湖北滬蓉西高速公路龍?zhí)逗犹卮髽虮”诟叨站植糠€(wěn)定

1、湖北滬蓉西高速公路龍?zhí)逗犹卮髽虮”诟叨站植糠€(wěn)定摘 要: 本文主要以滬蓉國道主干線宜昌至恩施段龍?zhí)逗犹卮髽驗楣こ瘫尘?，對箱形薄壁構件局部穩(wěn)定的進行解析分析，得出滿足混凝土薄壁局部穩(wěn)定的最大寬厚比的限制值，在湖北滬蓉西大橋高墩參數研究中，通過限制箱形空心薄壁墩的壁板寬厚比，使得其局部穩(wěn)定性高于強度設計要求，在滿足強度的同時，局部穩(wěn)定性得到了自動滿足。關鍵詞：空心薄壁高墩 穩(wěn)定 局部穩(wěn)定1 概述穩(wěn)定問題是力學問題中的一個重要分支，也是橋梁工程中經常遇到的問題。在橋梁結構設計與分析研究中，強度驗算是最基本的和必不可少的，但隨著橋梁跨徑的不斷增大、橋塔（墩）高度的不斷增加以及高強材料的應用，穩(wěn)定問題顯得

2、比以往更加突出，在橋梁結構的發(fā)展歷程中，曾經出現過不少因靜力或動力荷載引發(fā)的橋梁結構失穩(wěn)的悲劇，例如加拿大的魁北克橋、俄羅斯的克夫達敞開式橋、前蘇聯的莫茲爾橋、澳大利亞西門橋，等等。隨著交通運輸事業(yè)在我國的高速發(fā)展，山區(qū)高等級公路、山區(qū)鐵路的大量興建，跨越深溝、峽谷的大跨、高墩橋梁愈來愈多，橋墩高度達百米以上者已屢見不鮮，墩高記錄被不斷刷新。為了減少材料用量、降低自重及基礎受力，高墩往往設計成空心薄壁的形式，這種既高且柔的橋墩結構在集中軸壓力(上部結構支反力)、分布軸壓力(墩身自重)和水平推力（溫度、汽車制動力、風力等）及局部溫差（日照與熱輻射等）共同作用下，穩(wěn)定問題日益突出，往往成為設計和施

3、工的控制因素。表1-1 世界高墩預應力混凝土梁橋（按墩高排名）序號橋名國家建成年墩高（m）最大跨徑（m）橋墩結構型式1龍?zhí)逗犹卮髽蛑袊诮?78200雙箱形薄壁墩2元江特大橋中國2003123.3265雙箱形薄壁墩3花土坡大橋中國2001110104箱形薄壁墩4關家溝特大橋中國199910240雙箱形薄壁墩5清水河大橋中國1998100128箱形薄壁墩6小關公路特大橋中國2000100160箱形薄壁墩7虎門大橋中國199758270雙箱形薄壁墩8Gateway澳大利亞198547.5260箱形三室薄壁墩9Raft Sunder挪威199845298箱形薄壁墩國外學者對高墩連續(xù)剛構橋梁的穩(wěn)定方面

4、專項研究開展較少，國內對高墩大跨連續(xù)剛構橋在各施工階段及其成橋穩(wěn)定問題的研究也很有限，橋梁設計人員采用較多的方法是簡化的計算方法，研究人員對于高墩穩(wěn)定的分析大多停留在特征值穩(wěn)定分析基礎上，在設計時僅僅用第一類彈性穩(wěn)定問題的一階失穩(wěn)臨界荷載作為保證結構安全性的依據，在無法了解結構復雜荷載作用下的臨界荷載時只能依靠放大安全系數來保證結構的安全。在空心薄壁墩的壁板局部穩(wěn)定方面，國內外研究得更少，設計人員僅憑經驗擬定設計參數，既存在一定的安全隱患，又勢必存在一定的盲目和浪費，因此，開展這方面的研究十分必要。2 薄壁墩的局部穩(wěn)定及壁厚與實體墩相比，薄壁空心墩能以較少的材料數量獲得較大的截面抵抗慣性矩，充

