四跨不對稱剛構-連續梁橋設計

郭繼業，杜建成，高康平

（珠海市規劃設計研究院，廣東　珠海519000）

0　引言

珠海市鶴洲至高欄港高速公路鶴洲水道橋跨越鶴洲水道，主橋為（65+90+160+90）m剛構-連續梁（見圖1和圖2）。

該橋的技術標準如下：

（1）設計速度：120 km/h，采用雙向四車道高速公路標準；

（2）設計荷載：公路－I級；

（3）橋梁寬度：分上下行兩幅并列獨立橋梁，單幅橋梁寬度12.75 m，內外側設置0.5 m寬墻式防撞護欄；

（4）洪水頻率：1/300；

（5）地震動峰值加速度：0.1 g；

（6）結構設計基準期：100 a；

（7）橋梁設計安全等級：一級；

（8）環境類別：Ⅱ類（濱海環境）；

（9）航道等級：內河Ⅳ級航道，單孔雙向通航，通航孔凈高8 m，有效凈寬142 m（垂直投影后的凈寬為116 m），設計最高通航水位2.94 m（85高程系統）。

圖2　鶴洲水道主橋橫斷面圖（單位：cm）

1　設計要點

1.1　箱梁節段劃分及尺寸

箱梁采用單箱單室直腹板斷面，頂板2%的橫坡由腹板不等高形成，底板保持水平（見圖3）。

節段劃分：[5.75+15×3.55+2×5.75+3.25]（邊跨現澆段）+2（邊跨合攏段）+[9×4.5+6×3.5+4×3]（19個懸澆段）+11（0#梁段）+[4×3+6×3.5+9×4.5]（19個懸澆段）+2（中跨合攏段）+[9×4.5+6×3.5+4×3]（19個懸澆段）+11（0#梁段）[4×3+6×3.5+9×4.5]（19個懸澆段）+2（邊跨合攏段）+[3+5.75]（邊跨現澆段）=404.5（m）。其中，0#梁段在托架上現澆，1～19#梁段采用掛籃懸臂現澆施工，20#梁段為合攏段，在合攏吊架上澆筑，21～38#梁段為邊跨現澆段，在支架上澆筑。

圖3　箱梁斷面圖（單位：cm）

梁高：根部梁高H根=9.5 m，跨中及邊跨等高段梁高 H中=3.8 m，H根/L=1/16.84，H中/L=1/42.11。梁高變化采用2次拋物線，方程為3.8，0≤x≤76，H 為箱梁中心處高度，x為計算截面到最大懸臂端部的水平距離，方程中尺寸以m為單位。

腹板厚度：0#梁段厚1 m，1～10#梁段厚0.9 m，11#梁段為過渡段；12～16#梁段厚0.7 m，17#梁段為過渡段，18～21#梁段厚 0.5 m，邊跨現澆段23～25#、35～37#梁段厚0.7 m，28～32#梁段厚0.5 m，26～27#、33～34#梁段為過渡段。

底板厚度：由根部1.2 m漸變到跨中0.32 m，采用2次拋物線，方程為76，F為底板厚度，x為計算截面到最大懸臂端部的水平距離，方程中尺寸以m為單位。

頂板厚度：0#梁段厚0.5 m，其余梁段厚0.3 m。

1.2　箱梁預應力體系

縱向預應力：頂板鋼束采用23ΦS15.2，頂板備用鋼束和合攏鋼束采用17ΦS15.2，腹板鋼束、中跨底板鋼束和小樁號側邊跨底板鋼束采用22ΦS15.2，大樁號側邊跨底板鋼束采用15ΦS15.2，采用塑料波紋管成孔、真空輔助壓漿和智能張拉。縱向預應力鋼束布置見圖4所示。

圖4　縱向預應力鋼束立面、平面、斷面圖

橫向預應力：頂板橫向預應力鋼束為直束，距離頂板頂面9 cm，規格為3ΦS15.2，采用內徑60 mm×22 mm扁塑料波紋管成孔，單端張拉，張拉端均設置在橋梁外側。

