桥梁施工图专项咨询报告回复完整版(特大桥)

1、XX大桥施工图专项咨询报告 广州市布瑞聚结构工程咨询有限公司2010年4月 #广州市布瑞聚结构工程咨询有限公司2010年4月XX桥专项咨询报告意见回复目录TOC o 1-5 h z HYPERLINK l bookmark2 第一章概述1 HYPERLINK l bookmark4 一、背景介绍1 HYPERLINK l bookmark6 二、工程概况1 HYPERLINK l bookmark8 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 HYPERLINK l bookmark10 四、咨询工作主要内容3 HYPERLINK l bookmark12 五、对本项目的总

2、体评价和主要建议4（一）、总体评价4（二）、主要建议5 HYPERLINK l bookmark16 第二章偏载分析8 HYPERLINK l bookmark18 一、大跨连续箱梁偏载问题的探讨8 HYPERLINK l bookmark24 二、小跨连续箱梁偏载问题的探讨19 HYPERLINK l bookmark26 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 HYPERLINK l bookmark30 一、箱梁横桥向分析的目的和主要工况25 HYPERLINK l bookmark32 二、特殊工况单项分析26 HYPERLINK l bookmark34 三、箱

3、梁横桥向综合分析结果摘录39 HYPERLINK l bookmark36 （一）横向分析荷载39 HYPERLINK l bookmark46 （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 HYPERLINK l bookmark86 一、整体结构分析简介54（一）结构概况54（-）主要材料及设计荷载54 HYPERLINK l bookmark102 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 HYPERLINK l bookmark208 （三）52+2X8

4、5+52m连续梁连续刚构组合体系90（四）2x65mT型刚构105 HYPERLINK l bookmark250 （五）XX东B匝道：3X21.7m预应力曲线连续梁116XX大桥施工图专项咨询报告XX大桥施工图专项咨询报告 # （六）XX东G匝道23+2X33+2X25m128（七）XX西A匝道25+30+25m132XX大桥施工图专项咨诲报告XX大桥施工图专项咨诲报告XX大桥施工图专项咨询报告 # 第一章概述一、背景介绍受业主委托，XX大桥专项咨询工作主要围绕第3合同段跨越XX的儿座大桥展开，同时釆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

5、”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XX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XX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右汉辅航道，设计采用52+2x85+52m刚构-连续组合结构；跨越中汉主航道设计采用125+210+125m连续刚构；跨越左汉主航道及东岸XX大堤、南北大道(S269),

6、设计釆用65+4x100+62.5+35m刚构-连续组合结构；中汉与左汉之间采用2x65mT型刚构过渡。全桥四座大跨连续结构主要构造分别如下:中汉主航道桥(125+210+125m)主梁釆用C55碗，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。主墩釆用双薄壁墩，墩身纵桥向厚2.0m

7、。左右幅桥共用一个承台，承台厚5m,下设12根D300cm灌注桩基础。左汉主航道桥(35+4x100+62.5+35m)主梁釆用C55碗，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32cmo悬臂根部底板厚75cm,跨中底板厚35cm,采用2次抛物线渐变。主墩釆用箱形空心墩，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。右汉辅航道桥(52

8、+2x85+52m)主梁釆用C55碗，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.Om,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32cmo悬臂根部底板厚75cm,跨中底板厚35cm,采用2次抛物线渐变。主墩釆用箱形空心墩，纵桥向墩厚2.5m,纵桥向壁厚0.6m,横桥向壁厚0.9m。承台厚3.0m,下接6根DISOcm灌注桩基础。中汉与左汉间过渡桥(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.Om,纵桥向壁厚0.6

9、m,横桥向壁厚0.9m。承台厚3.Om,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-I级；人群荷载：3kN/m：3、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111(2)级航道7、船舶撞击力：项目210m跨100m跨85m跨65m跨横桥向(KN)6000600030006000顺桥向(KN)30003000150030008、环境类别：1类XX大桥施工图专项咨询报告XX大桥施工图专项咨询报告 (二)设计规范及规程1、公路工程技术