5、分發(fā)揮材料的力學性能，滿足墩柱整體穩(wěn)定與剛度要求。薄壁高墩既存在整體問題，又存在壁板局部穩(wěn)定問題。壁板局部穩(wěn)定，可以通過限制邊長與壁厚的比值，使局部屈曲容許應力高于材料容許強度來得到保證。壁板局部穩(wěn)定與截面形式有關，可分為箱形、T/工形、圓柱形，這里僅對常用的箱形薄壁墩進行論述。箱形薄壁墩壁板局部穩(wěn)定可根據四邊簡支板承受均布壓力的屈曲分析導出。首先分析圖1所示的四邊簡支薄板在均布壓力作用下的彈性屈曲情況。圖1 四邊簡支薄板的彈性屈曲根據彈性薄板理論，板翹屈后，板中面的擾曲方程為：式中， （1）為板的抗彎剛度，、分別為彈性模量和泊松比。承受均布壓力的四邊簡支板，其彈性屈曲可采用Ritz法求解。首

6、先假設符合四邊簡支邊界條件的擾度曲線函數： （2）將式（2）代入擾曲線方程式（1）得： （3）于是有彈性屈曲臨界荷載為： （4）為了得到最小臨界荷載，顯然應有n=1，令，彈性屈曲臨界應力=，則： （5）求關于自然數m的最小值，即可得彈性屈曲臨界應力。由于m的變量域為自然數域，難以獲得其極值且與/有關，可以證明，關于自然數域m的最小值大于等于關于實數域m的最小值，不難求出關于實數域m的最小值為4，即有四邊簡支薄板彈性屈曲臨界應力 （6）實際箱形薄壁墩壁板的非受荷邊并非理想的簡支狀態(tài)，而是界于簡支與固結之間的彈性支承狀態(tài)，對于固結支承狀態(tài)，同樣可以推倒出其形如2-23的臨界應力，對于墩柱/2的大多

7、數情況下，k=6.97；彈性支承板的臨界應力，與彈性支承相關，比較復雜，鋼結構設計規(guī)范提出在簡支臨界應力之外考慮彈性嵌固提高系數1.3，本文偏安全地采用簡支狀態(tài)臨界應力?；炷帘”诙盏那话銥閺椝苄郧?，文獻1給出的彈塑性屈曲臨界應力： （7）式中=，為結構材料彈塑性切線模量與彈性模量的比值，鋼結構設計規(guī)范稱之為彈性模量折減系數。實際結構屈曲對缺陷特別敏感，常為理論屈曲荷載的幾分之一，實際屈曲應力可表示為： （8）式中為穩(wěn)定安全系數，根據實驗確定。令實際臨界屈曲應力大于混凝土容許壓應力，即可得到寬厚比b/t的限制值的基本公式（9）。 （9）彈塑性切線模量與彈性模量的比值，可以參考混凝土受壓應

8、力-應變全曲線進行計算。清華大學過鎮(zhèn)海2采用剛性試驗機對不同標號、不同配比混凝土進行了試驗研究，得出了不同標號混凝土的受壓應力-應變全過程曲線（圖2）。圖2混凝土受壓應力-應變全曲線其中上升段曲線如下式（10）、（11）：C20、C30 （10）C40 （11）過鎮(zhèn)海2對C20C40混凝土亦給出了與Hognestad3相同形式的簡化計算曲線： （12）若彈性模量采用x=0.4的割線模量，則若彈塑性切線模量采用x=0.6的切線模量，則于是有彈塑性切線模量與彈性模量的比值： （13）取混凝土的軸心抗壓標準強度的0.5倍，泊松比取0.2，穩(wěn)定安全系數根據實驗統(tǒng)計確定，粗略取4，于是有箱形薄壁截面壁板

9、滿足實際臨界屈曲應力大于混凝土容許壓應力的局部穩(wěn)定寬厚比： （14）將C30C60混凝土的有關參數代入上式，可得箱形薄壁墩非受荷邊在簡支狀態(tài)下局部穩(wěn)定最大容許寬厚比計算值，如表2。表 2 箱形薄壁墩壁板局部穩(wěn)定最大容許寬厚比混凝土標號E（MPa）（MPa）C303.00E420.142.5 C403.25E426.838.3 C503.45E432.435.9 C603.60E438.533.7 由表2可以得出，混凝土箱形薄壁墩壁板容許寬厚比（邊長與厚度之比）與混凝土的彈性摸量和強度有關，強度越高，限制越嚴，約為33。在容許寬厚比以內，箱形薄壁墩壁板的設計將由強度而非局部穩(wěn)定控制。超出寬厚比限