豎向預應力：腹板豎向預應力鋼束為直束，規格為3ΦS15.2，采用內徑Φ50 mm塑料波紋管成孔，二次張拉工藝，單端張拉，張拉端均設置在頂板。

1.3　箱梁底板防崩構造措施

為避免鋼束徑向下崩力撕裂底板，在中跨跨中設置50 cm×60 cm橫肋，并采用箍筋箍住橫向鋼筋，箍筋按梅花形交錯布置，保證每根橫向鋼筋都被箍到，同時箍筋末端彎鉤放在底板上部（見圖5、圖 6）。

圖5　中跨跨中底板防崩橫肋布置圖（單位：cm）

圖6　底板防崩箍筋布置圖

1.4　橋墩設計

主墩采用空心墩，順橋向寬5 m，壁厚1.5 m，橫橋向寬6.75 m，壁厚1 m；承臺平面為六邊形，順橋向×橫橋向為13.626 m×15.734 m，厚4.5 m，下設C25素混凝土封底。由于跨度大，墩高相對較矮，為增加主墩柔性，同時增加有效通航凈寬，確保船舶航行安全，將主墩承臺埋在河床下面。基礎采用7根D2.5 m鉆孔灌注樁，按嵌巖樁設計。

邊主墩采用花瓶墩，墩身順橋向厚2.2 m，橫橋向寬度由底部4.85 m漸變到頂部7.85 m；承臺順橋向寬7 m，橫橋向寬11 m，厚2.2 m；基礎采用6根D1.6 m鉆孔灌注樁，按嵌巖樁設計。

過渡墩采用蓋梁接方柱配承臺和樁基礎，蓋梁截面為L型，蓋梁寬3.1 m，高1.6 m，加高塊寬1 m，高2.086～2.315 m，加高塊在柱頂和跨中設置2 cm寬斷縫，避免其參與蓋梁受力產生扭轉變形；墩柱截面為2 m×2 m；承臺順橋向寬7 m，橫橋向寬11 m，厚2.2 m；基礎采用6根D1.6 m鉆孔灌注樁，按嵌巖樁設計。

2　靜力分析

2.1　計算參數

箱梁按全預應力構件設計，根據平面桿系理論，采用橋梁博士進行靜力分析，計算參數如下：

（1）箱梁 C55、墩柱 C40 混凝土重度：26 kN/m3；

（2）汽車荷載：公路-I級，按3車道加載，橫向車道布載系數0.78，縱向折減系數0.97，偏載系數取1.2，汽車橫向分布調整系數為3×0.78×0.97×1.2=2.724；

（3）汽車沖擊力：計算正彎矩和剪力沖擊系數取0.05，計算負彎矩沖擊系數取0.05；

（4）制動力：2.34×（405×10.5+360）×0.1/405=2.665（kN/m）；

（5）人群荷載：不加載；

（6）溫度：均勻升降溫±20℃，梯度溫度按規范[1]第4.3.12條取；

（7）不均勻沉降：每個墩可能的不均勻沉降取2 cm，由程序自動計算最不利組合；

（8）收縮和徐變：按規范[2]附錄F計算，混凝土加載齡期取7 d，且加載時混凝土強度和彈性模量須達到95%以上；

（9）二期恒載：防撞欄 2×10=20（kN/m），瀝青鋪裝 11.75×0.1×24=28.2（kN/m）；

（10）孔道偏差系數k=0.001 5，孔道摩擦系數μ=0.17；

（11）單端錨具變形、鋼筋回縮和接縫壓縮值：6 mm；

（12）邊界條件：136#、137#墩柱底施加豎向剛性約束，其余方向施加彈性約束，剛度取按m法計算出來的群樁承臺剛度，即水平剛度為2.301×106kN/m，轉動剛度為1.462×108kN·m/弧度，彎剪系數（承臺發生單位水平位移時樁頂的反彎矩）為 -9.154×106kN·m/m；134#、135#、138# 墩在主梁支座處節點上施加豎向剛性約束；

（13）掛籃重1 060 kN，合攏吊籃重530 kN；

（14）按照橋梁建造流程，劃分了53個施工階段和1個運營階段。

2.2　整體受力計算

2.2.1施工階段箱梁應力驗算

施工階段混凝土壓應力容許值為0.7×0.95×35.5=23.6（MPa），拉應力容許值為-0.7×0.95×2.74=-1.82（MPa）。從圖7、圖8可知施工階段應力滿足要求。

