试析先简支后连续结构体系研究

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浙江大学博士学位论文先简支后连续结构体系研究姓名：陈强申请学位级别：博士专业：结构工程指导教师：徐兴2002.12.1 浙江大学申请博士学位论文摘要／愉速公路的迅速发展使得桥梁的数量大幅度增加，而高速度的行车则要求桥梁具有较好的连续性能、较少的伸缩缝构造等。在高等级公路桥梁中，多孔中等跨径(跨径在25～40米左右)的桥梁占很大的比重，桥面连续的简支梁结构体系由于存在桥面容易开裂等缺点而在与连续粱结构体系的竞争中常常处于下风。但是由于现浇连续梁的施工复杂繁琐、费工费时，人们一直希望将简支梁的批量预制生产和连续梁的优越性能结合起来，用梁或板批量预制生产的方式来加快连续梁的建设速度，以省去繁琐的支模工序，由此产生了将整跨梁板预制、架设就位(简支梁状态)后在端部浇筑混凝土并张拉预应力使之连续的“先简支后连续”施工法，而形成的体系则被称为“先简支后连续结构体系”。例的增多，“先简支后连续”这一概念的含义亦变得更加丰富支后连续桥梁工程实内外对先简支后连续结构体系的研究普遍缺乏深度这一现状，我们以浙江温州瑞安市飞云江大桥引桥为工程背景，运用空间梁／杆系有限元、经典的板壳单元法以及虚拟层合单元法对该体系进行了施工仿真分析。虚拟层合单元法的运用，大大简化了先简支后连续结构体系分析中一些关键问题(如材料的有无、分析网格的变换等)的处理方式。在此基础上，对于目前先简支后连续结构体系中存在的一些有争议的问题(如后连续端部浇筑和后连续预应力张拉的顺序、体系转换中的临时支隆拆除顺序、后连续端部浇筑方式、后连续端部的预应力筋及普通钢筋的优化等)，我们分别运用三种方法进行了细致的模拟分析、研究，并得出了一些具有重要工程意义的结论：后连续端部的浇筑顺序和后连续预应力张拉的“隔跨”原则，临时支座拆除的“隔跨”原则(此前人们一直认为“对称浇注和对称张拉”是最为合理的施工工序)，混凝土的收缩、徐变对先简支后连续结构体系的影响一般较小等。此外，对于设计和施工各方都较为注意的该体系的荷载横向分布系数、挠度及应力影响线、先简支后连续结构体系的破环模式、后连续预应力材料和连续端部的普通钢筋的优化等问题亦做出了一定的研究。最后指出了下一步工作的研究重点和方向。／我们认为，随着对先简支后连续结构体系研究工作的深入开展，必定会为该类结构体系L、／的进一步应用提供更加丰富的理论成果，从而产生更大的经济效益和社会效益。，关键词：先简支后连续结}疗话彖；仿真夯《虚拟层善《芫法；原型薪蠢验；优化。 浙江大学申请博士学位论文ABSTRACTWiththedevelopmentandconstructionoffreeways，largeamountofbridgesarebeingbuilt．High．speeddrivingdemandsgoodcontinuityandlessexpansionjointsofthebridges．Thoseofmulti-span，middle—length(about25—40metres)areoflargepercentageamongadvancedbridges．Simply-supportedgirderbridgeswithcontinuousdecksareinferiortothoseofcontinuousgirdersbecausetheirdeckscrackeasily．Owingtothecomplexconstructionofcontinuousgirderbridges，whichislaboursomeandtime—consuming，peoplehavebeenthinkingaboutanapproachtocombiningtheadvantagesofthetwosoastospeedupthebuildingandreducetheworkprocedures．Thusthe“simply-supported----continuoussystem”isintroduced．Withthepopularizationofsuchpractice，themeaningofthisconcepthasbeenenriched．