、可以得到“名义剪力密度”，如果左右侧腹板剪力密度接近或相等，则说明按照平均梁高的平面有限元计算，其偏载系数仍为1.0。对于平曲线位于直线段上，横坡为2%的空间分析表明：左右侧腹板剪力密度几乎相等，最大恒载偏载系数为1.01，由高侧腹板控制；由于数值较小，实际分析中可以略去不计。2×85m跨是特例：基本位于R=2200m的圆弧曲线上，横坡达到3%（腹板高差造成偏载较小），而且恒载在平面上分布不均匀（例如节段箱梁在径向呈楔形而使得顶底板重心靠近外弧侧的高腹板）后，同时在恒载剪力偏载分析中计入曲梁悬浇施工法形成对外侧腹板的扭转卸载之有利影响，结果表明，恒载偏载仍由外弧即高侧腹板控制，最大截

27、面偏载系数为1.065，剪力控制截面1.031.04之间。标准横断面（双坡±2%）超高段横断面（单坡3%，2×85m区段）u 对于52+2×85+52m刚构连续组合体系的恒载偏载系数分析的模型计算采用的3%超高断面：u 左右幅箱梁相对关系（仰视）u 单侧箱梁进行空间有限单元离散u 用于计算的空间梁格模型（一侧边墩简化为双柱）：u 成桥阶段腹板剪力分布图u 全超高路段的腹板高差分布规律：恒载作用下腹板剪力偏载系数：小结：u 平曲线处于直线段的腹板恒载偏载不明显，计算可以取为1.0；u 大跨桥梁中唯一处于R=2200m的85m跨，平均恒载偏载可取为1.05（高侧腹板控

28、制时）；或恒载偏载可取为1.0（矮侧腹板控制时）。u 由于85m跨梁高较矮而横坡较大，恒载偏载系数显得较大。2、活载剪力不均匀影响偏载系数大小的主要因素：u 断面布置方式：单室断面是偏载系数较小的一种形式；u 活荷载与断面的关系：对称横断面布置却存在单侧人行道时，或造成车载侧腹板偏载系数上升；影响偏载系数大小的其它因素：u 桥梁存在平曲线：曲梁效应增大偏载扭矩；u 桥梁横坡造成内外侧腹板高差：如果由矮侧腹板的单位高度剪力值大于高侧腹板，那么折算到平均梁高的偏载系数有进一步加大的现象；u 重载交通荷载偏向矮侧腹板：这种情况只可能发生在全超高路段平曲线外弧侧箱梁，例如上述断面的左幅。鉴于85m跨处

29、于大横坡和全超高的特殊性，必定形成较其他大跨结构更为显著的活荷载偏载效应，下面将以此模型为例分别分析内弧侧以及外弧侧箱梁的情况，另外为完整期间，附加上次咨询报告中210m跨的偏载结果。（1）、85m跨外弧侧箱梁活载剪力加载结果u 断面形式：本项目唯一重载交通在矮侧腹板的断面形式u 车辆荷载加载结果由于车辆荷载靠近内弧侧，因此内弧侧（矮侧）腹板的面加载获得的最不利剪力值略大于外弧侧（高侧）腹板数值，再考虑内侧腹板折算到平均箱梁高度，则活载偏载系数更为可观。u 人群荷载加载结果由于人行道在外腹板的外侧，因此外弧侧（高侧）腹板面加载获得的最不利剪力值略远大于内弧侧（矮侧）腹板的数值，计算表明：外弧侧

30、获得最大剪力时对应的内弧侧腹板剪力是反号的，为了用于平面计算方便计，腹板偏载系数可以人群加上车辆的合计最不利加以描述。u 车辆荷载+人群荷载加载结果u 活载在内侧（矮侧）、外侧（高侧）腹板中的偏载系数分析表明：高度较矮的内侧腹板（重载交通侧）控制设计，剪力控制区段的偏载系数为1.42，跨中区最大偏载系数可达1.50。（2）、内弧侧箱梁活载剪力加载情况u 断面形式：u 车辆荷载加载结果由于车辆荷载靠近外弧侧，因此外弧侧（高侧）腹板的面加载获得的最不利剪力值略大于内弧侧（矮侧）腹板数值。u 人群荷载加载结果由于人行道在外腹板的外侧，因此内弧侧（矮侧）腹板面加载获得的最不利剪力值略远大于外弧侧（高侧