2.2.2正常使用極限狀態箱梁應力驗算

全預應力混凝土構件標準值組合壓應力容許值為 0.5×35.5=17.75（MPa），主壓應力容許值為 0.6×35.5=21.3（MPa）；短期效應組合不得出現拉應力，主拉應力容許值為 -0.4×2.74=-1.096（MPa）。從圖9～圖12可知使用階段應力滿足要求。

圖7　施工階段最大正應力曲線圖（單位：MPa）

圖8　施工階段最小正應力曲線圖（單位：MPa）

圖9　標準組合最大正應力曲線圖（單位：MPa）

圖10　標準組合最大主壓應力曲線圖（單位：MPa）

圖11　短期效應組合最小正應力曲線圖（單位：MPa）

圖12　短期效應組合最大主拉應力曲線圖（單位：MPa）

2.2.3承載能力極限狀態箱梁正截面抗彎驗算

從圖13、圖14可知，構件承載力設計值均大于彎矩組合設計值，正截面抗彎承載力滿足要求。

圖13　最大抗力及對應彎矩曲線圖

圖14　最小抗力及對應彎矩曲線圖

2.2.4承載能力極限狀態箱梁斜截面抗剪驗算

從圖15、圖16可知，構件承載力設計值均大于剪力組合設計值，斜截面抗剪承載力滿足要求。

圖15　最大抗力及對應剪力曲線圖

圖16　最小抗力及對應剪力曲線圖

2.3　中跨合攏前頂推力計算

剛構-連續梁橋屬于超靜定結構，邊跨合攏后主墩兩側主梁自重不平衡、合攏后張拉頂底板預應力鋼束、施加二期恒載、實際合攏溫度高于設計合攏溫度后期降溫、運營期間混凝土收縮徐變等因素均會不同程度地引起主墩向中跨方向傾斜，惡化橋墩后期的受力狀態。為消除或減弱上述因素引起的橋墩不利受力狀態，可在中跨合攏前，在懸臂端施加一個向邊跨方向的頂推力，強迫橋墩向邊跨方向產生一定的位移，從而調整橋墩內力，改善橋墩后期受力狀態。頂推位移L=L1+L2+kL3，L1為成橋階段主墩頂向中跨方向的水平位移；L2為實際合攏溫度高于或低于設計合攏溫，后期降溫或升溫引起的主墩頂水平位移，若實際合攏溫度高于設計合攏溫度，則L2取正值，反之取負值；L3為混凝土收縮徐變引起的主墩頂向中跨方向的水平位移；k為折減系數，0＜k≤1。頂推力引起的墩頂強迫位移理論上應抵消橋墩在不頂推的前提下全橋合攏運營10 a后墩頂所產生的水平位移，即k=1。關于k值的選取，現階段做法不一，文獻[3]中提到：若預先頂推100%的收縮徐變效應值，運營初期由于頂推作用而引起過大的反向位移，并且在這期間還有活荷載的作用，這對運營階段的橋墩產生很大的不利彎矩，更有可能引起開裂，故根據工程經驗一般只需預頂實際收縮徐變量的60%，即k=0.6。文獻[4]中k值取0.5。在計算橋墩后期彎矩及應力后，該橋k值取0.55。因為該橋為不對稱結構，故兩個主墩計算出來的頂推位移值是不同的。假定實際合攏溫度為設計合攏溫度，即L2=0，則136#墩L=11.8+0+0.55×16.2=20.7（mm），137# 墩 L=13.4+0+0.55×15.2=21.8（mm），最終頂推位移取136#墩和137#墩的平均值，即（20.7+21.8）/2=21.3（mm）。

在中跨合攏前，在主梁懸臂端部施加某一水平推力，當此推力使主墩頂產生向邊跨方向21.3 mm的強迫水平位移時，此推力則為計算頂推力。經過試算，確定水平頂推力為2 200 kN。頂推采用力和位移雙控，并以頂推力為準。