Consideringthestate—o‘the-artofsuchkindofstructuralsystem，theauthorgivesasimulativeanalysisofthesystemwiththeFeiyunjiangBridgeinWenzhouZhejiangProvinceasallengineeringexampleusingthreemethods：3-DbeamorBarFEM，classicalPlate／ShellFEMandvirtuallaminatedelementmethod．TheVirtualLaminatedElementMethodmaydealswithmanykeyissuesinsimply—supported--continuoussystemeasilysuchasthematterofactualmaterialorvirtualmaterial，meshreplacement．Inlightofthesimulmiveresearchresults，threemethodsareappliedtoanalyzesomecontroversialproblemsinthiskindofstructuralsystem(suchastheconcretepouringsequenceofcontinuousends，theapplyingsequenceofpretensionedforce，theremovalofthetemporarysupports，theconcretepouringstyleofcontinuousends，theoptimizationofconstructionalreinforcementandprestressedreinforcement)．Someimportantconclusionsaledrawn：theconcretepouringsequenceofcontinuousendsshouldbeinaccordancewiththeprincipleof“intervalend”；theremovaloftemporarysupportsisalsoonthisprinciple(oppositetotraditionalopinions)．Atthesametime，otherproblemssuchastheshrinkageandcreepeffectsofconcrete，thecrackingandfailurepattern，theoptimizationofreinforcedbarsandprestressedbarsarealsoanalyzedindetail．Theextensiveresearchemphasesarealsolisted．Theauthorstronglybelievesthatthetheoreticalfruitsproducedinthisresearchwillcertainlypromotethefurtherapplicationofsuchkindofstructuralsystemandbenefitourcountrygreatly．Keywords：simply-supported---continuoussystem；simulativeanalysis；VLEM；prototypebridgeinvestigation；optimization 浙江大学申请博士学位论文第1章绪论本章将介绍本论文的选题背景，讨论“先简支后连续”这一概念的含义，详细阐述先简支后连续结构体系的国内外研究状况。最后讲述结合浙江省温州瑞安市飞云江大桥原型桥工程所要进行的试验研究内容和本论文将要研究的主要问题。1．1论文的选题背景介绍随着高速公路建设的飞速发展，我国现已建成京石、沈大、广佛等数条高速公路主干线，它们已经成为促进我国国民经济发展的重要因素。目前全国各省市都在进行这高速公路的大建设。高等级公路的汽车行驶速度较高。高速度的行车则要求公路上的桥梁具有很高的品质，即具有较好的连续性能、较少的伸缩缝构造等，以提供高速、平稳、舒适的行车条件。目前，对于小跨径的高速公路桥梁多采用装配式预应力混凝土板的形式；中等跨径的桥梁则采用装配式组合“I”型梁，桥梁上部结构为简支预应力混凝土板与桥面连续组合的型式。但在高等级公路桥梁中，多孔中等跨径(跨径在25～40米左右)的桥梁占有很大的比重，桥面连续的简支梁结构由于存在着桥面开裂的隐患和波浪式行车表面的缺点，因而不能适应高速行车的要求。