高墩大跨预应力混凝土连续刚构桥.pptx

1、高墩大跨预应力混凝土连续刚构桥设计与施工关键技术研究项目研究阶段工作汇报 湖北沪蓉西高速公路建设指挥部 2008.3.30 项目计划研究的主要内容 高墩大跨预应力混凝土连续刚构桥结构整体布置及结构各部分尺寸的合理确定； 混凝土薄壁箱梁桥的非荷载作用（温度及混凝土收缩徐变作用）及其效应研究； 高墩大跨预应力混凝土连续刚构桥复杂区域的受力分析及配筋研究； 高墩大跨预应力混凝土连续刚构桥受力的非线性及稳定分析；大跨预应力混凝土箱梁桥纵、横、竖三向预应力筋的合理布置及相应预应力损失的合理确定；高墩大跨预应力混凝土连续刚构桥地震和车振反应分析； 高墩大跨预应力混凝土连续刚构桥合理合拢温度的选取及不同温度

2、下的合拢对策；高墩大跨预应力混凝土连续刚构桥的施工监控。 项目研究的进展情况 各项研究专题紧密结合依托工程 龙潭河大桥均已全面顺利开展。已完成的专题 已取得的主要研究成果大跨预应力混凝土连续刚构桥结构整体布置及结构各部分尺寸的合理确定；大跨预应力混凝土连续刚构桥预应力优化研究；大跨预应力混凝土连续刚构桥复杂区域的受力分析及配筋研究；预应力混凝土箱梁桥收缩徐变效应分析； 室内试验部分 现场试验部分箱梁预应力损失的实测与分析；箱梁的裂缝成因分析与控制；箱梁混凝土强度和弹性模量的发展规律；箱梁节段施工工期的合理确定；预应力混凝土箱梁桥温度效应分析；龙潭河大桥施工过程中的稳定分析；车辆作用下结构的振动

3、分析。 上述相关成果已总结了10专题研究报告并以提交给业主。连续刚构桥参数优化研究 已建连续刚构桥边中跨比值统计已建连续刚构桥跨高比统计以往多根据经验值 已建连续刚构桥墩顶底板厚度统计已建连续刚构桥跨中底板厚度统计已建连续刚构桥根部腹板厚度统计已建连续刚构桥跨中腹板厚度统计 多目标参数优化设计参数选择 影响桥梁受力因素主要有桥梁跨径、主梁高度、顶底板厚度、腹板厚度、梁底曲线指数、墩间距等 。本文考虑对几个主要设计参数进行优化，它们是边中跨比值、梁底曲线指数，主跨与根部梁高之比跨高比，双肢薄壁墩间距 。目标函数I是使所有选择的截面应力的方差最小 ：目标函数II是所有选择的截面应力的平均值最小 ：

4、目标函数： 目标函数的确定约束函数的确定 施工阶段应力约束：运营阶段应力约束： 运营阶段位移约束：优化模型建立 模型采用ANSYS中的APDL语言建立，将边中跨比值，梁底曲线指数，薄壁墩间距和主跨与根部梁高的比值作为变量进行多目标优化。考虑施工过程进行全过程优化。 多目标优化 得理想点检查理想点是不是绝对最优点否是采用评价函数法中的极小距离理想点法最优点遗传算法和神经网络在预应力连续刚构桥 参数优化中的应用遗传算法（Genetic Algorithm，简称GA）起源于对生物系统所进行的计算机模拟研究。是一种高效、并行、全局搜索的方法，它能在搜索过程中自动获取和积累有关搜索空间的知识，并自适应地