10、标准(JTGB01-2003)2、公路桥涵设计通用规范(JTGD60-2004)3、公路垢工桥涵设计规范(JTGD61-2005)4、公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(JTGD62-2004)5、公路桥涵地基与基础设计规范(JTGD63-2007)6、公路桥涵钢结构及木结构设计规范(JTJ025-86)7、公路桥梁抗风设计规范(JTG/TD60-01-2004)8、公路工程混凝土结构防腐蚀技术规范(JTG/TB07-01-2006)9、海港工程混凝土结构防腐蚀技术规范(JTT275-2000)10、公路桥涵施工技术规范(JTJ041-2000)四、咨询工作主要内容咨询工作围绕本项目结构

11、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XX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；作为儿座大桥中的特列，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

12、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

13、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

14、的走向以及长期收缩徐变对结构碗压应力储备的消耗，就此沟通了设计组,确定大跨桥梁内部应力控制指标；在基于儿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XX的四座大桥进行了复核计算，还

15、就大桥两侧两处互通即XX东和XX西立交匝道桥的典型桥例进行了分析。本项目施工图设计，较为系统地釆纳了初步设计、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，XX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

16、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XX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XX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)边中跨比支点梁咼(m)跨中梁高(m)支点梁高/主跨边跨梁高/边跨等级硫用量m/nf预应力材料(Kg./m)普通钢筋(Kg/m)2101250.59512.54.616.827.2C551.585101.5227100650.6506.02.516.726.0C551.00850.617785520.612

17、5.02.317.022.6C550.93147.717365650.6506.02.516.726.0C550.97746.1176注：其中65m跨边中跨比值等统计按照虎拟的中跨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

18、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，若其底板束配置还接近100m跨就显偏强，2X65m的边跨底板束建议适当降低。回复：经核査计算书，2X65m的边跨跨中下缘最小压应力为l.IMPa(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査,以确保结构受

19、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。3、顶板横向预应力偏大将造成腹板固端次弯矩的增加，这会带來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-C15.2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

20、。回复：经核査，设计文件是3-015.2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，当然这大部分來源于温度自应力，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：修编阶段将核査计算后进一步进行优化。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

21、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：经核査，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

22、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4XIOOm跨、2X85m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，该值主要來源于底板合龙束的张拉，建议视位移大小

23、，决定是否需要釆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4X100m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。建议补充对牲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

24、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：大桥箱梁底板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。设计釆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。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

25、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。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：设计的大直径桩基主筋截断点位置普遍偏高，小直径则略有偏低。鉴于儿座大桥桩基轴压应力较大，建议增加螺旋筋直径，以补充间接篩筋的承压能力。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：修编阶段进一步核査计算，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

26、半径的XX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來保证支座产品性能，具体建议参见咨询意见。回复：修编阶段进一步核査计算，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XX东G匝道时发现：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。修编阶段进一步核査计算，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。-大跨连续箱梁偏

27、载问题的探讨1、恒载剪力不均匀本项目上部箱梁釆用单室形式，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，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儿乎相等，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。2X85m跨是特例：基本位于R二2200m的圆弧曲线上，横坡达到3%（腹板高差造成偏载较小

28、），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%）I3M1c阴p;tJoc;EA丄吧$q知一ioiq#kilLI诃JLIT弋F囹3AI/IQQQ_用于计算的空间梁格模型（一侧边墩简化为双柱人成桥阶段腹板剪力分布图a*ur力rRJUJMr*-r巧ra*M.力糸色.二广IM1連耳fXmb厂一BECrM121414?rffrrrrrKg)5力)MW力1

29、TM3lWlS上憾力1STB?力I*msiZUOImixta1.33ZMJ1G欣O3zua;co7.5WE-OT8述疝6巧sa)“饪85环，C04.14*01aju$51%!*CO1T3G4CO14WE401151S4J19阪CO9応33WES?EHGEn令元2石11171Z4JD4713E*1M1S15E4J1UM4)18SX40ZSXE42元i刘107X11於?EQI233l-0l2：诳心1661014她422“狂ce元itns询刚22AK41“ng3迪心逐心砂1M2atnE-(e*_而a2广亠外弧侧腹板高度亠内弧侧腹板高度占相对差(%)全超髙路段的腹板髙差分布规律：3%横坡造成的内外侧腹