各国的学者和专家针对桥面连续简支梁结构的缺点，绞尽脑汁试图解决，但是结果并不理想。预应力混凝土连续粱桥由于具有变形小、刚度大、伸缩缝少、行车平稳舒适、施工简便、养护简单、抗震能力强等许多优点，因而常常成为高速公路桥梁建设中首选的方案。对于大跨径预应力混凝土连续梁桥，目前的施工方法主要采用平衡悬臂浇筑法或拼装法。近年来，随着世界各国技术、经济以及交通建设的发展，出现了大批长桥，如高架道路、跨越海湾和湖泊的桥梁等，有的桥梁总长达到数十公里。这些桥梁一般对跨径荠没有特殊的要求，而从经济性考虑则多选用中、小跨径桥，而一些大桥的引桥也常常采用中小跨径桥。由于现浇连续梁的施工复杂繁琐、费工费时，人们一直希望将简支梁的批量预制生产和连续梁的优越性能结合起来，实现用梁或板批量预制生产的方式来加快连续梁的建设速度，同时省去繁琐的支模工序。预制拼装法即是在这一情况下应运而生的，而该种方法一经出现则迅速得到了国内外桥梁工作者的欢迎，并迅速推广。早期的预制拼装法仅仅局限于节段(segment)的预制和拼装。随着高速公路的迅速发展，大量中等跨径的预应力混凝土连续梁桥方案常常作为优胜方案而被采用。为了适应中等跨径长桥的建设的需要，出现了全跨径长度的梁或板的预制构件，形成了将整跨梁或板架设于支座就位后“拼装”成连续梁的逐孔施工方法，此 浙江大学串请辩士学位论文第1章绪论时“撵装”黪含义瞧发生了变能。这释熬跨粱蘸锚、絮设就位话，在支瘫赴遥遘现浇接头、待滢凝±强瘦达到规定值矮张控预庭力实现缩构连续韵施工方法，即是我们常说的“先简支后连续施工”方法。为了与常规的施工方法形成的连续梁结构体系区分开来，我们把这种施工方法形成的结构体系称为“先简支后连续结构体系”。先简支厨连续施工方法在80年代迅速兴起，并很快得到了广泛的应用。我国河北的滦河大桥、广东的三洪奇大桥、柳南商速公路上的洛维大桥oo米T梁)、京沈高速公路上跨越河北番河境内潮白海主河槽至濒自溺大横(20米空心板梁)、福宁高速公路八尺门海湾特大攒(30米、50米T梁)、疆嫂帮连汪路阗江三蟒北引道上的光明榜等零是采用北方法建成的连续粱攒。在蓬箨，无论是鑫本、韩国等u溉测建区，还是美溺、龆拿大等茭测缝区及欧洲缝区，都舀现了掖多采用“先简支后连续”撬工方法建造成静桥粱实掰。其中有两窿桥梁在“先简支后连续”结构体系中占有蘑要的地位，它们避美豳内布拉斯加州秫宵市建造的两废人行桥。一座为第十街的人行天桥，另一座为第v号街的天桥。此两虞桥采用的后连续连接技术是内布拉斯加研究设计的一种后连续工艺，使用此法建造连续梁的方案成为了以下几个方案的优胜者：1形钢连续粱、t形预应力混凝土简支粱、I形后张预应力混凝土连续粱，可见先简支后连续结构体系的竞争力。睫眉国外出现了大量的先麓支羼连续结构体系援粱，遽在艨蠢麴文献综述中憋详细叙述。溺内采用此方法魄时闻与国辨相蓑井不长，毽建由予赛速公路静发展滞后，嚣_il嚣先搦支嚣连续结梅体系翡设诗帮燕互求平都冬冒磐有缀大鹃差距，造戒了营内对该种体系研究的落后现状，近年来讨论诧辩题的文献才觅报遵。“先简支者连缓”酌含义也在不衙扩糯，不仅包含了早期的擀面连续、桥黼板连续、警通钢筋实现结构本身的连续、使用璜应力使结构实现结构本身的连续等内容；而鼠涵箍了利用钢粱娥混凝土槊作为简支构件，在瑰浇漱凝土板内利用预成力实现结构连续的钢一混凝土缎合粱桥的后连续问题；“詹连续”的内骞也从最早的纵向遵续扩展到横翔上攒面缀的连续间基(使用警通镪簸或疆应力翳)；“先籀支嚣连续”的攮工方法所慕用蜘藏露型式瞧褥到了扩爨，由早期瓣“l”型藏嚣、“l”壁藏嚣、8空心援粱”发葳到T“"”型搬蓉；跨经跌翠瓣豹20～30来罐蠡到了瓣在酌∞※～裾采，群置还鸯缝续增大静趋势。隧着串等跨径长桥梁建设的需要，加上先简支霜连续施工方法所筒有的优点，因而受到了设计者和施工者的欢遍。同其它体系的轿梁相比，先筒支蔚连续结构体系具有以下显蔫的特点：1．由于采用预制构件，因而可以在预制场内批量生产，这样则便于统一生产管理并严格控制预制构件的尺寸。采用标准构件时更有利于技术操作、提高预制速度、节雀模板费用。2．由于在下部结构施工的同时便可进行上部构件的预铡，因露节省7施工黠翊，热快了藏2 浙江大学申请博士学位论文第1章绪论工速度，有利于提高经济效益。3．整片梁的吊装就位仅需要吊装设备，简支梁的预应力筋张拉可在工厂进行，而负弯矩的布置或张拉可在梁上或挂篮上进行，因而减少了施工设备，又可避免造成地面障碍，在拥挤的市区或风景区以及城市立交桥等一些要求施工中不能中断交通的工程中特别适_I{J。