10、制值時，則應對容許應力進行適當的折減4。3 龍?zhí)逗犹卮髽虮”诟叨諏嵗執(zhí)逗犹卮髽虿捎米笥曳址O計，最大墩高178m，如圖4，墩身采用雙肢變截面箱形空心墩，肢間凈距9m，縱向每墩雙肢外側按100：1放坡，橫向根據墩高采用分段放坡方式，從上到下分別采用100：1、60：1和40：1三種坡率。肢間設兩道系梁以改善整體穩(wěn)定性和縱向剛度，系梁高度4m。主墩承臺厚4m，基礎采用16根樁徑2.4m的鉆孔灌注樁基礎。圖3墩柱斷面圖4 178m高墩構造圖箱形空心墩墩頂截面尺寸為8.53.5m，墩底截面尺寸為14.65.28m，空心墩壁板厚度0.7 m。墩身、肢間系梁采用50號混凝土，墩身采用爬模現場澆注，肢間系

11、梁采用鋼管支架澆注。墩底截面壁板寬厚比最大，為（1460-70）/70=19.9，小于表2中C50混凝土的最大容許寬厚比，由此可得：龍?zhí)逗犹卮髽?78m超高箱形薄壁墩薄壁局部穩(wěn)定性高于C50靜力容許強度，局部穩(wěn)定不控制設計，墩柱設計可不計局部穩(wěn)定影響，按結構整體穩(wěn)定、各階段靜動力受力的需要進行設計。 （下轉第50頁）荊岳長江公路大橋超高H型橋塔施工過程分析研究陳剛毅 江建斌 丁望星湖北省交通規(guī)劃設計院 摘 要：文章詳細介紹了高265.5米的H型橋塔結構特點，橋塔施工全過程仿真分析情況以及根據分析結果提出的索塔上、下橫梁及中塔柱施工工藝措施。關鍵詞：斜拉橋 H型橋塔 施工過程分析 施工工藝措施1

12、 項目概況荊岳長江公路大橋是湖北省“六縱五橫一環(huán)”骨架公路網中隨州至岳陽高速公路跨越長江的控制性工程；主橋采用主跨816m雙塔不對稱混合梁斜拉橋方案，平行雙索面，跨度組合為（100 298） m816 m（80 275）m； 主橋南邊跨采用預應力混凝土箱梁，中跨和北邊跨采用鋼箱梁。2 索塔結構概述索塔采用H形結構，包括上塔柱、中塔柱、下塔柱、上中塔柱連接段、中下塔柱連接段、上橫梁、下橫梁及塔座。南、北索塔高度分別為224.5m和265.5m；中、上塔柱均為單箱單室”D”型截面，其中上塔柱斜拉索錨固區(qū)布置有混凝土齒板結構和鋼錨梁；下塔柱為單箱雙室”D”型截面。塔柱內豎向配置HRB335直徑為36

13、mm的主筋，水平配置HRB335直徑為20mm、16mm的箍筋；主筋外側加設一層直徑為6mm，間距10cmx10cm的帶肋鋼筋焊網；上塔柱拉索錨固區(qū)、塔柱連接段以及上、下橫梁均布置了預應力鋼束。北主塔塔柱結構詳見圖1。 圖1 北主塔結構設計圖 (尺寸單位:cm) 圖2 索塔有限元模型3 索塔施工的幾個步驟及模型的建立根據索塔施工工藝流程，索塔施工主要有五個施工階段：（1）高約34米的下塔柱施工；（2）高9米、長度為32米的下橫梁的分層澆筑施工；（3）高度為130米且?guī)в幸欢▋葍A角的中塔柱分節(jié)段施工；（4）高7米、長34米的上橫梁的分層澆筑施工；（5）高度為83米的上塔柱施工。階段（1）和階段（

14、5），塔柱豎直，采用分段澆筑施工，受力比較明確；階段（2）、（4）需要支架，階段（3）塔柱傾斜，下面重點介紹這三個階段施工過程分析研究情況。索塔施工仿真分析采用Midas Civil 2006程序，根據施工流程建立有限元模型進行仿真分析，按照施工節(jié)段劃分，塔柱每4.5m一段作為一個施工節(jié)段，上、下橫梁澆筑過程建立單獨分析模型。索塔總體有限元模型如圖2。4 下橫梁施工過程仿真分析研究（一）下橫梁分層澆筑施工分析索塔下橫梁橫斷面為混凝土箱型（如圖1）結構，長度為34米，高度為9米，順橋向與塔同寬，約12米。下橫梁混凝土總共1904 m3，重約5000t，采用落地支架澆筑施工。為減少施工時一次澆筑混

