大跨度连续弯箱梁支座反力的影响因素研究

大跨度连续弯箱梁支座反力的影响因素研究

1汽车荷载标准在莆田新浦店交叉口的设计中，采用半径为59.25m的连续弯箱梁。与连续直线梁相比，由于弯曲扭转的耦合效应，连续弯箱梁的压力变化非常复杂。此外，由于结构超平衡的预测故事变形对结构次室内变量的影响，结构次室内变量的影响，以及弯曲桥内支架的巨大负反作用力，这给设计带来了困难。因此，在减小曲率半径和重复启动的连续弯箱梁中，很重要研究支架的反作用力的变化以及影响因素。本文以匝道桥中典型的4×20m一联的连续弯箱梁为例,对该匝道桥支座反力的受力状况及其有关因素进行研究.主要技术标准如下:计算荷载,汽-超20级;验算荷载,挂-120;风荷载,按风压为1kPa、受风面积为桥面以上高度0.8m计;离心力,按40km/h的汽车速度所产生的离心力计;温度荷载,与施工时的温度相比,最高与最低的温差按±20℃计算.相邻支座间的相对不均匀沉降量为0.005m.支座均设置为圆板式橡胶支座,直径0.6m,橡胶板的剪切模量G=1.1MPa.匝道桥为等截面的预应力连续弯箱梁结构,双车道,其标准断面形式如图1所示.箱梁顶板宽8.5m,梁底宽2.0m,梁高1.3m,腹板厚0.5m.纵向预应力钢束采用直径为15.24mm的15-9型和15-12型的钢绞线,钢束布置在两侧腹板上,顺桥向上下弯曲以满足顺桥向正、负弯矩变化的要求,中间支座左右处的顶板上设有2组BM15-5型的扁锚,其钢绞线布置在腹板左右两侧,长度约6m.纵向预应力钢束均为一端张拉,梁与梁之间的钢束用连接器相连,锚具和连接器在横隔板处锚固与连接,横隔板设置在桥的两端和各支座位置处,施工时采用陆地支架逐跨浇筑的施工方法.腹板钢束的张拉控制力分别为1760kN(对15-9型钢绞线)和2346kN(对15-12型钢绞线),顶板的单根钢绞线张拉控制力为196kN,所有纵向预应力钢束均不设置超张接系数.与预应力计算取值的有关参数为:管道采用镀锌双波圆管,摩阻系数0.25,偏差系数0.0012,一端锚具的变形钢束回缩值0.005m,钢束的标准强度为1860MPa,张拉控制应力为1395MPa,钢束松弛率0.035,弹性模量195000MPa.弯箱梁采用C50砼,墩身采用C30圆柱式钢筋砼结构,基础为钻孔灌注桩.2计算和分析的要点和程序2.1施工阶段预应力学校图书馆的设计1)根据曲线梁桥的设计理论,计算时把箱梁截面划分为2个工字型截面的主梁.划分的原则应使工字型的形心尽量与原来整体截面的形心高度一致.2)预应力的计算是按照A类部分预应力砼构件的原则.其中,施工阶段的应力验算原则是只考虑恒载(不包括桥面铺装层)和预应力的联合效应;使用阶段的应力验算原则是考虑全部恒载、活载和预应力的联合效应.3)在计算张拉端锚具变形、钢筋回缩引起的应力损失以及张拉端放松对应力的影响时,考虑了反向摩阻作用和梁的竖向曲率变化的影响.4)把圆板式橡胶支座作为弹簧并计算其弹簧刚度系数来考虑.5)在计算中,假定每一跨梁施工的工期均为一个月.6)根据《桥规》,分段浇筑砼的收缩影响力按降温10℃考虑.2.2计算程序1)东南大学的曲线梁桥设计计算程序.2)福州大学的高精度圆弧曲杆单元有限元计算程序.3支架反击结果表明的分析3.1预应力作用下连续弯箱梁成矿三种特征为了考察连续弯箱梁的支座反力与曲率半径之间的变化规律,文中分别计算了半径等于1000,500,250,100和59.25m时的支座反力.在支座反力的计算过程中,纵向预应力钢束均采用15-12型的钢绞线,在每侧腹板上布置3束.应力验算的原则是:无论是施工阶段还是使用阶段,各计算截面的压应力和拉应力均未出现超过《桥规》规定的C50砼的允许值.表1列出了竖向支座反力的计算结果,表中的正号表示对支座的压力,负号表示对支座的拉力.另外,P1为恒载引起的竖向力;P2为汽车荷载引起的竖向力(括号内数字是挂车引起的竖向力),荷载位置的布置是使支座产生最大负扭矩来控制(内侧支座受拉、外侧支座受压);P3为预应力(考虑预应力的损失与砼的收缩徐变后)引起的竖向力.在计算该状态下连续弯箱梁的支座反力时,还作了如下的假定:在这一联桥的两端设置了双支座(表中以1-左表示弯箱梁的外侧支座,以1-右表示弯箱梁的内侧支座),其余均设置为单支座而且不偏心(即偏心距等于零),表1用2,3分别表示第二个支座和第三个支座.由于结构具有对称性,表中只列出了桥梁一半的支座反力.从表1可见,对中间的单支座而言,无论在恒载、活载还是预应力作用下,曲率半径的变化对其支座反力的大小几乎没有影响.对桥两端的双支座来说,在活载作用下,半径的变化对其支座反力的影响不大(大约不到5%).