4．避免采用大量的脚手架，可保护环境，节省费用。5．同其它方法施工的连续梁一样，这种方法施工形成的连续粱同样具有刚度大、收缩缝少、变形小的优点，可提高车速，使行车舒适。6．由于是在工厂预制，首期预应力的张拉至浇筑接缝、后连续预应力的张拉时已有相当的龄期，因而减少了混凝土的收缩、徐变对结构体系的影响，而简支梁的预应力筋对结构不产生次力矩，可使结构设计简便。7．基础沉降对结构的影响小。由于这种结构体系是梁的恒载按简支粱传力，而仅仅是活载和二期恒载(桥面铺装、栏杆、安全带)是按连续梁结构传力，因而结构的受力性能优越，适合于软土上的建设。由于这种结构体系的桥梁具有上述优点，所以在高速公路桥梁建设中具有明显的优势。京石高速公路全线就有近十座大桥都是采用此方法施工的。在交通运输工程事业蓬勃发展的今天，推广此方法必将收到良好的经济和社会效益。 浙江大学申请博士学位论文第1章绪论1．2先简支后连续结构体系的国内外研究状况钢筋混凝土桥的崛起，要追溯到1873年法国的约瑟夫莫尼尔首创建成的一座人行桥。由于有石拱桥的技术和建筑艺术为基础，加之钢筋混凝士突出的受压性能，早期的钢筋混凝士桥大多是拱桥，但由于建造拱桥时需要复杂的支架、模板以及大量的人力，在以后的10年内较少采用，而钢筋混凝土梁式桥则得到了发展。但限于材料本身的力学特性，粱式桥的跨径远逊于拱桥。1940年在英国伦敦建成的纽．华特洛桥，跨径达到77．02米(连续梁桥)，迄今仍保持着同类桥梁的较高记录。直到1928年法国工程师弗莱西奈经过20年的研究使预应力混凝土技术付诸实践后，新颖的预应力混凝土连续梁首先在法国以异乎寻常的速度发展起来。而后迅速向世界各国迅速发展。目前预应力混凝土连续梁桥在各类桥梁中占据着相当重要的地位。1．2．1国内外预应力混凝土桥梁的现状1．2．1．1我国预应力混凝土桥梁的发展简况钢筋混凝土与预应力混凝土梁式桥，在我国获得了很大的发展。对于中小跨径的梁桥(跨径在6～25米)，己经广泛采用配置低合金钢筋的装配式钢筋混凝土板式或“T”型梁式的定型设计，不但经济适用，并且施工方便，能加快建桥速度，我国装配式预应力混凝土简支梁桥的标准设计，跨径达40米。1970年，河南省首创建成了跨径达52米的鱼腹形后张自锚式预应力混凝土简支粱桥。1976年建成的洛阳黄河公路大桥，跨径为50米，全长3．4公里。除了简支梁桥外，近年来我国还修建了多座现代化的大跨径预应力混凝土T型刚架桥、连续梁桥和悬臂粱桥。1971年在福建乌龙江建成的T型刚架桥，主孔跨径为3X144米，采用悬臂浇筑和悬臂拼装的先进工艺，为我国修建大跨径预应力桥梁迈出了一大步。后来建成了同类桥型中的最大跨径桥梁一重庆长江公路大桥，达到了世界先进水平。我国修建预应力混凝土连续粱的起步较晚，跨径也不大。但施工技术获得了可喜的进展。湖南省在1980年建成的望城县沩水河桥，在我国首次采用索性墩多点顶推的架桥技术获得成功。之后，包头黄河大桥和柳州第二公路大桥推广采用了这种先进技术。此外广东省东莞县的中堂大桥并在带有竖曲线的连续梁桥上进行多点顶推施工获得成功。湖北沙洋大桥和跨沅水的湖南常德大桥都是采用悬臂法施工的大跨径连续梁桥。我国预应力混凝土桥梁的结构体系已有简支梁、带铰或带挂梁的T型刚构、连续梁、桁架拱、和斜拉桥体系，各类桥梁跨径发展情况见图1—2—1。表1—2—1为我国各种结构4 浙江人学中请博：t学位论文第1章绪论体系已达到的跨径情况。500A简支粱桥BT构桥C斜拉桥D桁架T构桥E桁架拱桥F连续粱桥／4∥彳／／＼———，———／笙7划--／jF————A—————一———一——／955606570758085图1—2一l我国预应力混凝土桥跨度的增长情况协63表1—2—1我国预应力混凝土桥主要体系已达到的跨径我国的公路、铁路桥梁工程中，20米以上的筒支梁大都采用预应力混凝±，在中等跨径以上的预应力混凝土桥梁中，斜拉桥、连续梁桥、桁架拱桥、桁架梁(T构)都有。所采用的施工方法有：悬臂浇筑和悬臂拼装法、顶推法、移动模架法、大型浮吊架设和旋转施工法。我国的预应力混凝土目前主要采用40～50号塑性混凝土：预应力筋采用中26、中32、中36粗钢筋，高强钢丝中5、m7。主要的锚固张拉体系为F式锚具，BBRV式的墩头锚具，Dywidag式轧丝锚具。我国的预应力混凝土桁架桥的发展亦紧跟着世界先进水平。大跨预应力混凝土桥，因为其自重大，扩大结构体系的应用范围一直是桥梁的研究课题。国外这方面研究的一个途径是利用桁式体系代替梁式体系，以空间桁构体系代替箱梁体系。