5、控制搜索过程以求得到最优解。 计算模型的建立与上节相同 ，将遗传算法翻译成APDL语言，将边中跨比值，梁底曲线指数，主跨与根部梁高比值及墩间距作为遗传算法的四个变量，由遗传算法根据多目标函数寻优。 遗传算法用于连续刚构桥优化评价函数采用极小距离理想点法：用遗传算法寻优，程序很容易早熟，程序在没有搜索到最优值时就不再进化。于是必须对遗传算法进行改进。结合神经网络BP神经网络人工神经网络具有很强的学习和适应外部环境的能力，这是所谓的训练。工程应用最多的是BP神经网络。 收集已建预应力混凝土连续刚构桥的主要设计参数，得到这些参数的经验取值范围：边中跨比值的经验取值范围是0.50.7；主跨跨长与根部梁

6、高的比值为1520，主跨跨长与跨中梁高的比值为5065之间；梁底曲线目前一般取为1.5次抛物线或是1.8次抛物线。使用正交表进行参数优化。经过正交表优化得到一组优化结果：梁底曲线指数为1.8，边中跨比值为0.6，跨高比为18，薄壁墩外侧间距为15，墩中心矩为11.4。 结论遗传算法与神经网络的结合 ，循环得到648个参数组合，得到优化结果：边中跨比值为0.55，梁底曲线指数为1.77，跨高比为18.96，双薄壁墩中心间距为11.37米。用完备的正交表获得训练样本组合，并进行神经网络训练和遗传算法，可以得到良好的结果。 连续刚构桥预应力优化研究本文提出悬臂施工连续刚构预应力优化设计的新方法，其基

7、本思想是： 选择施工控制截面，以离散截面的最小弯曲能量为优化目标函数，以各施工阶段及运营阶段的应力为约束条件，优化各阶段张拉的预应力钢筋。优化的基本思想 建立目标函数 基于最小弯曲能量法,以最大悬臂状态或全桥弯曲应变能为性能指标函数,则结构弯曲应变能可写成： 对于离散的杆系结构可表示成对每个节段的弯曲能量进行累加：约束方程 设连续刚构在最大悬臂状态各节段的左、右端恒载弯矩为 、 ， 为所有截面的恒载弯矩矩阵，最大容许应力向量为Ecci,最小容许应力向量为Ecti。以各施工阶段已张拉张拉的预应力筋的根数Ti作为设计变量，预应力筋产生的弯矩影响矩阵为 ，约束方程为： 按规范JTG D62-2004

8、规定，预应力混凝土受弯构件，在预应力和构件自重等施工荷载作用下截面边缘混凝土的法向应力应符合下列规定：压应力拉应力即：龙潭河特大桥示意图工程实例最大悬臂状态上下缘应力比最大悬臂状态位移图最大悬臂状态弯矩图用钢量直方图 长期效应组合底板正应力包络图 长期效应组合顶板正应力包络图 方法比较参数分析（顶板束与腹板束的面积比）用钢量变化图 最大悬臂状态主梁弯矩 最大悬臂状态主梁上下缘正应力之比 最大悬臂状态主梁竖向位移 横向与纵向预应力的交互作用板的 受力单元 Npo1先张钢筋在单位宽度板上的合力 Np单位宽度板上后张钢筋合力作用 l在后张钢筋的作用下，板在先张钢筋方向长度的增量 Npo作用在板上的先

9、张钢筋单位宽度的合力产生的增量 Npo2交互作用后，先张钢筋在单位宽度板上的合力由于泊松效应产生的应变先张钢筋长度增量产生的应变交互作用的基本理论定义交互影响系数 式中，空间模型无横向预应力时腹板与顶板交界处的应力；有横向预应力时腹板与顶板交界处的应力；空间模型无横向预应力时腹板与底板交界处的应力；有横向预应力时腹板与底板交界处的应力。时，称为正交互影响系数；当 时，称为负交互影响系数。并且在纵向预应力及横向预应力的相互影响下，某个点的交互影响系数还可分为纵向交互影响系数（纵向正应力之比）和横向交互影响系数（横向正应力之比）。 交互影响线是指交互影响系数随施工阶段的变化曲线。车道荷载纵向布置图

