连续刚构桥的设计与分析常见问题探讨

连续刚构桥梁是一种比较流行的桥型,目前其出现的问题也有很多,顶板、底版、腹板斜裂缝、跨中的下扰等等.研究这些的项目也有很多.我们应该从根本上解决其问题,为什么会出现这样的问题,无外设计与施工上的不合理,即偏差的问题.

不知道国外的类似桥梁会不会也出现此类问题，我们可以借鉴一下！但好象此类桥梁在国外比较少见？？
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给你推荐两座国外的连续刚构桥，可以去查查相关资料。一座是澳大利亚的Gateway桥，主跨为175+260+175m；还有葡萄牙的坡托尔桥，中跨250m。

利用大型结构有限元分析程序ANSYS对一座三跨预应力混凝土连续刚构桥进行空间分析，其主梁为单箱单室吏截面扁平宽箱梁。对比分析在不同待载工况下箱梁截面的受力特性，结果表明:箱粱纵向应力沿截面出现显著的不均匀性，表现了很明显的正剪力滞效应，这种不均匀性在跨中截面尤其突出;预应力空间效应及箱梁剪力滞、畸变等因素使箱粱顶、底板局部出现了较大的应力。所得的分析结果可为同类桥梁的设计和施工提供参考。
    预应力混凝土连续刚构桥是墩梁固结的连续结构，具有良好的结构受力性能、结构型式美观新颖、抗弯抗扭刚度大等特点，某铁路桥主桥为三跨(100+192+100)预应力混凝土单箱单室变截面连续刚构桥，箱顶宽11.2m，底板宽9.2m，箱梁顶板设置成2%双向横坡，箱梁的根部梁高为13.5m，中跨跨中梁高为7.2m,箱底按二次抛物线变化，其顶板厚度62cm，腹板厚度在60~120cm之间，底板厚度在51~120cm之间，在梁端和主梁与墩固结处设有横梁。箱梁混凝土设计强度等级均为C50。

1 计算模型及主要参数

    1.1计算模型
   
    为分析该桥复杂的空间受力特性，采用通用有限元程序ANSYS，建立箱形梁连续刚构桥的三维空间模型，用板壳单元she1163模拟箱梁，用线弹性杆单元link8模拟预应力筋，杆单元与板单元在结点处相连。网格划分充分考虑箱梁顶底板、腹板的受力特性和箱梁梗肋、横隔板以及支承条件、外力作用点等影响;节点的选取考虑结构施加荷载，荷载传递的途径能够较准确地反映真实结构受力，尤其针对在多种工况下，荷载大小不等、方向和作用点各不相同的情况.边墩墩顶采用铰支承，双薄壁主墩与箱梁固结。整个模型共有22 432个单元，23 256个结点。整个桥梁的有限元网格如图1所示。



    1.2计算荷载
   
    由于该桥箱梁腹板间距较大，因此对该桥进行空间分析应重点研究在恒载、列车活载(单、双线)及预应力作用下的应力行为。恒载主要有:主梁结构自重，主梁结构自重为体力，大小为26 kN/m";二期恒载(如桥面铺装、人行道栏等)，用分布荷载来模拟其对结构的作用，其等效面荷载为16.65 kN/时，横向分布宽度为8.9 m.用杆单元中的预应变来控制所施加的预应力。分析时，钢筋混凝土的弹性模量采用3.5 X 10-4MPa，泊松比采用0.167;钢铰线的弹性模量采用1.95 X 10-5 MPa，泊松比采用0.3,

    1.3结构计算考虑的工况



2 箱梁截面受力分析
   
    分析结构在主要工况下的应力及变形，本文只给出跨中、墩顶处两个最不利截面的分析结果。图2和图3给出了主梁跨中、墩顶处截面纵向正应力沿横向的分布。在四种工况作用下，全桥截面混凝土纵桥向全部受压，而顶板远肋处的应力处于低谷状态而顶板近肋处的应力达到峰值，表现出明显的正剪力滞效应，与初等梁理论的计算值完全不同。
   
    由图2~图4可知，该桥的剪力滞效应十分显著，较一般箱形梁大，最大达到1.35，产生如此大的剪力滞系数主要是该箱形桥主梁横向宽度比较大，预应力的空间效应和剪力滞效应明显，从而出现顶板、底板应力分布不均匀的现象.剪力滞效应沿纵向是逐渐变化的，总体上，跨中截面的剪力滞比墩顶处截面的普遍要突出，这是由于桥墩处剪力滞效应受到实体段的影响反而并不明显，剪力滞系数在此附近的一段距离内其值较小.同时剪力滞效应与荷载大小关系密切，二期恒载、列车活载使顶板(底板)正应力沿截面横向分布的不均匀性更加显著，剪力滞系数的变化范围扩大。正剪力滞区域断面上的应力最大值均发生在腹板与顶板结合处，跨中截面顶板最大纵向压应力值为13.06MPa，底板最大纵向压应力值为12.87MPa;墩顶处截面顶板最大纵向压应力值为10.95MPa，底板最大纵向压应力值为4.57MPa，说明纵向预应力的施加使得全桥在纵向基本都处于受压状态，达到了预期的目的。