可是在恒载和预应力作用下,曲率半径的变化却对其支座反力的影响极大,随着半径的减小,弯箱梁的外侧支座反力逐渐加大,内侧支座反力逐渐减小,而且变化幅度很大.例如,当半径从R=1000m变化到R=59.25m时,在恒载作用下,外侧支座反力由584kN逐渐加大到1126kN,内侧支座反力由546kN逐渐减小到-8kN;在预应力作用下,外侧支座反力由300kN逐渐加大到1750kN,内侧支座反力由72kN逐渐减小到-1469kN,内侧支座产生了极大的负反力.如果把恒载、活载和预应力的作用联合起来考虑,桥端内侧支座的负反力将达到-2586kN(-2179kN).支座负反力的产生,可以认为由于曲率半径的减小,恒载和预应力作用在弯箱梁上的扭矩越来越大,相应的截面上抵抗这种扭矩的剪力流也越来越大,由此引起支座产生极大的反力.3.2偏心距的影响为了改善桥两端内外侧支座反力的分布,考虑把中间桥墩单支座的位置在横向外移,造成桥梁向内偏转,增大恒载向内的作用力,减小内侧支座的负反力.为此,分别计算了桥墩单支座偏心距等于10,20,30,40和50cm时的支座反力,考察连续弯箱梁的支座反力与偏心距之间的变化规律.表2列出了该情况下竖向支座反力的计算结果.在支座反力计算过程中,R=59.25m,有关说明均与上述相同.从表2可见,就桥两端内外侧支座反力的分布而言,偏心距的变化对于活载所产生的支座反力几乎没有影响,对预应力产生的支座反力影响也不大,而对于恒载所产生的支座反力却影响极大.当桥墩单支座偏心距从0.00m变化到0.50m时,由于恒载的作用,桥端的外侧支座反力由1126kN减小到-326kN,内侧支座反力由-8kN增大到1519kN.与不设偏心距相比,当偏心距增加到0.50m时,桥端外侧支座总的反力由4473kN(4526kN)减小到2927kN(3047kN),内侧支座总的负反力由-2586kN(-2179kN)减小到-964kN(-653kN).可见,偏心距的设置对改善桥两端内外侧支座反力的分布起了很大的作用.但对偏心距值设置的大小,要有一定的考虑.图2表示了当桥墩单支座偏心距从0.00m变化到0.50m时,该桥在恒载和活载作用下扭矩包络图的变化情况.从图2看出,不设偏心距时,桥两端内外侧支座的正负扭距值分别为1746kN·m和-3493kN·m.随着偏心距的增大,负扭矩值逐渐减小,正扭矩值逐渐增大,扭矩包络图中的正负扭矩值逐渐接近.当偏心距等于0.20m时,桥两端内外侧支座的正负扭矩值分别为2821kN·m和-2567kN·m.偏心距继续增加,正扭矩值逐渐越来越大,从而使桥端的外侧支座反力减小,内侧支座反力增大.一般说来,设置偏心距值的大小,使桥两端内外侧支座的正负扭矩值接近为好.3.3竖向支护反力设置偏心距,改善了桥两端内外侧支座反力的分布,但偏心距值的大小要受到控制.在本桥条件下,若偏心距取0.20m,桥端内侧支座反力仍将达到-1925kN(-1563kN),为此考虑采用设置双支座的办法.表3是在全部桥墩上设置与桥两端相同的双支座时竖向支座反力的计算结果.在支座反力计算过程中,R=59.25m,有关说明均与上述相同.从表3可见,在全桥均设置双支座以后,对改善曲线桥梁内外侧支座反力的分布起了很大的作用.与设置0.20m偏心距值的桥两端内外侧支座反力相比,桥端的外侧支座反力由3840kN(3939kN)减小到2205kN(2686kN);内侧支座反力由-1925kN(-1563kN)减小到-365kN(-240kN).虽然相应在桥墩上的内侧支座仍将产生很小的负反力(或者不产生负反力),但总得来说,在恒载,活载和预应力作用下,整座桥梁的内侧支座所产生的负反力已大大减小,这对支座的设计已没有困难了.可见,对于曲率半径较小,自重较轻的连续弯箱梁,在全桥设置双支座,对改善曲线桥梁内外侧支座反力的分布,减小内侧支座的负反力是一个有效的办法.3.4竖向支护反力经过计算,在其它条件基本不变的情况下,对预应力束的布置方式作了如下的调整:预应力束的布置由每侧腹板上的3束15-12型改为2束15-12型和1束15-9型;在支座左右处的顶板上布置2组BM15-5型的扁锚,其钢绞线布置在腹板左右两侧,长度约为6m.表4列出了其竖向支座反力的计算结果.在支座反力计算过程中,R=59.25m,有关说明均与上述相同.从表4看出,预应力束的布置方式及预应力值的变化对恒载和活载所产生的支座反力无关,而对预应力作用下的支座反力影响很大.调整预应力束的布置方式以后,两端支座反力变化不大(大约10%),但对中间支座反力影响很大,其支座负反力分别由-51kN和-65kN增大563kN和602kN,已完全消除了支座负反力.4设置偏心距和预应力束1)对于预应力连续弯箱梁而言,由于曲率半径的减小,在恒载,活载和预应力的作用下,桥端内侧支座