10、 车道荷载横向布置图（单位：m） 跨中截面内力影响线图（单位：m） 活载布置 施工过程模拟 在连续刚构桥建模中，混凝土用solid65单元进行模拟，预应力钢筋用link8单元进行模拟；在求解中，使用了生死单元的功能和修改混凝土单元容重的方法模拟悬臂施工过程。 右边跨根部顶板交互系数影响线 右边跨根部底板交互系数影响线 右边跨1/4跨顶板交互系数影响线 右边跨1/4跨底板交互系数影响线 右边跨1/2跨底板交互系数影响线 右边跨1/2跨顶板交互系数影响线 顶板及底板纵向交互系数影响线 选取三种泊松比 无横筋中跨根部截面应力分布图 有横筋中跨根部截面应力分布图 剪力滞系数施工阶段分布图 剪力滞效应的

11、参数分析横向预应力钢筋的影响（根部截面）跨中截面 正常使用状态顶层分层应力对比图正常使用状态底层分层应力对比图 横向预应力施加方法的影响采用link8单元 等效荷载法 无横筋正应力分布 剪力滞系数施工阶段分布图 不同加载位置的剪力滞系数沿纵向分布图 横向预应力间距的影响车道荷载加载的纵向位置的影响 综合比较，可以看出基于最小弯曲能量法的纵向预应力优化方法是较为理想的优化方法。用此方法得到的用钢量虽比用钢量最小法要多27.3t（占3.8），但它使主梁变形较小、受力性能更好；当顶板束与腹板束的面积比为23时，主梁的内力、位移、应力结果都比较好，并且用钢量比较小。建议在设计预应力束时，采取顶板束与腹

12、板下弯束的根数比值为23之间。 主要结论 箱梁在施加了横向预应力钢筋以后，对纵向正应力的分布规律产生比较明显的影响，应仔细考虑横向预应力对箱梁纵向正应力的影响。原设计的变厚度的顶板是合理的，即腹板附近的顶板厚度大，远离腹板的顶板厚度小，顶板的合理设计使得顶板的剪力滞现象变得不明显，故在做局部空间分析时不能把顶板厚度简化成平均厚度进行计算。大跨预应力混凝土连续刚构桥复杂区域配筋设计 拉压杆模型法是由Ritter和Morsch提出的桁架模型基础上发展而来的。 拉压杆模型方法抓住了结构的受力本质，其受力概念明确，工程师易于理解掌握，便于在工程设计中应用。拉压杆模型方法尤其适用于混凝土结构的D区，即不

13、符合平截面假定的区域的设计。 拉压杆模型配筋法 复杂区域拉压杆模型配筋确定D区的范围 对大桥墩梁固结处及附近区域进行平面和空间有限元分析，确定D区范围：如果平面杆系分析和空间有限元分析的结果一致时，说明该区域符合平截面假定，则该区域为B区，否则为D区。 大跨预应力混凝土连续刚构桥墩梁固结处及附近区域的主梁的D区范围为在距离双支薄壁墩中心线2倍的主梁梁高范围内，即包括0和1块。桥墩部分 由于主墩为双支薄壁墩，几何形状和受力都比较简单，可以按照相关文献取一倍的梁高范围，即取距离梁低5米的范围作为主墩的D区。计算模型顶板应力分布情况 D区顶板最大主应力等值线图 D区顶板最小主应力等值线图 底板应力分

14、布情况 D区底板最大主应力等值线图 D区底板最小主应力等值线图 腹板应力分布情况 D区腹板最大主应力等值线图 D区腹板最小主应力等值线图 横隔板内侧应力分布情况 D区横隔板内侧最大主应力等值线图 D区横隔板内侧最小主应力等值线图 横隔板外侧应力分布情况 D区横隔板外侧最大主应力等值线图 D区横隔板外侧最小主应力等值线图 根据以上分析，可以看出，D区范围内的大部分区域的混凝土均存在不同程度的拉应力，尤其是横隔板、底板、腹板相互之间的结合部。有些区域主拉应力值已经明显超过混凝土的抗拉标准强度，即使按照现行规范配构造钢筋，上述区域也会产生裂缝。造成如此规模的拉应力的原因主要是这部分区域各部位的厚度均