前者最大跨径的代表即是澳大利亚的里浦桥，后者即是唯一的一座科威特的巴比延桥。我国最大跨径的预应力混凝土悬臂式桁梁桥为1979年建成的湖北省汉阳黄陵矶大桥(上承式，见图1—2—2b)，主跨为90米，悬臂式桁拱桥(见图1—2—2c)为1985年建成的贵卅I剑河大桥(主跨为伽湖枷瑚。 浙江大学申请博士学位论文第1章绪论150米)。而下承式的悬臂桁架桥则具有刚性斜拉索(悬臂的上弦)和桁架的特点(见图1--2--2)，建筑高度小，更适宜于城市桥梁工程，如浙江省港口大桥、福建的洪塘大桥。a／F=玉亚阿臣Ⅱ萨j‘]亚堑亚r圉旦亚正刁，，7≥易／77妙‘厂b一一亚叮P1—丌—一，77≥坊／77乡岁7丁C弘嘿擎b碰》图1—2—2预应力悬臂桁架梁桥的主要体系1．2．1．2国外预应力混凝±桥梁的发展简况前西德最早用全悬臂法建造预应力混凝土桥梁，特别是1952年成功地建造了莱茵河上的沃伦姆特桥(跨径为101，65+114．20+104．20米、具有跨中剪力铰的连续刚架桥)后，这个方法就传播到全世界。lo年后，莱茵河上另一座桥本道尔夫桥的问世，将预应力混凝土桥的跨度推进到208米。悬臂施工技术也日臻完善。日本于1976年建成了世界上跨径最大的连续刚架桥一浜名大桥，主桥跨径为55+140+240+140+55米。之后1980年在菲律宾以东美国太平洋托管区的帕洛岛建成了跨径为240．8米的科勒一巴贝尔塞浦桥(总长为385．26米)。从而使得浜名大桥退居第二位。近年来国外对大跨径预应力混凝土桥的结构体系有这样的见解：跨中带剪力铰的T形刚架桥，由于温差和徐变的影响会产生难以预计的较大的附加铰接力，且设铰处产生折角，对行车不利。如果采用设置挂梁的静定T型刚架桥，则同样有对行车不利的弊端，因此逐渐倾向于采用悬臂浇筑和悬臂拼装工艺来修建连续梁桥。前西德雷翁哈特教授吸取钢桥架设的经验，创造了预应力混凝土梁桥的顶推施工法，1962～1963年首先用此法建造了委内瑞拉的卡罗尼河桥(跨径为48+4×96+48)。将近20年来，顶推法由于施工安全、设备简单、工程造价省等优点，在世界上发展较快，从而又促使连续梁桥得到推广。目前连续梁桥的连续粱长度已超过千米。预应力混凝土桥梁一跃上桥梁建设的舞台，便显示了其强大的竞争能力，从五十年代创建了突破100米的跨径记录，经过三十余年的迅猛发展，至今已创建了440米的跨径记录。在实际的工程实践中，440米以下的跨径范围内，预应力混凝土桥梁常成为优胜的方案。三十余年的迅猛发展，有几座典型的桥梁是值得一提的。1953年联邦德国建成的Worms桥，6 浙江大学申请博士学位论文第1章绪论主跨114．2米，标志着悬臂拼装法在预应力混凝土桥梁中的创造性应用，从而发展了预应力混凝土结构的一种新体系一T型刚构。1964年联邦德国有建成了主跨为208米的Bendorf桥．再一次显示了悬臂施工法的优越性，并在结构体系上又有了创新。薄型的主墩与上部连续梁固结，形成带铰的连续～刚构体系。1962年在委内瑞拉建成的Maracaibo桥，全长8272米，主桥为斜拉桥，跨径为160+5×235+160米，它标志着预应力混凝土对新型结构体系的强有力的适应性。预应力混凝土桥梁的发展不但在跨径记录上一再突破，而且在结构体系上“百花争艳”，充分体现了可塑性复合建筑材料的优越性。表1—2—2为截至1998年完成或在建的预应力混凝土梁桥。表1—2—2预应力混凝土梁桥。 浙江大学申请博士学位论文第1章绪论预应力混凝土连续梁桥的现代化施工技术在不断地发展，建立了～系列应用预应力技术的新型桥梁施工方法。从1953年的悬臂浇筑法(Cast—in-SiteCantileverMethod)成功问世以来，1960年提出了逐孔架设法(Spanbyspan)，1962年又发展了顶推法(IncrementalLaunchingMethod)，同年在悬臂浇筑法不断完善的基础上又发展了悬臂预制拼装法(PrecastSegmentalCantileverMethod)。至70年代，这些方法在具体桥梁工程的应用上各国又有不断的创新。但适用性最大、应用最广泛的是悬臂施工法(包括悬臂浇筑和悬臂拼装)，见表1—2—3．表I-2-3预应力混凝土梁桥各种施工方法所适用的跨径跨径(m)施工方法20406080100120140160180200400420440460480有支架施工悬臂施工法l渐进架设发逐孔架设法移动模架法顶推法结构的悬臂体系和悬臂施工方法相结合产生了T型刚构，使得在六十年代，预应力混凝土连续梁桥在100～200米的跨径范围内常常成为优胜的方案。