31、）腹板的数值，计算表明：内弧侧获得最大剪力时对应的外弧侧腹板剪力是反号的，为了用于平面计算方便计，腹板偏载系数可以人群加上车辆的合计最不利加以描述。u 车辆荷载+人群荷载加载结果u 活载在内侧（矮侧）、外侧（高侧）腹板中的偏载系数分析表明：高度较高的内侧腹板（重载交通侧）控制设计，剪力控制区段的偏载系数为1.33，跨中区最大偏载系数可达1.40。（3）、210m跨偏载分析摘录平面单列车加载结果：空间加载单根梁格弯矩（KN-m）：空间加载单根梁格剪力（KN）：观察控制区段（例如负弯矩区段的负弯矩加载结果）弯矩偏载数值不超过1.15；类似的，剪力偏载系数可取为1.3。二、小跨连续箱梁偏载问题的探讨

32、小跨度连续箱梁的偏载问题跟以下因素有直接关系：ü 断面形式：腹板数多少、悬臂板长度比例等；ü 结构支撑方式，例如单点和多点支撑变换过程中等；ü 结构平曲线，例如曲梁效应等；由于小跨连续箱梁的多样性，因此结果显得有些离散，在对北江东、北江西立交匝道的分析中，计算遵循了以空间分析为主，同时利用空间模型获得的偏载系数用以修正平面分析结果。以下以北江东立交B匝道为例，摘录主要结果。B匝道为半径60m，3跨21.7m连续箱梁，由于曲梁效应的影响，在成桥阶段就存在空间计算的弯矩和剪力与相应的平面计算结果有别。1、恒载弯矩空间效应产生平面计算模型的修正系数空间曲梁获得的主梁弯矩

33、分布：平面模型获得的主梁弯矩分布可见：对于曲线桥梁，弯矩虽然与剪力耦合，但是曲梁弯矩绝对值与同跨度的直线梁几乎相同，它们之间的最大差异仅3.4%；同时，本桥例支撑条件较为单一，窄幅箱的法向应力不均匀性也不大，建议平面计算恒载项目取1.034修正系数。2、恒载剪力空间效应产生平面计算模型修正系数空间曲梁扭矩分布：空间曲梁恒载剪力平面计算恒载剪力可见恒载在腹板造成的不均匀性是曲线效应产生的扭矩引起的。图表中显示最大值为施工首孔的靠近跨中断面，数值为2.14，由于该处由于本身竖向剪力值小，因此略有扭矩剪力流积分残留，就产生较大的修正系数，对实际设计而言，该值不控制，相反，在剪力控制区域，最大值不超过

34、1.13。恒载修正可偏安全取用1.15。3、活载弯矩空间效应产生平面计算模型偏载系数空间弯矩加载结果：平面弯矩加载结果：负弯矩偏载系数为1.19，正弯矩为1.09，偏安全，取为活载偏载系数取1.2。4、活载剪力空间效应产生平面计算模型偏载系数空间剪力加载结果：平面剪力加载结果：曲梁剪力偏载系数与直线梁有些区别，由于本空间模型采用了单脊梁式，因此所谓的剪力是代表了两片腹板的总和，并不能体现它们之间的不均匀，但是该模型通过最大剪力相应扭矩或者最大扭矩相应剪力等信息，表达了内外侧腹板之间的不均匀性，最终可以通过数值分析体现剪力偏载系数。活载偏载系数建议可取为1.25。三、用于本项目计算用的偏载系数小