15、比较大，各板边缘承受的约束作用很强，整体抵抗变形能力强，这对于整体结构抵抗外力作用来说是有利的，但对于局部来说，却是一个不利的条件。顶板拉压杆模型配筋设计顶板拉压杆模型配筋设计结论与建议对于大跨预应力连续刚构桥局部复杂受力区域的应力控制仅仅用平面杆系有限元分析是不够的，因为这部分区域不符合平截面假定，平面杆系有限元分析不能反映结构真实的应力状态，有必要对局部区域进行空间有限元分析。 大跨预应力混凝土连续刚构桥墩梁固结处及附近区域的主梁的D区范围为在距离双支薄壁墩中心线2倍的主梁梁高范围内，即包括0和1块。桥墩的D区范围为距离梁底以下的1倍梁高的桥墩内，即距离梁底5米以内的范围。大跨预应力混凝土

16、连续刚构桥墩梁固结处及附近区域的D区范围内的大部分区域的混凝土均存在不同程度的拉应力，局部区域拉应力超过混凝土抗拉强度。造成如此规模的拉应力的原因主要是该区域厚度均比较大，各板边缘承受的约束作用很强，整体抵抗变形能力强，这对于整体结构抵抗外力作用来说是有利的，但对于局部来说，却是一个不利的条件。 实际配筋是根据经验，没有考虑结构受力，所以整个配筋是基本相同，而拉压杆模型配筋是在主拉应力比较大的区域配筋多，而主拉应力比较小的区域配筋量就明显比较少，所以拉压杆模型法配筋优化了普通钢筋的设计，结构受力明确，施工也比较方便，并使其更加合理、经济。 混凝土箱梁收缩徐变效应分析室内试验箱梁模型平面图(单位

17、：cm) 箱梁模型截面尺寸(单位：cm)顶板宽2.4m，底板宽0.9m，高0.4m，模型总长9.05m，两端及中间支座位置设横隔板。模型主筋HRB335级，箍筋HPB235级,混凝土等级C50 箱梁模型配筋测点布置 跨中截面钢筋应力计布置 中间支座截面钢筋应力计布置 箱梁模型配筋图材性试验实物图试验加载装置 加载装置示意及加载实物图混凝土柱徐变试验装置 环境温度时程图环境湿度时程图 主要结果及结论： 素混凝土柱徐变系数时间关系环境温度在-0.639.8变化，环境温度在40%86%变化。按D.E.Branson提出的表达式对实测徐变系数进行曲线拟合。ACI209R-92模型计算值较实测徐变系数偏

18、低8.9%，CEB-FIP(MC90) 模型的计算值较实测徐变系数偏高9.1%。 跨中AA截面钢筋应变时程曲线 长期荷载作用受拉钢筋S6、S7的应变变化相对较小，持荷1006d受拉钢筋应变较初始值增加32.8%、27.0%；长期荷载作用受压钢筋(S1S5)的应变变化相对较大，持荷1006d受压钢筋S1、S2、S3、S4、S5位置应变较初始值分别增加614%、453%、400%、394%、650%。 随时间增长顶板钢筋应变分布呈均匀分布趋势。 跨中AA截面顶板钢筋应变横向分布中间支座CC截面钢筋应变时程曲线CC截面，持荷1006d 受拉钢筋S1、S2应变较初始值分别增加22.2%、18.3%；持