3 结语和建议
        
    (1)施加了预应力之后，箱梁顶板及底板的纵向应力基本为受压状态，达到了平面设计理论中纵向预应力的预期目的，但受预应力空间效应及箱梁剪力滞的影响，应力分布非常复杂和不均匀。设计该类桥梁结构时须充分考虑剪力滞效应对结构的影响，一方面要重视箱梁截面翼缘有效分布宽度的合理取值，另一方面要根据连续刚构宽箱梁剪力滞效应的分布特点，合理布置普通钢筋和预应力束，来消除截面法向应力在顶(底)板与腹板交界处局部集中的现象。
   
    (2)本文仅研究了特定大跨预应力混凝士连续刚构宽箱粱桥的应力分布特性，提出了若干结论，而对于其他跨径和型式的箱梁桥，有待于进一步的研究探讨。

1 恒载活载负弯矩卸载作用基本与连续梁桥接近
2 桥墩参加受弯作用是主梁弯矩进一步减小
3 弯矩图面积小，跨越能力大，小跨径时梁高较低
4 超静定次数高，对常年温差、基础变形、日照温都很敏感

刚构桥现在在大跨中使用的越来越多，具体实现形式也很多。

现在连续刚构出问题的很多,光平面杆系分析是不够的,特别是合龙段,最容易出问题

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本人觉得裂缝也是连续刚构运行过程中一个比较严重的问题，在箱梁的各处均有出现
1， 腹板处裂缝，主要有主拉应力产生的裂缝和锚后拉应力产生的腹板裂缝
2 ，顶\底板既有纵桥向的裂缝和横桥向的裂缝
       纵桥向：往往是设计种对横向正应力和顶底板的局部受力计算考虑不足；
      横桥向：主要因为压浆不饱满，钢绞线锈蚀。
      个人浅见，大家指教
表示同意