35、结小结如下：Ø 大部分箱梁人行道在矮腹板外侧，重载交通偏向高腹板一侧，活载偏载系数均由高腹板控制，偏载系数1.30；恒载偏载可记为1.0；Ø 85m跨由于其平面位于R=2200m全超高曲线上，空间计算组合值表明：由设计线外弧侧（本项目为左幅）桥幅结构控制，剪力控制断面设计值由重载交通偏向的矮腹板一侧控制，活载偏载系数可取用1.42；恒载偏载可偏安全取为1.0；Ø 根据关于一般构造尺寸的咨询报告，计入剪力滞后、约束扭转及畸变后，箱室正应力偏载系数取1.15。Ø 小跨度连续箱梁的偏载系数较为离散，必须根据实际断面布置、支撑形式、梁体曲率半径、施工流程等，采用

36、修正系数的形式对结构的平面计算加以修正。详情请参见计算报告相关章节。第三章 箱梁横向分析一、箱梁横桥向分析的目的和主要工况箱梁箱室的横桥向框架分析的重要性仅次于主受力面的分析，而且往往因为得不到充分重视，结构营运后会出现一些结构上的次要损害，如果这些损害得不到及时修复而累计起来，其后期将极大影响主受力面内的受力状况，真正到了纵横向裂缝相互影响的阶段而再进行加固的话，结构管养方面的处境已经显得非常被动了，因此，箱梁横桥向分析也是需要引起充分重视的。箱梁横桥向分析需要考虑下面所述的主要受力工况，其目的是综合不利受力状况，配置相应预应力和受力用的普通钢筋，用以严格控制暴露面例如箱室顶板、腹板、底板外

37、侧的裂缝宽在0.15mm以下，也需要控制箱室内侧面裂缝宽不超过0.20mm，同时，应保证构件极限承载能力得到满足。横桥向分析所得的配筋（包括普通钢筋）将与箱室板块（包括顶底板）参与的纵桥向抗剪、扭所需的钢筋相叠加。横桥向分析获得的腹板竖向应力将取不利组合，以修改竖向预应力有效成份的形式，参与纵桥向主拉应力的分析中去。横桥向分析的主要工况如下：Ø 箱梁自重以及二期桥面荷载在箱梁横断面框架内产生内力；Ø 桥面板直接承受人群、车辆荷载，该荷载在分布后产生的板块内力；Ø 箱室顶底板因为纵坡产生径向力，底板尚因为箱室变高度而产生径向力；本桥前者可以忽略不计，后者是主要受力模

38、式。Ø 箱室的非线性温差；Ø 合龙段收缩差，收缩差在结构早期差异较大，并取决于合龙段与相邻梁段的龄期差异；Ø 箱室底板在强大轴线压应力作用下的径向拉应力；以上箱梁横桥向分析均涉及框架性受力模式，根据荷载作用的特点，或可以取出一片平面应变单元，或以规范或块体受力的受力验证得到的结论，最终都应该以纵桥向一米为单位，给出确切的内力值，从而按照规范进行设计或验算。二、特殊工况单项分析1、底板径向力单独作用下箱室受力状况主要结构跨中底板钢束统计主跨 (m)钢束根数跨中底板钢束股数总计张拉吨位(T)底板最大预压力（Kn）最大股数波纹管外径(cm)底板厚 (cm)底板理论半径

39、(m)21032704137281127562213.535583.29100265069867856082213.535308.8985245049828843242112.432288.94可见，有可能控制设计的是210m（35cm底板）跨，或者85m跨（32cm底板）。（1）、底板曲率半径沿程分布图210m跨中底板曲率半径分布图：85m跨中底板曲率半径分布图：（2）、210m跨跨中区截面在底板预应力径向力作用下应力分布u 横桥向应力分布 u 竖向应力分布桥梁跨中区的径向力造成箱梁框架拉应力主要分布在顶底板外侧以及腹板下梗腋内侧：拉应力最大值在底板跨中下缘，为1154Kpa，箱室内倒角顶缘