19、荷1006d 受压钢筋S3、S4、S5应变较初始值分别增加80%、141%、88%。 跨中AA截面顶板混凝土应变时程曲线 持荷1006d，C1、C2、C3、C4、C5位置压应变较初始值分别增加318%、301%、286%、307%、319%。随时间增长顶板混凝土压应变呈均匀分布趋势。 跨中AA截面顶板混凝土应变横向分布支座CC截面底板混凝土应变时程曲线持荷1006d，C8、C10、C11位置压应变较初始值分别增加106%、103%、120%。实测支座反力系数时间曲线徐变效应将引起连续箱梁结构内力重分布，导致中部支座反力减小，边支座反力增加。持荷1006d，实测边支座1、中间支座、边支座2的反力

20、系数分别为0.222、0.552、0.225 ，与t0时刻相比，增长幅度分别为6.1%、-5.2%、8.3% ；且支座反力系数前期变化较显著，后期发展相对较稳定。持续荷载作用实测挠度变形时程曲线（1）持荷1006d，A-A跨跨中长期挠曲变形实测值为初始变形的2.832.99倍；B-B跨跨中长期挠曲变形实测值为初始变形的2.973.04倍。（2）前12个月挠曲变形发展较快，2年左右趋于稳定。A-A跨跨中截面持荷29d、181d、364d、728d实测挠曲变形分别完成1006d变形的46.6%、60.4%、78.5%、94.0% 。(a) 底板、腹板裂缝分布情况A-A跨梁段初始裂缝宽度实测0.03

21、30.098mm，持荷1006d裂缝宽度实测0.0670.163mm， 为初始值的1.612.21倍；B-B跨梁段初始裂缝宽度实测0.0380.090mm，持荷1006d裂缝宽度实测0.0650.161mm，为初始值的1.672.15倍。(b) 顶板裂缝分布情况 中间支座梁段初始裂缝宽度实测0.0580.070mm，持荷1006d裂缝宽度实测0.0940.152mm，为初始值的1.572.38倍。 (a) A-A跨梁段部分裂缝宽度变化(b) B-B跨梁段部分裂缝宽度变化(c) 中间支座梁段部分裂缝宽度变化长期荷载作用引起受拉钢筋的应变增长相对较小，且跨中截面较中间支座截面增长显著，持荷1006

22、d跨中截面拉应变较初始值增加26.9%32.8%，中间支座截面拉应变较初始值增加18.3%20.4%。长期荷载作用引起受压钢筋的应变增长相对较大，且跨中截面较中间支座截面增长显著，持荷1006d跨中截面压应变较初始值增加387%650%，中间支座截面压应变较初始值增加80%141%； 主要结论 ：长期荷载作用引起受压混凝土的应变增长相对较大，且跨中截面的压应变增长较中间支座截面显著，持续荷载作用受压混凝土表面压应变前期发展较快，后期发展基本趋于稳定； 持荷1006天跨中截面顶板压应变较初始值增加 276%350%，中间支座截面底板压应变较初始值增加106%120%；随时间增长，混凝土压应力分布

23、呈均匀分布趋势 ；持荷1006天，跨中截面的长期挠曲变形实测值为初始变形的2.833.04倍，持荷荷载作用前12个月的挠度变形发展较快，2年左右相对趋于稳定；连续箱梁内力重分布效应对其长期挠曲变形的影响较大，持荷1006d长期挠曲变形实测值分别较规范JTG D62-2004、规范GB 50010-2002计算值偏大68%、85%。 考虑长期荷载作用对连续箱梁内力重分布的影响，采用规范JTG D62-2004计算特征裂缝宽度时，建议与构件受力性质有关的系数取1.25，采用规范GB 50010-2002计算最大裂缝宽度时，建议取构件受力特征系数取2.7。此时跨中截面的裂缝宽度计算值与实测结果吻合较