30、板高度差异010203040506070S090截面号恒载作用下腹板剪力偏载系数:R2200m超高3%断面的恒裁偏载系数恒载偏载系数2030O小结：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：大跨桥梁中唯一处于R二2200m的85m跨，平均恒载偏载可取为1.05（高侧腹板控制时）；或恒载偏载可取为1.0（矮侧腹板控制时）。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：断面布置方式：单室断面是偏载系数较小的一种形式；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：桥

31、梁存在平曲线：曲梁效应增大偏载扭矩；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；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断面形式：本项目唯一重载交通在矮侧腹板的断面形式1755013501575450950450测设中晋hr车辆荷

32、载加载结果丄络恂内力乜堵笳.OOPrcQ曰6U_CKacl代系*rr广To-rrrttWMv也斤rr不云*-力龙GOown“HQooH-001DOTIr0031Hin丽厂nfflrNiNssai|0沁|ToSSSW3MU5.ll1MMK3MI茂站azQS193235E应I-IWKOTWE53枷51UTW9TOE84琢0162S4481EO1KC2EO1拓龙1dttm侥g右血尢42E(e1知1观94K*CH2炼S3机旳11510E*a)1dttm侥ft*4E5疥CCM01TOEO113ESi.Kci*cn1dttm侥e:左ta大owitinZtvJtw?9iitnnZ沏EQz咖祁旳席切1uttm

33、:量中01fl0广0!awiW000!cntssmi0勿MIN佔1ffwtm晋tt总132班论XTOCCH2険切zrai14-2砒a1914)1?Cn3SttfOl137SEO?1Btnt.ir元1财大5?班422准心q筑a1?O11已tovr.1WX4I?111K-COJTIKOl11Mw沏1逐51咏5321艾42班切1.1HE*OT93ECH1594XCC4如5awns157I9E4I25愜53途4i；ttn24I7E-CO2远51已gwL结棉内力I.OUFxORi广KM1Sue-e*厂ra冷B*tattWJKTWMxrr*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

34、剪力值略远大于内弧侧（矮侧）腹板的数值，计算表明：外弧侧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。车辆荷载+人群荷载加载结果L结棉内力I.OUFaoiqtta00)1*DOTIwoiti田广m广cr事面o?eim屮磁）cntssmi0勿MIMtmotiffwtmmeeZ环幼2C11E*3niE*CC4THE51已血w4-2131EXCGKsra4341(4)14SXO137?1Btnt.ir元ilf(Cig逐心21OC-01iewx-cn1妙neo1已tovr.CX4X?CUXCQ1aiucnimrn1K(CQ15沖5

35、-3cce42J2E*012肚51AleieoiSW哄、磁心aswco.1“rem8O124119?ECO9425E011已gw活载在内侧（矮侧）、外侧（高侧）腹板中的偏载系数R2200m外弧侧箱梁-内外腹板偏载系数.二1n301050亠外侧偏载亠内例僧我3151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断面形式：全超髙段阶面布置皓幅）车辆荷载加载结果13回固aarBad广r广X-广广rx元林ryr-20*H5YQ1/*113IBgxwwOOHottnocnD.Wl12色*m-|OC(

36、ntlttJCWACSr03曲MpBZ|Q粗KilJo?s8mH砂Jrrnifinw鼻芒gw7.315421E8Z*aE進416ar*oi3CE*01WEC.a)iE.W4t:3爼?ea81?SO1181E4Oi?a玉(o銅Easai/fC2i己W元i右轴弋g皱&1软(!舶MM2?22(0l1破頑i己FE椅花2K4E*(n4*K*cn6KCtnI.KWETIi3念帝侥到t?左俺大BEXttOl-1411*011273*027.73芒*C12Mttr011匚7帝第4-7K2C4J11“俸01T?cre15Ea2QGcm空心siiaco11己柯粉：r不元fM*jJG5“rNiaawHfflcMRr