在不頂推及頂推情況下橋梁運營10 a后恒載作用下主墩頂、底彎矩見表1所列。由表1可知，在頂推力作用下，橋墩后期受力狀態明顯改善。

表1　不頂推及頂推情況下橋梁運營10 a后恒載作用下主墩頂、底彎矩一覽表　kN·m

2.4　橫向框架計算

取1 m長梁段，采用橋梁博士的橫向加載功能進行橫向框架分析，單元劃分見圖17所示（圖中帶圓圈的數值為單元編號，不帶圓圈的數值為節點編號）。

圖17　橫向框架分析單元劃分圖

計算參數如下：

（1）汽車橫向分布調整系數：采用折線橫向分布調整系數，其大小m=G/a，其中a為根據規范[2]第4.1.3條算出來的車輪在順橋向的荷載分布寬度，G為根據規范[1]第4.3.1條車輛荷載立面布置圖算出來的在荷載分布寬度a內的軸重之和。

（2）底板縱向預應力鋼束徑向下崩力按恒載施加在底板上，其大小q=T/R，其中T為計算截面處鋼束拉力，R為計算截面處鋼束的曲率半徑。

3　抗震分析

3.1　抗震設防標準

按《公路橋梁抗震設計細則》（JTG/T B02-01－2008）劃分，該橋屬于A類橋梁，采用50 a超越概率10%（E1地震作用）和50 a超越概率2.5%（E2地震作用）兩種地震動水平進行抗震設防。抗震設防目標見表2所列，場地地震動參數見表3所列。

表2中，M為按恒載和地震作用最不利組合下的彎矩；My為最不利軸力時截面最外層鋼筋首次屈服時對應的彎矩；Meq為最不利軸力時的等效抗彎強度。

表2　抗震設防目標一覽表

表3　場地地震動參數一覽表

3.2　結構動力特性

采用Midas Civil建立空間有限元模型進行抗震計算，主梁、橋墩和承臺均采用空間梁單元模擬，承臺底用六個彈簧剛度模擬群樁基礎剛度。成橋狀態前六階振型主要特點見表4所列。

表4　成橋狀態動力特性一覽表

3.3　抗震驗算

該橋采用時程法計算結構的地震響應，地震波采用地震安全性評價報告中的人工波。報告中提供了以設計地震動峰值加速度和設計反應譜參數為目標譜，合成的超越概率水平為50 a10%和50 a2.5%的地震動人工波各三條，豎向輸入值取水平向輸入值的2/3。該橋采用超越概率水平50 a10%的地震動人工波作為E1地震作用下的地震動輸入，超越概率水平50 a 2.5%的地震動人工波作為E2地震作用下的地震動輸入。其地震動采用如下兩種組合，組合1：恒載+水平縱向地震作用+豎向地震作用；組合2：恒載+水平橫向地震作用+豎向地震作用。地震響應計算結果取三條地震波的最大值。

抗震檢算時，主要針對橋墩和樁基礎進行偏心受壓構件正截面強度檢算，分析結果見表5、表6所列。從表中可知，橋墩在E1地震作用下，控制截面安全系數均大于1，結構保持在彈性范圍；在E2地震作用下，除了138#過渡墩在橫向進入了延性，其他橋墩控制截面安全系數均大于1，說明結構只發生可修復性損傷，滿足抗震性能要求。

表5　橋墩控制部位抗震驗算（組合1）一覽表

表6　橋墩控制部位抗震驗算（組合2）一覽表

對于未進入延性的橋墩直接采用E2地震作用下的內力值計算樁頂反力，對于進入延性的橋墩，其下樁基礎按能力保護構件進行檢算，樁基礎的驗算結果見表7所列。從表7中可知，在E2地震作用下，主墩和邊墩樁基礎均滿足抗震性能要求。

表7　最不利單樁截面抗彎強度驗算（E2地震作用下）一覽表

4　結語

本文對鶴洲水道主橋（65+90+160+90）m剛構-連續梁設計進行了介紹和總結，可供同類型橋梁參考。

拉薩公路通車里程今年底將達4 200 km

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同時，將按照拉薩市政府“一區一年兩站”的要求，指導城關區、堆龍德慶區、達孜區、柳梧開發區、經開區等完成洲際大酒店公交首末站、經開區B區公交首末站、工程五隊公交首末站、教育城公交樞紐站、慈覺林公交首末站、納金場站擴建等6個公交場站建設，啟動東嘎客運樞紐、柳梧公交停保場、羊達鄉通嘎村公交首末站、達孜公交首末站建設工作,新增及優化調整公交線路8條，發展景區直通車，規范公交運營服務。做好新能源車輛應用推廣工作,更新老舊公交車104輛，全部更新為新能源公交車，新能源公交車占比達到80%。