24、好，中间支座截面裂缝宽度按规范GB 50010-2002计算值偏小16.4%。按规范TB 10002.3-2005最大裂缝宽度计算值亦与实测结果吻合较好。混凝土箱梁桥温度效应研究箱梁桥温度场及温度效应现场实测大桥2应变测试截面总体布置图大桥1应变测试截面总体布置图温度及应变测点布置 挠度测点布置 大桥1施工过程种测试情况混凝土表面温度与环境温度的比较桥址环境温度截面T3顶板和悬臂板混凝土内部温度截面T3腹板和底板混凝土内部温度桥面铺装层对温度的影响 梁高及桥面铺装对温差的影响次边跨合拢段S1截面各测点应变 根部S5截面各测点应变部分时刻挠度变化 成桥后大桥测试情况成桥通车后，课题组在各个季节具

25、有代表性的天气情况下，对其进行了多次为期24小时的连续观测，测试间隔为24小时不等，在测试期间，由于桥梁上均有车辆通过，因此在测试过程中，尽量选择无车的状态下进行测量。 桥址环境温度T1截面顶板温度测点温度T1截面腹板温度测点温度 T1截面底板温度测点温度根部S6截面上缘测点应变 次边跨合拢段S10截面下缘测点应变混凝土箱梁温度场理论分析混凝土箱梁表面热流分析辐射换热对流换热内部热传导混凝土箱梁外表面的热平衡表达式箱梁外表面向箱梁内部混凝土的传热量 -为箱梁外空气综合温度，它包涵了箱梁外空气温度、太阳辐射、地面发射辐射和长波辐射、大气长波辐射对箱梁外表面的综合热作用。T2、T3截面T1、T4截

26、面正温差分析T3截面顶板测点温度比较 T3截面底板测点温度比较T3截面上游侧腹板测点温度比较T3截面下游侧腹板测点温度比较骤然降温分析大气温度降温历程 开始降温，10h内降温15度箱梁顶板、底板温差变化 最大负温差时刻箱梁顶板、底板温度沿其高度分布 混凝土箱梁温度梯度模式的确定竖向温差模式截面T3顶板各高度横向温差 横向温差模式截面T3顶板各高度横向温差因此顶板内横向温差可用下式来描述，对于某一高度，顶板中心测点与各点的温差为：悬臂板内：顶板内： 由前述分析可知，腹板和底板的横向温差较小，可忽略不计。综上，同时考虑箱梁竖向和横向温差，将箱梁分为五个区域，各区域温度分布模式可表示为： 二维温差模

27、式混凝土箱梁桥温度效应理论分析大桥1悬臂状态时的温度效应分析大桥1下半幅13号墩18号块施工完毕后，课题组对其进行了为期24小时的连续观测基于此实测数据，采用本文所提出的二维温差模式，运用ANSYS对东阳渡大桥进行温度效应空间分析 截面T2、T3各测点平均温度 根部截面S5、S6各测点平均应变 13-18号块梁端挠度ANSYS计算模型各时刻挠度实测值与理论值比较 S5截面纵向应力云图（MAX=1.26MPa） S5截面横向应力云图（MAX=2.72MPa） 大桥1合龙后铺装层未浇筑时温度效应分析 大桥1施工接近尾声，进入桥面铺装的施工阶段，且由于某种原因该桥处于停工状态，为此对其进行了为期4天

28、的连续观测基于此实测数据，采用本文所提出的二维温差模式及仅考虑竖向的一维温差模式，运用ANSYS对大桥进行温度效应空间分析 ANSYS计算模型（局部） 各时刻挠度实测值与理论值比较 S5截面纵向应力云图（MAX=0.7MPa） S5截面横向应力云图（MAX=2.90MPa） S4截面纵向应力云图（MAX=1.10MPa） S4截面横向应力云图（MAX=2.80MPa） 箱梁顶板下缘中点应力变化 各国桥梁规范的比较（正温差） 对JTG D62-2004、澳大利亚国家道路管理局全国协会规定、中国原公桥规、TB 10002.3-99、BS5400、法国桥梁规范和新西兰桥梁规范进行比较按两组温度设计取