40、横桥向拉应力1090Kpa（未超过底板下缘拉应力数值）；腹板内侧靠近倒角位置为竖向1669Kpa拉应力。u 径向力作用下箱室位移（放大500倍）底板跨中下挠1.18mm，顶板跨中上拱0.48mm。（3）、85m跨跨中区截面在底板预应力径向力作用下应力分布由于85m跨底板厚度减少至32cm，并且计算用梁底曲率半径较小，相对于桥幅，箱高较低，因此有经过计算以便于判断其是否控制设计：u 横桥向应力分布u 竖向应力分布底板跨中下缘横桥向拉应力877Kpa，箱室内倒角顶缘横桥向拉应力1259Kpa；腹板内侧靠近倒角位置为竖向1389Kpa拉应力。u 径向力作用下箱室位移（放大500倍）底板跨中下挠0.9

41、5mm。（4）、小结Ø 底板径向力的作用大小是由梁高变化规律、边中梁高相对比值、底板束用量决定的；事实证明，设计单位取用的两次方变化规律、支点和跨中梁高，以及来源于静定索合理化以减轻二期索份额的构思是合适的；Ø 一旦作用大小明确后，其作用效果，即内力应力数值则是完全由底板、腹板厚度决定的，这里也再次说明：具备底板大跨度的箱梁，底板的厚度不仅仅是纵桥向包裹钢束、纵桥向预压区面积唯一决定的，在一定程度上，它也取决于板的跨距；Ø 当底板跨距较大时，两侧底倒角采用合适尺寸的意义非常巨大，与材料的支出、斜倒角上设置底齿板的难度相比，孰重孰轻，一目了然，而且倒角尺寸尚跟底板跨

42、高比有关，当跨高比大时，倒角水平向尺寸应该更大；Ø 底倒角尺寸放大后的另一个便利是能将径向力作用点位置挪移到倒角中来，这样，对减轻底板受力乃至整个箱梁框架效应都是非常直接的，85m跨总的径向力是210m跨的1.5倍，而且其底板厚度比210m的相应薄了8.6%，但是由于其底板钢束根数少，底板跨度上布载位置比210m跨的窄了很多，因此径向力应力效果均比210m跨的小。Ø 本项目设计取用的箱梁底倒角的尺寸是比较合适的。Ø 比对本项目北江桥每座桥梁构造和后期合龙索情况，针对径向力这一单项的受力可由210m跨控制；Ø 板块的应力分布接近纯弯构件，径向力产生的腹板弯

43、曲应力相对底板拉应力比值而言，较矮的箱梁反而更大。Ø 腹板的弯曲应力削弱了作为抗剪主要构件腹板的主应力状态，这点将结合其它箱梁框架应力，在后续总体结构分析的主拉应力和竖向预应力讨论中展开。以上径向力效应也将叠加在后续箱梁横桥向综合分析结果中。2、合龙段收缩差引起的箱梁框架自应力（1）、箱室板块的收缩应变发展历程（2）、合龙段与其前后已浇箱室之间的应变差值收缩应变在砼浇注后即刻开始，并与环境湿度、厚度有关，这里取用相对湿度75%。合龙段砼在施工流程安排中，浇注时间始终迟于已浇砼，考虑对已浇砼施工缝处理时间；监控分析时间；合龙前吊架、水箱、合龙支架准备时间、立模扎钢筋时间；避让恶劣气候以

44、及急剧温度变化的气候等因素，假定合龙段迟于相邻已浇砼节段分别为60天和90天情况下，箱室周口收缩应变差值随着合龙段砼时间增长的应变差值变化曲线图如下，后续计算取用龄期差90天。从上图可见：仅由箱室龄期差异造成的收缩应变，其主要作用在合龙段终凝后并且水化热基本结束的前面时段，随着合龙后时间的推移，这种应变差值越来越小，直至消失，当然如果这期间裂缝开展了，恐难愈合。由于跨中合龙段质量控制较边跨难，并且受到的约束以及底板钢束径向力效应均大于边跨，故以中跨合龙段为例，将箱室收缩应变作为初应变，全桥空间梁体离散模型混合跨中段块体单元简单处理，主要观察跨中区应力分布。（3）、应力结果（应力KPa为单位，正