37、zb广衽oasamFJiitfiseiQ嘶BlQ33taMMflSBlKQHMIMeQrai$元12tftr6OTE036M3ECC5&E021EUE4319B3C(QMME021巳:*-271SE4D12ME02-3564)2a?G31I26tt2-7217EttHMz一盒XOIr力Merol血刁nandanQz色mlaw0.01aw_B2I1QIfftcoi-acoiHlrtHSffil02吨HI0尊az换侑）昭吹1丸住切怕憫合号mmi63XC*011.0E01bzseieaiaarcoi221心1&4M?69E415.CM021己X枫尤i右:e大l.cecoi481饌C0lUe02123

38、3E02HE931?J2te2OH5.oa66n4叙41115E*O111己蚯活久尤2左光&(B1E0112?SEa27趣0184*ai花9117J501EO1GX0l2縊戎1哄佗4(015.維心1己血渚2；乞元2右1呵丸1.施01220CO27?tt.O2957；.O147B1E*O1I19E*011巳皿沁活载在内侧（矮侧）、外侧（高侧）腹板中的偏载系数R2200m内弧侧箱梁内外腹板偏载系数4050截面編号3090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。XX大桥施工图专项咨询报告XX大桥施工图专项咨询报告 （3）、

39、210m跨偏载分析摘录平面单列车加载结果:-63230-63230/弯矩包络(KNm)14540BQ21llh-1318/1513皿血n呗TffimHfflmm|J-3613勇力包络(KN)-151311空间加载单根梁格剪力（KN）：1.4主梁弯矩偏载系数沿程分布（半桥氏）218642oooO藏u创辱re*i(Too*Cta-rrlXM*n!*r不元月g元系：MWJi”吕itn厂cirrumValue1154MnmumVafLe的6的6如冋2)memmtan5OJM3W-009034i-44BMy?aiMW-M09MO竖向应力分布iwirr冋？84iomiai亦sU4EAXCCCWE2W3-0

40、7RW11痢3PVwmum、刪*170782Mllm*2)Mnrrun170069WanY2)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U54Kpa,箱室内倒角顶缘横桥向拉应力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。XX大桥施工图专项咨谊报告XX大桥施工图专项咨询报告 径向力作用下箱室位移（放大500倍）箱梁框架内平面位移（放大500倍）0W3W*8OOMM刘如0alMT60054texrah购mumvag000119268mMnrnjnValue336345e-0D5m底板跨中

41、下挠1.18mm,顶板跨中上拱0.48mmo（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:横桥向应力分布eui044M1ewaonRWWT45704X3WK102（拉597（g）1259（拉）877（拉）as”Ca$?icr1Matm2)WWW*ecc*w*WZOTO/WWWiLO30CWI0：1MimumVjiu?000妙5592mMnrrijnvaue1510996-005m底板跨中下挠0.95mm。（4）、小结底板径向力的作用大小是由梁高变化规律、边中

42、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，以及來源于静定索合理化以减轻二期索份额的构思是合适的；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；当底板跨距较大时，两侧底倒角釆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高比有关，当跨高比大时，倒角水平向尺寸应该更大；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

43、倒角中來，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。本项目设计取用的箱梁底倒角的尺寸是比较合适的。比对本项目XX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；板块的应力分布接近纯弯构件，径向力产生的腹板弯曲应力相对底板拉应力比值而言，较矮的箱梁反而更大。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

44、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。XX大桥施工图专项咨询报告XX大桥施工图专项咨询报告 #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箱室收缩应变时间历程(2)、合龙段与其前后己浇箱室之间的应变差值收缩应变在栓浇注后即刻开始，并与环境湿度、厚度有关，这里取用相对湿度75%。合龙段牲在施工流程安排中，浇注时间始终迟于已浇牲，考虑对己浇牲施工缝处理时间；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；避让恶劣气候以及急剧温度变化的气候等因素，假定合龙段迟于相邻己浇轮节段分别为60天和90天情况下，箱室周口收缩应