29、值（按规范规定和按实测数据）进行计算各国规范对应的挠度 模拟各国规范对应的挠度各国桥梁规范的比较（负温差） 对BS5400、AASHTO98规范进行比较按规范规定的温度设计取值进行计算根部截面箱梁顶板中线应力分布 温度效应主要结论箱梁不仅沿截面高度方向存在着较大的温差，其宽度方向即箱梁顶板和翼缘板之间同样存在着较大的温差，其最大值分别达到24.5和17.8；本文方法模拟箱梁在太阳辐射作用下的温度场可以达到理想的精度；箱梁各部位壁厚越大，其内的负温差也就越大，箱梁其它截面参数如梁高、翼缘板宽度等则对负温差影响较小；特别是对于横向温差较大时刻，本文提出的箱梁二维温差模式可以很好的模拟实际情况，而对

30、于横向温差较小的时刻，采用本文的竖向温差模式亦可达到满意的精度；箱梁在正温差作用下，其顶板下缘的横向拉应力最大可达到2.9MPa，因此应予以重视；即使负温差模式中温度设计值仅为78时，其顶板上缘的纵向、横向拉应力都在2.4MPa以上，因此应予以重视；对于箱梁日照温差效应，建议选用非线性的温度梯度模式如本文所提出的日照温差模式，其温度设计值建议取为2025之间；而对于骤然降温温差效应，建议选用BS 5400负温差模式，其温度设计值建议取为1014之间；在箱梁的某些部位，采用不考虑箱梁横向效应的常规方法计算出的应力结果是偏于不安全的，且不能计算出箱梁横向应力，因此应予以重视；箱梁桥收缩徐变效应分析

31、-现场试验箱梁桥收缩徐变效应现场实测大桥2应变测试截面总体布置图大桥1应变测试截面总体布置图大桥1上半幅主跨根部截面S5截面测点应变 主跨根部截面S6截面测点应变 主跨跨中截面S4截面测点应变 次边跨合拢段截面S10截面测点应变 主跨根部截面S5截面测点应变 主跨根部截面S6截面测点应变 大桥1下半幅次边跨合拢段截面S1截面测点应变 主跨跨中截面S4截面测点应变 次边跨合拢段截面S1截面测点应变 次边跨根部截面S2截面测点应变 大桥2上半幅主跨根部截面S5截面测点应变 主跨根部截面S6截面测点应变 次边跨合拢段截面S10截面测点应变 主墩截面S12截面测点应变 主跨根部截面S2截面测点应变 主

32、跨根部截面S3截面测点应变 大桥2下半幅应变数据分析（a）主跨根部截面S5（b）次边跨合拢段截面S10各截面上、下缘测点应变增量比较主跨跨中截面S4截面上缘各测点应变增量沿箱梁横向分布 成因分析箱梁根部截面顶、底板厚度相差较大混凝土箱梁顶板会直接受到日照的作用箱梁根部截面顶、底板配筋率有所不同箱梁根部截面上、下缘的初始应力大小和施工过程中的应力变化不同 大桥2成桥后的挠度变化 箱梁桥收缩徐变效应分析合拢段截面S1上缘测点应变比较 合拢段S1截面下缘测点应变比较 部分分析结果根部截面S2上缘测点应变比较 根部S2截面下缘测点应变比较 2005.5相对于2004.5的挠度变化 2006.5相对于2

33、004.5的挠度变化 GL2000模型计算出的相对挠度变化 部分参数分析温度和湿度及其变化的影响混凝土配筋率的影响箱梁分层的影响 考虑以上因素与否对于混凝土的收缩应变的影响均较为明显；对于混凝土徐变应变，就所计算的结果而言，温度、湿度及其变化的影响相对较小，而配筋率对其的影响较大。箱梁桥收缩徐变效应主要结论对于箱梁顶、底板厚度相差较大的根部截面，上缘应变在成桥后的23年内基本趋于稳定，下缘应变仍具有一定的增长趋势，而对于跨中截面和合拢段截面，上下缘应变发展趋势基本相同；所提出的混凝土收缩应变和徐变系数计算方法能够较好的应用于处于自然环境中的大跨箱梁桥的收缩徐变效应分析中；在缺乏实际资料的情况下