一、跨径比
一般情况下，为使边跨正弯矩和中支点负弯矩大致接近的原则，以使布束更趋合理，构造简单，故L1/L2=0.539～0.692是常见的边、主跨的跨径比范围，当L1/L2≤0.419时，边跨则需压重，应属于非常规的特殊处理；大都L1/L2=0.54～0.58则较合理，这将有可能在边跨悬臂端用导梁支承于端墩上合拢边跨，取消落地支架。
二、梁高
主跨箱梁跨中截面的高跨比h0≈(1/46.2～1/86)L2，通常为（1/54～1/60）L2，在箱梁根部的高跨比h1≈（1/15～1/20.6）L2，大部分为（1/18）L2左右。
目前在国际上有减少主梁高跨比的趋势，已建成的挪威stolma桥和Raftsundet桥，在跨中区段采用了轻质砼，减轻了自重，减小了主梁高跨比，其跨中h0≈1/86xL2和1/85.1xL2，根部高度分别为h1=1/20.1xL2和1/20.6xL2。
一般情况下，可采用2次抛物线的梁底变高曲线，但往往会在1/4xL2和1/8xL2处的底板砼应力紧张，且在该截面附近的主拉应力也较紧张，因而，可将2次抛物线变更为1.5～1.8次方的抛物线更合理。
在江苏平原通航河道上，为了满足通航净空的要求，在设计时甚至采用大于2次抛物线的幂级数设置底板曲线，这是值得十分注意的问题，事实证明，跨中挠度一般较大，极易发生正弯矩裂缝和斜裂缝。
三、顶板厚度
以往通常采用 28cm，近年来已趋向于减小为25cm，这显然与箱宽和施工技术有关。
四、底板厚度
以往通常采用32cm(跨中)，逐渐向根部变厚，少数桥梁已开始采用28-25cm者，其厚跨比通常为（1/140～1/160）L2，也有用到1/200xL2者。
挪威stolma桥和Raftsundet桥最大底板厚度为105cm和120cm，合跨径的1/286.7和1/248.3，这将取得了明显的经济效益。
五、腹板
一般为40～50cm，但应特别注意主拉应力的控制，近年来在腹板上出现较多斜裂缝的病害甚多，应予谨慎。
增加箱梁的挖空率，减轻截面的结构自重，采用高标号砼，采用较大吨位的预应力钢束，采用三向预应力体系等，无疑都是提高设计水平，获得良好经济效益的重要措施，但同时又必须合理地掌握好“度”，必须确保结构的安全度和耐久性。
六、连续通长束不宜过长
根据连续结构的受力特点，截面上既有正弯矩也有负弯矩，个别设计中将连续通长束顺应弯矩包络图仅作简单布置是欠合理的，尤其对于较小跨径的矮箱梁，其摩擦损失单项即可达40～60%σk之多。建议此时可采用两根交叉束布置，也可改用接长器接长，分成多次张拉等。但在具体设计时接长器也不宜集中在某一个断面上，以使截面的削弱过于集中，同时也会造成施工上困难。
七、普通钢筋是预应力砼结构中必须配置的材料
当混凝土立方体试块受压破坏时，可以清楚地看到混凝土立方体试块侧向受拉破坏的形态。也即预应力仅在某一个方向上施加了预压应力，而在其正交方向却会产生相应的侧向拉应力，这是预加应力的最基本概念，必须牢固掌握，灵活应用。
因而，在预应力混凝土结构中必须配置一定数量的非预应力钢筋，以保证预压应力的可靠建立。为此，在一般情况下，非预应力钢筋约为80-100kg/m3（一立方米砼中的含筋量）。偏少、偏多的构造钢筋均需作适当优化和调控。例如××桥为多跨L=42m的预应力混凝土等高度连续箱梁，设计中采用了185kg/m3的普通钢筋，明显偏多，但在某些局部的普通钢筋却又偏少。又如某桥的非预应钢筋仅为36.6kg/m3，实属太少。
八、关于扁波纹管、扁锚的采用
扁波纹管的采用，日益广泛，有利于减少构件的截面尺寸，但必须注意如下几点：
1、扁波纹管的尺寸高度不宜太小，不利于饱满灌浆。例如目前采用的M15-4，其相应的扁波纹管内径为70×19mm，一般常采用的钢绞线直径为φ15.24mm，则可灌浆的间隙仅有3.76mm＜＜10.0mm（公路桥规JTJ023-85，第6.2.26条、四中要求：“管道的内径应比预应力钢筋外径至少大1.0cm”）。在宽度方向：70-4×15.24=9.04mm<10mm，其平均间隙为（70-4×15.24）/(4+1)=1.8mm。因此很难保证灌浆的饱满度和可靠握裹。在施工过程中扁波纹管的变形的可能性远大于圆波纹管。
2．扁波纹管的根数。在实际工程中常用的钢束根数为每管内4束或5束。其锚圈口的损失，5束应大于4束，远较圆锚时要大，其锚固效率系数也较难保证达到95%，同时在穿束过程中也极易绞缠在一起，因而建议，每管内3.0束合适，4.0束尚可，5.0束不妥。
3．扁锚用作横向预应力束合适；用作纵向受力主束欠妥，不应采用“扁锚竖置”作为纵向受力主束（弯起），这将会使实际有效预应力严重不足，各股钢束在竖置弯起的扁波纹管内互相嵌挤，摩阻损失很大，对扁波纹管的横向扩张力也很大，各束受力很不均匀，延伸率无法控制，这种‘“扁锚竖置”方案已有多座实桥失败，应该禁止采用。
九、关于钢铰线的弹性模量
Ey的的理论值为Ey=(1.9～1.95)×105Mpa，而在试验报告中常会出现Ey’=(2.04～2.06)×105Mpa的结果，如按Ey’=2.04×105Mpa计算张拉伸长量，则理论值与实际值的误差将达：，这里已超过施工规范6%的误差范围了。其原因在于Ey= ，由于试验值中并未用真实的钢绞线面积Ay’代进上式计算，而是采用了理论值Ay（偏小值）代进上式计算Ey，从而得到了偏大的Ey’值。因而，在工程应用中的伸长值控制，必须按实测值Ey’控制，而不应是理论值Ey的计算伸长量。
十、锚头或齿板的压陷、压崩破坏
在工程中锚头或齿板压陷、压崩破坏，时有所见。值得注意者，局部受力的锚头或齿板的砼强度和配筋一般地安全储备较小，且由于该局部区内的配筋又较密，砼操作空间又较小，振捣工作又较困难，稍有疏忽，很易出现质量事故，所以在施工中应备加小心。
十一、平面曲线束张拉时，构件会否失稳？I字形组合T梁张拉时构件在横向会否失稳正确的回答为不会失稳？
其基本概念为后张法张拉时的杆件属“自平衡”体系，而与杆件作用一个轴压力的平衡条件有着本质上的差异，前者不会横向失稳，而后者有可能产生横向屈曲失稳。因而，一根曲杆进行后张法预应力张拉时不必担心其横向失稳问题。
十二、先张法预应力混凝土构件的放张
先张法的放张工艺即是一个施加预加力的工艺过程。原则上要求均匀、一致，不要突然切割，骤然放张，其冲击力将会破坏钢束自锚区的“传递长度”范围内的“握裹”。
十三、超张拉问题
对于采用夹片锚时，不应再进行超张拉工艺的概念，已被广大设计、施工人员所掌握。但有时在图纸上仍有超张拉（3%～5%）σk的提法。其理由是补偿锚圈口损失（2.5～3%）σk所要求。各个厂方所提供锚具的锚圈口损失是不相同的，应由承包商通过试验后确定，并在张拉时进行调整。但在概念上决不能归属于“超张拉”的范畴中去，应属于一种损失补偿的性质。