45、变差值随着合龙段牲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。合龙段与相邻构件不同龄期差的收缩应变差龄差60天-龄差90天2.50E-052.00E-051.50E-051.00E-055.00E-060.00E+00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XX大桥施工图专项咨询报告XX大桥施工图专项咨询报告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，这种应变差值越來越小，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，

46、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，正值为拉应力，下同）(/OCCACIrlInJIA丄few30111dolq令“aJIl;lKrld上切囹QAIZI0Q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）854364130MB妙翊$38“2*5MLoadCase1cr17ak1CC09?kU|m*2)Mn|fTriVu&2117C6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XX大桥施工图专项咨询报告XX大桥施工图专项咨询报告 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

47、块收缩差是局部问题。横桥向应力分布Stw*21V&g102667MnnunVJlJf3982kMXn*2J切片应力显示LoatiGaeeiaiKI3?*JWMOMXtocmunVjajf102667WiKrWTwnmvaue34982wncrr2|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%。竖向应力分布fT-YM54m.nV3iue639916W矶卄2Mr

48、tnun/aue-44?251tfqrW2)切片应力显示L03dOwe1of14；-ida-2W52-mMirMaanunVMJt638916WU：rTf2|Mnmnvaue-44?26iH4MXrt*2|Mnmjnvaue-9W531Hn*2j鑑豳霧一切片应力显示L033G35CI(T1XOQ购*5W?ZJ*341?Mf455WW5W3380靳fl灯買“)wnmnvaue和z呼g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

49、,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：合龙段早期收缩差产生的变形（位移放大10000倍）LORCW1CM!2sm”g3(4-*O4lC-J1O4.5WSEnqm*2jMrirrinvaue倫稠叭“板块平面内主拉应力分布（最大值66Kpa）MbwnWXHn*59wce8刚血tax爼0KWWJ靳MM4r*xvz.um_BT二ifjlLoadCme1of1Ma.mumVaU?658328kMXfW2)MnmjnVziu

50、e009B53D3Wiam*2J可见：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。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4-615.2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，设计己将

51、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釆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14C-5.5C-0.0C,桥面板局部降温为-7C-2.75C-0.0Co（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

52、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:工况1:顶强中最大正觥，腹酚卜侧受驟大值L12118505125.310.一752.5工况2：人彳亍道制悬臂贱大鱷矩13195015巧U3&工况3:顶板跨中最大负弯矩,，腹板内授弯最大值工况4:车行道別翳板最大觴矩（二）横向分析结果K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

53、应力A类构件设计，腹板和底板按普通钢筋確构件设计。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Jt）o区间板加载活载工况I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）o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=15mm；悬臂板端位移

54、均小于L/300二15mm：活载挠度满足规范要求。3、箱梁顶板受力分析65m、85m、100m以及210m刚构采用相同的断面形式，均为18.5m桥幅宽度,5m长悬臂的单箱单室断面。跨中顶板厚32cm,65m、85m.100m刚构顶板根部厚度70cm,210m刚构顶板根部厚100cm。经过计算分析，箱梁的结构高度以及腹板厚度对于顶板的受力影响有限，因此本报告选取了85m和210m刚构跨中截面进行桥面板的横向受力分析。施工阶段顶板应力图阶段1:顶板钢束张拉1.204e+041.204C404顶缘应力图6559底隸力图-2640-2640210m刚构顶板应力图阶段2:桥面二期恒载1.20e+04I1

55、.13e+04顶缘应力图B4513IA底缘应力图85m刚构顶板应力图顶缘应力图1?0e+041.13e+0lt底缘应力图21m刚构顶板应力图根据公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范第7.2.8条规定，对于预应力栓受弯构件，在预应力和构件自重等施工荷载作用下混凝土正截面：压应力应满足尤0.7广ck=0.7x38.5=26.95MPG；拉应力应满足b；1.15/=1.15x2.85=3.28MPo85m和210m刚构，短暂状况箱梁正截面混凝土压应力最大值均为12.4MPa,混凝土拉应力最大值分别为2.41MPa和2.64MPa,满足规范要求。但施工过程中悬臂板下缘均出现拉应力，且数值较高，易出