34、，推荐采用GL2000模型进行箱梁桥的收缩徐变效应计算；对各影响因素（包括温度和湿度及其变化、配筋率、箱梁局部理论厚度）进行分析后可发现：考虑以上因素与否对于混凝土的收缩应变的影响均较为明显，相差在7.522.7之间，因此要准确分析箱梁桥的收缩徐变效应，应该考虑箱梁上述因素对其箱梁桥收缩徐变效应的影响。箱梁竖向预应力损失分析箱梁腹板竖向预应力布置图（单位：cm）竖向预应力张拉端和锚固端大样图（单位：cm）传力锚固后的测试结果（对数X轴）梁体水化热和孔道灌浆引起的温差损失竖向预应力筋如在梁段混凝土由于水化热产生的温度场还未完全稳定的情况下张拉并随即进行管道压浆和封锚，则应考虑孔道压浆后至预应力筋

35、与其周边混凝土之间形成可靠粘结力这一期间的损失。预应力筋低温张拉、高温粘结，则均会存在温差损失。预应力损失分析主要结论锚具变形和钢筋回缩引起的损失占竖向预应力第一批损失的比重较大，就所测试的预应力筋而言，该项损失约占预应力总损失的51.2%；按现行桥规JTG D62-2004中确定纵向预应力损失的相关方法计算箱梁腹板竖向预应力筋相应的5种损失，所得结果与相应各项损失的实测值基本吻合；但5项损失之和不能反应实际的总损失；预应力筋低温张拉、高温粘结，则均会存在温差损失。龙潭河桥箱梁横、竖向预应力损失测试 钢绞线预应力筋测试位置：测试位置为左线7号墩11号块。 预应力筋参数采用15.24mm的钢铰线

36、，每束三股，竖向长度是686.7cm。竖向预应力筋横向预应力筋采用12.7 mm的钢铰线，每束三股，竖向长度是1266cm。施工中的龙潭河桥竖向预应力测试横向预应力测试竖向预应力筋损失： 张拉时，按规范计算得到的理论损失为47.8kN，损失了8左右，而实测的张拉力损失了18左右。横向预应力筋损失： 张拉时，按规范计算得到的理论损失占张拉控制力的5左右，而实测的张拉力损失了11左右。故：对分批张拉所引起的损失要引起重视。同时要注意预应力张拉过程中，对断丝的控制。箱梁预应力损失分析龙潭河桥梁体水化热和孔道灌浆引起的温差损失采用ANSYS，对龙潭河大桥典型梁段的水化热进行了模拟，同时还考虑了竖向预应

37、力筋孔道灌浆浆体的影响。分析时按梁段混凝土浇筑4天后即进行张拉和灌浆的情形予以考虑，混凝土的入仓温度按30考虑，预应力筋的温度按22考虑。由此得到相应的竖向预应力筋温度变化及损失。 梁段计算模型2#梁段梁 高：11.26m腹板厚：0.7m底板厚：1.03m13#梁段梁 高：5.91m腹板厚：0.55m底板厚：0.54m22#梁段梁 高：3.56m腹板厚：0.4m底板厚：0.33m2梁段混凝土腹板温度变化 2梁段竖向预应力筋温度变化 从中可以看出：预应力筋的温度在灌浆后逐渐升高。至灌浆后一天（浇注混凝土后第5天），其温差仍分别有18.6、16.5 和16.3 ；此时假定管道内的水泥浆已有较高强度（15MPa）；若预