45、值为拉应力，下同）u 为全面观察受力的冯米赛尔应力分布（应力图示中位移均放大5000倍）可见：收缩差造成的应力分布相对集中，除合龙块外，前后明显影响区域约前后2.4m，也即仅有前后约一个块件受到牵制，这说明合龙块收缩差是局部问题。u 横桥向应力分布切片应力显示横桥向拉应力集中在顶底板，其中顶板跨中区带少量弯曲效应：顶板顶缘拉应力776Kpa，下缘1026Kpa；底板中部基本均匀受拉，平均拉应力为640Kpa。由于该应力实质就是自应力，因此，已浇梁段的顶底板受力均为受压，数值是由传递长度决定的，此案例顶板为合龙段数值的42%，底板则是44%。u 竖向应力分布切片应力显示竖向应力分布在腹板，数值较

46、大的靠近上梗腋，外表面为拉应力639Kpa，内侧则为压应力395 Kpa，靠近上梗腋的分布相反：外表面为220Kpa，内侧则为408 Kpa。说明腹板被顶底板的约束弯曲带动，上端嵌固弯矩数值上约为下端的两倍，性质相反。已浇梁段存在相反应力，最大数值为上述的70%。u 纵向应力分布切片应力显示在合龙段中央，纵桥向应力分布绝大部分在360Kpa（拉）339Kpa（压）之间，模型显示的翼板、箱室外侧底角处存在角点应力集中现象，数值上998Kpa、982Kpa，均为压应力。箱室断面积分的平均拉应力为2.7Kpa，可忽略不计。虽然断面平均纵桥向应力极低，但是上述现象是可以理解的，由于箱室的收缩，在变形形

47、式上出现了“颈缩”现象，四周顶底板、腹板由于弯曲而产生一定的拉压应力现象，如果将位移放大20000倍，可以定性了解应力分布的特性：u 合龙段早期收缩差产生的变形（位移放大10000倍）（4）、合龙段收缩差受力状况小结及其设计对策探讨：Ø 合龙块收缩差是局部问题。从应力分布来看，合龙段加上其前后约一个梁段为其作用区间。Ø 合龙块收缩差效应是初应变产生的自应力行为，这种力学效果在前期较明显，后期随着时间的推移而逐步消失。具体设计中应由前期收缩差值控制。咨询建议在合理可行的工期安排下，合龙段与已浇梁段之间的浇筑龄期差不应大于90天，是否可按60天提出要求请设计斟酌。Ø

48、收缩差造成合龙块横桥向应力较明显：顶板平均900Kpa拉应力，底板约640Kpa（210m算例结果），相邻已浇梁段则为受压。Ø 合龙段收缩差形成的箱梁顶底板横桥向应力分区现象极其明显：合龙段顶底板受拉，而相邻已浇梁段则均受压，原因是一般合龙段长度较短，应力转移现象十分仓促，结构利用施工缝位置传递剪应力，借此形成顶底板拉压应力的区分，一旦传递破坏，箱梁就需要利用较长区段来消化收缩差应变，因此一旦收缩差造成纵桥向裂缝，往往会殃及已浇梁段。Ø 腹板竖向应力呈弯曲型受力分布，较大的拉应力分布在上梗腋箱体外侧，这与其它控制腹板主应力下梗腋拉应力控制的情况有些不同，而且该处腹板本身受剪

49、不严重，况且合龙段局部径向力小，故咨询对于合龙段腹板的建议是：只需在腹板配筋上略加注意即可。Ø 从顶底板横桥向拉应力数值上看，虽然单项合龙收缩差不会造成顶底板纵桥向裂缝的开展，但是结合本节所阐述的箱梁框架内受力，不难理解，该项自应力对裂缝的开展具有不可忽视的贡献。Ø 单项分析表明：合龙段收缩差造成的顶底板横桥向拉应力是顶板较大，底板较小，但结合箱梁其它形式框架内受力，可以得知：尚未投入营运的顶板得益于横桥向预应力的强大作用，即便收缩差造成峰值拉应力，也完全被横桥向预应力抵消；而底板则为顶板横向预应力付出次轴拉力的代价，同时还被附近梁段底板径向力作用着，因此最早出现裂缝问题的