15、凝土方量，同時減小現澆支架的規(guī)模，研究采用分層澆筑方案：按高度方向分三層澆筑，澆筑高度分別為2.5米，4米，2.5米；澆筑方量分別為820m3，538m3，642m3，分層澆筑計算流程如圖3: 圖3 索塔下橫梁分層澆筑示意圖按照下橫梁分層澆筑流程，下橫梁計算分析步驟及分析內容如下：第一步：支架上現澆第一層混凝土工況（建立獨立分析模型）分析過程中混凝土重量、模板及施工荷載按照等效荷載加載于支架上，驗算支架的強度、剛度及穩(wěn)定性。第二步：張拉第一批預應力筋工況（建立獨立分析模型)模擬支架支撐于第一層混凝土構件下，通過計算分析確定第一批預應力張拉數量，保證第一混凝土形成的構件上下緣均處于受壓狀態(tài)，下緣

16、留一定壓應力儲備(約1MPa)，并計算第一層構件中部變形量；驗算支架受力情況。第三步：現澆第二層混凝土工況（在第二步模型中計算）模擬第二層混凝土重量按照等效荷載加載于第一層混凝土梁上，驗算第一層混凝土及支架受力情況。第四步： 澆筑第三層混凝土工況（建立獨立模型）第三層混凝土重量按照等效荷載加載于已成橫梁上，分析橫梁及支架受力。第五步：張拉第二批預應力筋工況(建立獨立模型)計算模擬橫梁拆除支架，張拉第二預應力筋，張拉數量需保證橫梁全截面受壓，且下緣有一定壓應力儲備；同時要驗算張拉預應力筋后索塔根部斷面受力情況，保證索塔根部斷面受力滿足要求。（二）下橫梁與支架協(xié)同受力分析上橫梁施工分析各步驟中支架

17、與已成橫梁結構承載力分配如表2示：表1 施工過程支架反力表分析步驟現澆支架增加荷載重量支架反力（t）差值（t）第二步第一層混凝土重量及施工荷載總重2247t1908624第三步第二層混凝土重量1400t2532第四步951322第五步第三層混凝土重量1670t1273由上表可以看出第一批預應力張拉后，支架仍承受第一層混凝土85%重量；當第二層混凝土澆筑時，支架增加的承載重量為624t，約為第二層混凝土重量的45%，可見第一層橫梁分配了第二層混凝土55%的重量,此時支架承受上部荷載的總重為2532t；當第二層混凝土達到齡期后，支架承受上部荷載重量為951t，僅為上部總荷載的26%；當澆筑第三層混

18、凝土時，支架增加重量為322t，約為第三層混凝土的重量的20%，第三層混凝土重量大部分由前兩層橫梁承受，支架承受上部荷載的總重為1273，約為上部總荷載的24%。以上分析說明：下橫梁采用分三層澆筑施工的工藝，已澆橫梁結構能分配較大的后期的荷載，支架設計的控制荷載為2532t，約為其上部混凝土總重量的47%。按照已成結構與支架共同受力的模式進行現澆支架設計，可以有效的減小現澆支架受力，減小大體混凝土橫梁現澆支架的規(guī)模；同時也有利于保證大體積混凝土構件施工過程中受力安全。（三）分層澆筑施工預拱度的設置下橫梁施工前，需要設置向上的預拱度值以抵消橫梁澆筑過程及后期的上部恒載及活載引起橫梁向下的變形。橫

19、梁施工預拱度由兩部分組成： 橫梁分層澆筑施工最終的變形及支座傳遞的上部荷載（恒載活載）引起的橫梁結構變形。（四）下橫梁施工過程中預應力張拉數量及時間的確定下橫梁預應力張拉后，下塔柱會分配一部分預應力張拉力，下塔柱越矮，塔柱分配的張拉力越大，塔根部彎矩越大，過大的彎矩會使塔根部混凝土開裂，因此需要通過計算分析確定下橫梁張拉預應力數量及張拉時間。荊岳大橋南索塔下塔柱高度為13.5米，下橫梁橫向預應力筋為22-s15.24mm高強低松弛鋼絞線，共102根。根據分析計算，橫梁施工完后張拉46根預應力束既可滿足其在拆除支架后的自身受力要求，同時也能保證塔腿根部受力滿足要求。對剩余56束鋼束的在不同階段張