早期具有典型意义的桥梁便是前面提及的Worms桥和1954年建造的Koblenz桥，然而，由于这种结构中间带铰，并对混凝土收缩、徐变变形估计不足，再加上温度影响因素使得结构在铰处形成明显折线变形状态，对行车不利，因而对行车有利、中间不带铰的的连续梁桥获得了发展。对中等跨径预应力混凝土连续梁桥，逐孔架设法和顶推法的应用加上各种日臻完善的施工方法，使连续梁废弃了昂贵的满堂支架施工法，而代之以经济有效的高度机械化施工方法，更加增大了连续梁方案的竞争力。据文献统计，70～80年代，跨径大于100米的预应力混凝土粱式桥中，8 浙江大学申请博士学位论义第1章绪论连续梁占据了总数的50％。连续梁桥向大跨径发展，巨型支座的设计制造和支座的养护变成了关键问题。而T构在这方面具有无支座的优点。60年代以后，人们对铰的作用和如何控制结构变形作了研究，对他的缺陷作了预防措施，所以60年代后期至70年代，T型刚构仍然是预应力混凝土桥梁的一个主要桥型，如日本在1972年修建了主跨为230米的浦户大桥，而后又建造的主跨为236米的彦岛大桥和主跨为240米的滨名大桥。另外丹麦、挪威和一些非洲国家也修建了不少的T型刚构。但应该指出，T型刚构体系在设计中也是不断改进并逐步与连续粱体系的优点相结合，实际上，60年代修建的Bendorf桥已经初步体现了T型刚构与连续梁相结合的布置，而且T型刚构的粗大桥墩也被薄型柔性墩所代替。后续的一些著名桥例也都采用了类似的布置。这样，逐步形成了采用柔性薄、墩梁连固形式连续一剐构体系。连续一刚构与连续刚构体系(又称多跨刚构体系)的区别在于：后者受力体系属于刚构范畴，而前者梁体部分主要起连续梁的作用，它可以归属到连续梁体系的范畴。连续一刚构体系分为跨中带铰或无铰的两种类型。预应力混凝土连续梁在中等跨径范围，更是千姿百态，无论在桥跨布置、粱、墩截面形式，或是在体系上(吸收其他结构体系的优点)不断改进桥型布置，例如V形墩的连续梁体系、双薄壁墩连续梁体系。值得一提的是法国的SetubedLoggon桥，主跨为130米的五跨连续梁，中间墩采用双薄壁结构，双壁相距10米，壁厚仅为0．5米。预应力混凝土连续梁在40～60米的范围，可以说具有绝对的优势。顶推法、移动模架法、逐孔架设法等施工方法经济快速，也是广泛应用的关键因素。如瑞士的Beckenried高架桥，总长3048米，标准跨径55米。连续梁的截面形式在中小跨径的城市高架桥中，为求最小建筑高度，常选用板式或肋板式截面，而在中、大跨径主要采用箱式截面，但总的发展趋势是尽可能加长悬臂桥面板而选用单箱截面，以达到快速施工的目的。在这种单箱截面的结构中，往往采用三向预应力。预应力混凝土连续梁桥用于城市桥梁，为充分利用空间，并改善交通的分道行驶，已建成不少双层桥面的型式。突出的一个例子就是1980年在维也纳市多瑙河上建造的帝国(NewReichs)桥。该桥为10跨，主跨为169．61米，截面为两个分离的单室箱梁，箱的顶面为公路桥面，箱内通过地下铁道，箱外挑出人行道，地铁的车站设在桥上，为方便乘客上下，箱壁在每跨上开有5个大洞。该桥的另一个特点是采用部分预应力混凝土设计理论进行设计，在桥轴方向上施加有限预应力，在顶板和底板的横向施加部分预应力。部分预应力的概念已经被工程师接受，并在一些大跨预应力混凝土梁式桥上应用，取得了显著的成效。究其原因，在于增设非预应力钢筋降低预应力值能较大地改善结构的使用性能。我国的预应力混凝土连9 浙江大学申请博士学位论文第1章绪论续梁桥在70年代首次应用于城市桥梁工程，发展十分迅速，现已成为预应力混凝土大跨径桥梁的主要桥型之一，并已经掌握了各种先进的旌工方法，如采用悬臂浇筑的洛河大桥、兰州黄河大桥、沙阳汉江桥等；采用大型块件浮吊拼装的容奇大桥、沙口大桥等；以及采用移动模架法由我国某单位承建的伊拉克摩萨尔四号桥、科威特的巴比延桥。连续梁的跨径达到120米，连续I受度达到792米(如汉阳大桥为8跨一联，跨径布置为62．4+6×111+62．4米。锚固张拉体系采用弗朗西奈体系)。我国大跨径预应力混凝土连续梁的施工方法主要采用平衡悬臂浇筑法，梁体从墩上平衡向两边悬臂现浇伸出。为保持梁体在施工过程中的稳定，梁体临时锚固于墩上或支撑于墩旁的临时支架上，然后现浇合拢段转换成最后的结构体系。如何控制施工过程中的变形和合拢段施工的顺利进行，体系转换是关键问题，国内已取得了成功的经验。