50、应该在底板。Ø 咨询认为：合龙段收缩差问题属于初应变受力模式，因此而采用在合龙段增加隔板是不正确的（其他受力需要设置跨中隔板的除外），而在合龙段前后梁段浇注隔板或半隔板的措施（其他受力需要设置的除外）也不太直接。Ø 当然，在底板直接施加预应力钢束是最直接的方法，但是这方法也有很多缺点，这里不展开讨论。针对上述情况，建议设计措施除了合龙段需要配置额外的横桥向受力钢筋特别是合龙段底板横桥向受力钢筋（抵抗这部分拉应力的钢筋面积不小于20.5cm2），尚需要强调合龙段接触面，即长悬臂端作为施工缝处理的施工要求，为安全计，还可在前后各一梁段设置该额外钢筋。3、跨中区成桥由预压力产生的

51、面外应力u 模拟的成桥态跨中区域纵向应力分布u 板块平面内主拉应力分布（最大值66Kpa）可见：Ø 两次倒角的顶板由于有一定起拱效应，在承受纵桥向压应力时附生主拉应力。Ø 箱室的横桥向约束相对目前纵桥向轴压应力而言显得较为弹性，由此产生的箱室框架内主拉应力可以忽略。三、箱梁横桥向综合分析结果摘录（一）横向分析荷载横向平面框架分析作用荷载包括结构自重、二期恒载、桥面横向预应力系统的作用、桥梁纵向预应力钢束径向力、桥面板局部温差以及桥面活荷载。1、永久荷载结构自重、二期恒载、顶板横向预应力以及纵向预应力钢束径向力均纳入永久荷载。结构自重按26kN/m3计；顶板横向预应力布置4-

52、15.2钢绞线，间距50cm,采用交错单端张拉。（检查最终出版施工图送审稿，设计已将210m跨横向钢束改为3-15.2/50cm）纵向预应力钢束径向力包括顶板束和底板束，前者因桥面纵坡产生，后者因箱室变高度而产生。本桥前者可忽略不计，后者是主要受力模式。二期恒载和预应力钢束径向力采用集中力和均布荷载的形式作用于横向框架上，荷载布置如下图所示：二期恒载及跨中底板束径向力荷载布置图2、可变荷载（1）温度荷载桥面板局部升温为145.50.0，桥面板局部降温为-7-2.750.0。（2）活荷载桥面活载包括人群荷载以及车辆荷载。人群荷载以均布荷载的形式在人行道范围布置；车辆荷载根据车轮作用点的位置考虑沿

53、纵桥向的荷载分布宽度后，折算成单位板宽（每延米）荷载，以集中力的形式加载。根据加载位置以及效应的不同共分为4个工况：工况1：顶板跨中最大正弯矩，腹板外侧受弯最大值；工况2：人行道侧悬臂板最大负弯矩；工况3：顶板跨中最大负弯矩，腹板内侧受弯最大值；工况4：车行道侧悬臂板最大负弯矩。各工况加载位置分见以下图示：（二）横向分析结果1、计算模型横向分析模型共71个单元，其中139号为桥面板单元，4053号为腹板单元，5471号为底板单元。箱梁横向计算顶板按预应力A类构件设计，腹板和底板按普通钢筋砼构件设计。2、箱梁横向变形（仅列210m刚构数据）悬臂端竖向位移6.6mm(向上)；顶板中部竖向位移1.3mm(向上)；底板中部竖向位移3.3mm(向下)。成桥状态变形示意图 (位移放大200倍)悬臂端竖向位移1.8mm(向上)；顶板中部竖向位移1.7mm(向下)；底板中部竖向位移0.6mm(向上)。区间板加载活载工况1变形示意图 (位移放大200倍)悬臂端竖向位移2.8mm(向下)；顶板中部竖向位移1.1mm(向上)；底板中部竖向位移0.5mm(向下)。悬臂板加载活载工况3变形示意图(位移放大200倍)顶板中部位移均小于L/600=15m