56、现裂缝；成桥后，悬臂板下缘仍处于受拉状态，且最大拉应力分别达到1.73MPa和2.16MPa,表明横向预应力钢束配置偏多，应当适当减少用量。短期效应正截面抗裂验算底缘应力包络图项缘应力包络图356328502201V118吐1672-177385m刚构短期组合正应力包络图斟44鼎44丿川-1001项缘应力包络图323712305142981-1624底缘应力包络图ZgWM扶3440_-2162210m刚构短期组合正应力包络图短期组合下，顶板顶缘未出现拉应力。85m刚构底缘最大拉应力1.773MPa0.7ftk=l.918MPa,未满足规范要求。持久状况混凝土正应力验算顶缘应力包络图丿氏缘应力包

57、络图Q魁总妙吐阳5?9218AJ11FmnriUh85m刚构标准组合正应力包络图标准组合下，桥面板顶缘最大正应力13.86MP”底缘最大正应力10.ISMPa,满足规范要求。持久状况钢束应力横向钢束使用阶段组合应力值1285MPa0.65fpk=1209MPa,未满足规范要求,应适当降低横向预应力钢束的张拉控制应力。持久状况承载能力极限状态验算85m刚构顶板抗弯承载力包络图(kN-m)210m刚构顶板抗弯承载力包络图(kN-m)箱梁顶板抗弯承载力按构造配筋率(0.3%)计入普通钢筋，箱梁顶板抗弯极限承载能力满足要求。横向预应力优化设计复算结果揭示的主要问题是顶板横向预应力过多导致应力状态不理想

58、，且钢束使用应力超限。将原设计横向预应力钢束调整为每米板宽布置两束3-615.2钢束，张拉控制应力1302MPao调整后的主要计算结果如下：短期组合正截面抗裂验算能应力包络图底缘应力包络图44屮畫址辿iiMXU丄i-1040-792.6引7-363一49485m刚构短期组合正应力包络图顶嫁应力包络图上巴兀丽-174.4-8941534底缘应力包络图210m刚构短期组合正应力包络图85m刚构顶缘无拉应力，210m刚构顶缘最大拉应力0.89MPa；85m刚构底缘最大拉应力1.04MPa,210m刚构底缘最大拉应力1.16MPa；小于0.7ftk=l.92MPa,满足规范要求。持久状况钢束应力横向钢

59、束使用阶段组合应力值1203MPa100/6二16.7cm）,使得施工阶段腹板偏心受压时容易出现开裂，建议腹板束平弯至核心区以内锚固，或者加强腹板钢筋的配置，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）。15、箱梁普通钢筋布置在以下儿方面需要完善：箱梁底板上、下层纵桥向钢筋N3均釆用16,15cm间距，当底板厚度超过45cm后，不能满足规范9.3.6条的要求。建议底板纵向钢筋根据底板变厚情况酌情分段设置。为抵抗合龙收缩差，建议将合龙段和前后各一段箱梁底板横向钢筋加强。底板拉筋N16设计釆用闭合篩的形式，相比开口箍形式，其优点是篩住区域内防崩效应很强，缺点是施工操

60、作略困难（考虑闭口、绞线等）；咨询不反对设计的拉筋形式，但是如果采用这类型拉筋，应在底板倒角区适当补充独立拉筋。预应力齿板均设置在角隅处，最不利的情况为2根15-22钢束，设计锚后钢筋20,锚后钢筋总用量缺少30%。而且设计没有在与齿板相连的腹板侧面设置锚后钢筋，这是危险的，建议锚后N6钢筋由20增加到22并在腹板侧补充设置。齿板表面N7钢筋建议由20降低到到12。所有锚后受力主筋应该表示其与齿板相对位置，以保证锚后钢筋能有足够的握裹力。设计预留箱梁体外预应力采用独立矩形齿块锚固，单个齿块需要锚固2束15-25体外束。设计锚后钢筋25,总量欠20%。建议将齿块断面调整为倒梯形，并增加锚后钢筋用