此外在预应力混凝土连续梁的设计理论和计算方面，进行了深入研究和分析，提供了自动化程度较高的电算程序。对于采用各种施工方法的连续梁，在不断转换体系的形成过程中的内力与变形、预应力混凝土超静定结构的各项次内力(预加应力、混凝土的收缩与徐变、温度变化、支座沉降等)以及设计内力组合、配柬、调整设计重新计算等都能由程序自动计算完成。纵观国内外桥梁建筑的成就以及预应力混凝土连续梁国内外研究状况和发展，不难看出桥梁发展的总趋势。1985年在国际桥梁与结构协会(1ABSE)第12届大会宣读的几十篇论文中所归纳的各国在桥梁学科领域研究的方向至今仍然有着很大的指导意义(大会主题：结构工程的今天和明天)。3：1．重视工程管理和施工经验，强调鼓励新创造的必要性；2．大跨度斜拉桥的发展一一采用钢与混凝土组合桥面；3．设计理论各方面的研究，如材料非线性、空气动力学、桥梁极限理论设计(加拿大钢结构新规范)等的研究；4。钢与混凝土组合以及钢、混凝土组合结构的研究，这种结构的应用范围正逐渐扩大；5．高速(>260km／hr)导轨运输高架桥(TransitGuideway)的修建；6．CAD即计算机辅助设计的应用；寻求轻质高强的新材料；采用先进的、高度机械化、自动化的快速旖工方法；充分利用CAD，革新设计、计算理论和方法；力求创造更多、更美的桥粱结构型式，使之向长大化、轻型化的方向发展已是众多桥梁界工作者的共识。正是在这一背景下，人们想到了将简支粱的批量化预制生产、预制梁质量的易于控制等优点和连续梁的优越性能相结合起来，将桥梁拼接式施工方法的思想做出了推广性的应用，出现了先简支后连续的先进施工工艺，下Io 浙江大学申请博士学位论文第l章结论们将详细阐述国内外该种结构体系的沿革、特点以及研究状况。1．2．2先简支后连续结构体系的国内外研究进展1．2．2．1从简支梁桥面连续到先简支后连续结构体系随着高速公路的迅速发展，在其建设中也遇到了许多十分突出的问题。其中桥头跳车、伸缩缝破坏、桥面开裂、混凝土路面断板和胀缝问题等尤为突出。对于这些问题，交通工程的专家们虽然绞尽脑汁试图加以解决，但结果总不尽如人意，对先简支后连续桥梁桥面开裂的问题也不例外。因此，研究如何解决先简支后连续桥梁桥面开裂问题具有十分重要的意义。简支梁桥是梁式桥中应用最早、最广泛的一种桥型。由于它构造简单、施工方便、能适应地基较大的沉降，因而在中小型跨径梁桥中得以普遍应用。但是，由于简支梁桥桥面伸缩缝的存在(特别是多跨长桥，不仅缝多，且缝宽亦随温差、收缩、荷载因素而相应变化)致使行车颠簸频繁。为了提高行车舒适性，出现了各种形式的桥面连续简支粱桥”9q”。尽管简支梁桥桥面连续结构体系本身有着不同程度的缺陷，无法和连续梁结构体系的优良性能相婉美，但是施工方便的优点使得其在桥梁建设的发展过程中仍占据了一定的地位，出现了相当数量的工程实例。需要说明的是，我们认为简支梁桥面连续的内容应该包括以下两方面：其一是人们常说的梁上现浇混凝土板连续，此时的桥面连续板内没有预应力配筋甚至普通钢筋，真正意义上桥面连续；其二是指组合梁的桥面板连续，它是指混凝土板作为梁结构本身的一部分后浇或者预制，多采用预应力使之连续，尽管这已经属于桥梁结构本身连续的范畴，但是沿用“桥面板连续”这一说法，我们将其归入了简支梁桥面连续的体系之中，但其受力性能与常规的简支梁桥面连续结构体系不同，而应该归于结构连续的范畴(即连续梁结构体系)。简支梁桥在桥面连续后，减少或消除了连续跨内的伸缩缝，获得了较长的连续桥面，但在垂直力的作用下，各跨仍能保持简支梁受力的基本特征。通过桥面连续、主梁仍为简支而形成的受力结构体系，这在国内外都有很多的工程实例，但桥面连续的构造方法却各有特点a通常来说，桥面连续部位近似于～种不完全铰的作用，根据这～部位的受力特征不同，可将之分为刚接的桥面连续板和铰接的桥面连续板(见图1--2--3)以及拉杆式桥面连续板(见图1--2--4)。常见的拉杆式桥面连续板又分为两种方式：允许开裂和不允许开裂方式。值得说明的是，即使不允许开裂的方式也难免开裂。刚接板形式不但用钢量较多，而且由于接缝处的混凝土板承受较大的拉应力，因而很容易发生接缝处混凝土板的开裂，其后果是导致雨水的渗透随后即会引起钢筋的锈蚀：当采用 浙江大学申请博士学位论文第l章绪论铰接板时，由于此时主跨的受弯将不再引起接缝处的负弯矩，因而混凝土板的受力性能得到了改善，但是该种方式的构造较为复杂，从而导致施工的不方便。：预制梁预制粱<桥面板铰接处!