20、拉，塔根部受力比較如表2示：表2 索塔根部受力分析結果表剩余預應力張拉時間分析結果下橫梁施工完上橫梁施工完索塔施工完塔根部內力軸力（KN）73326228716281369橫橋向彎矩（KN*m）1.33E61.42E61.48E6塔根部截面應力（max）混凝土應力(MPa)7.66（壓）11.09（壓）8.29（壓）鋼筋應力(MPa)-233(拉)-84.5(拉)-39.6(拉)塔根部截面裂縫寬度0.230.0830.038由表2可以看出，不同階段張拉剩余預應力塔根部彎矩基本沒有變化，塔腿根部驗算的裂縫寬度值取決于軸力的大小，下橫梁剛施工完，塔根部軸力較小，驗算塔根部裂縫寬度達到0.23mm，

21、超過規(guī)范要求；索塔施工完后張拉，裂縫寬度僅為0.038mm滿足規(guī)范要求。綜合分析比較說明索塔施工完后張拉剩余56束預應力筋比較合理。最終確定的索塔下橫梁預應力張拉順序如表3示。表3 索塔下橫梁預應力張拉順序表分批數張拉時間張拉鋼束根數第一批第一層混凝土澆筑完，強度達到90%20第二批下橫梁全部澆筑完，強度達到90%26第三批索塔施工完565 中塔柱施工過程分析研究中塔柱為單箱單室D形截面，尺寸為8.890m（順橋向）x5.840（橫橋向）漸變至11.846m( 順橋向)x7.141( 橫橋向) 。中塔柱內側面斜率為：1：35.297、1：25.766，總高度為129.8m，采用液壓爬模分段澆筑

22、工藝。對中塔柱分節(jié)段施工全過程的計算分析結果表明：如中塔柱不設置任何橫撐構件，由于中塔柱高度大且?guī)в幸欢ǖ膬葍A角，導致塔柱施工完時，塔柱向內側的橫向變形量達到15cm，根部彎矩達到7.3e5KN.m，驗算中塔柱根部截面鋼筋拉應力達到258MPa，裂縫寬度為0.24mm，不滿足規(guī)范要求。由此說明，要保證塔柱線形及塔柱懸臂根部的受力安全，必須設置必要的支撐措施。在荊岳大橋索塔施工過程中，中塔柱共設置四道橫向撐，橫向撐主動力的大小確定原則為：主動力平衡塔柱根部以及各橫撐處塔柱彎矩。主動撐設置高度及主動力大小如表4示：表4 橫撐設置高度及主動力大小表部位名 稱標高(m)主動力（KN）中塔柱第一道橫撐+

23、95.61710第二道橫撐+122.61750第三道橫撐+149.61730第四道橫撐+176.616806 上橫梁施工分析研究上橫梁位于上、中塔柱的轉折處，橫梁段面為混凝土箱形構造（如圖1），內設兩道橫隔板，長、寬、高分別為29.5m、7.8m，7.6m，混凝土總量965m3。由于上橫梁位于172米高空，采用傳統(tǒng)的落地支架，既不經濟也不安全，研究采用“高空支架平臺”方案分層施工工藝，即在中塔柱頂設置斜腿剛構支架，斜腿支撐在塔壁的牛腿上，為平衡斜腿剛構的水平分力，在支撐牛腿處設置一根拉桿。同樣按照已澆橫梁與支架協(xié)同承受后澆混凝土重量的理念來設計支架設計，以此減小支架的規(guī)模，保證施工安全。根據分析將上橫梁分為兩層（3.8m+3.8m）澆注，施工過程分析計算流程與下橫梁相同。圖4 索塔上橫梁分層澆筑示意圖7 結論（1）超高H型橋塔施工過程復雜且為大體積混凝土構件，為保證施工過程中索塔結構自身及臨時結構的受力安全，需要對索塔全過程進行仿真分析并根據分析結果提出針對性的措施。目前大橋索塔已全部順施工完成，進入上部結構施工階段。（2）大體積混凝土下橫梁在落地支架上采用分層澆筑施工工藝，計算分析