预制粱<图1--2--3桥面连续板的两种方式(a)不允许开裂的拉掣一P—L=——_f×、：：：I!趔群<，预制粱加强钢筋，么三泸守良警牮-：牡仁二％时，才应当将q方向倾斜所引起的影响考虑在内。54．3本研究拟考虑的主要工况①简支梁架设阶段：②五跨一联第一个端部浇筑和后连续预应力张拉； 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析③五跨一联第二个端部浇筑和后连续预应力张拉；④五跨一联第三个端部浇筑和后连续预应力张拉；⑤五跨一联第四个端部浇筑和后连续预应力张拉；⑥由简支变连续的体系转换过程；⑦横向13块板连接起来后，铺装第一层桥面恒载；⑧横向13块板连接起来后，铺装第二层桥面叵载；⑨活载；⑩①～⑨所有工况的叠加，即桥梁的最终承受恒载和活载的状况。 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析3．5飞云江大桥先简支后连续结构体系的施工过程跟踪测试及模拟对于先简支后连续结构体系来说，国内有人(付东阳，房贞正等，1997)进行了一定的室内模型试验研究，取得了一些宝贵的实验数据。但是以原型桥实桥为工程背景有针对性的进行施工过程中的数据采集和分析，国内外的文献报道均相对较少。本次研究在各方的配合下，通过在预制构件内以及后连续端部预埋一定的传感器，对先简支后连续结构体系的施工全过程进行了数据跟踪采集和分析，并针对目前广泛采用的平面分析理论和程序没有真实的反映箱粱空间力学特性的状况，运用美国ANSYS公司的通用结构分析软件(ANSYS)和我们自主开发的USAP结构分析程序对飞云江大桥引桥(北)先简支后连续结构体系进行了旌工过程模拟，并将模拟结果与实测的结果进行了对比。本节将叙述整个施工过程的模拟结果．并总结分析该类结构体系的主要特性以及目前的设计、施工中存在的问题。本次实验过程中采集的主要数据包括各个主要截面(测试截面位置见本章第3．3节图3—5—1～图3—5—4)的应力、应变及挠度：体系转换过程中的一些关键点的应力、应变、挠度。为后面有关章节对先简支后连续结构体系的各个研究要点进行分析做准备。3．5．1单片板梁的第一期预应力张拉的挠度、应力测试与模拟分析对单块板预制张拉的模拟分析，考虑到初期预应力张拉受到的影响因素很多，如混凝土的收缩徐变、锚具的压缩、管道摩擦等等，会出现数值计算结果与实测结果误差较大地情形。而要用数值模拟来研究这些因素的影响将是非常困难，甚至是不可能的。考虑到这一情况，我们采用USAP程序共剖分单元22个，节点272个，靠近端部单元的划分加密一倍，模型消隐见图3—5—1。图3—5—1单片粱的USAP计算模型图101 浙江大举申请博士学位论文第3章先简支盾连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析表3—5—1列出了毙期预应力张拉时跨中和1／4截面处的计算及实测挠度。可以看出．USAP勰秘ANSYS勰院较接近(辐差约l。6％)，嚣实溅熬数据较之瑾论诗霎篷终相差9％。图3～5—2为预应力张拉顶面板的挠度在纵向上的变化曲线。褒3—5～l空心摄粱预应力i籍拉的预挨缱计算及赛锲《数值对比表豳3-5-2颓制预应力空心板梁的顶面中点挠度图先麓颈痘力张拉对齿块处(齿块位置及斑变计堙设位重见潮3--5--3)预埋废变计静测试数据和理论计掉数据见袭3—5—2。从表中可以看处，对于埋设应变计处，先期预应力张拉基本上使得该处(包括齿块后缘)储存了较大的聪应力(约为3Mpa)，这为以后的后连续预应力张拉时壤块处承受拉应力攥供了一宠的条件。避免了碰连续预旋力张拉产生盼裂缝可能性。仁兰咎譬盏圭I斑变计鹰囊计19。5m应变计威囊计l侧视图r—F5—F=～———三丁1箝r]i{|2—4一一6—8}L一⋯——===二—⋯⋯～j==二—————————J俯视图围3—5—3定心板粱齿块处的应变计埋设位簧图表3—5～3必先翅疆威力张控涎窆心扳巢匏疆蟊叛帮赢露投麴控碰力。鹫3—5—4鸯穰应的曲线图示。由图3—5—3可见，先期预成力张拉后，整个混凝土梁的底面板均承受了较 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析大的压应力，跨中底面板的压应力最大值为14Mpa，为后来的活载作用提供了一定量的压应力储备。而对于顶面板，则有不同的受力区段。顶面板O～6米、14～20米的区段为受压区，而6～14米之间为受拉区段，顶面板的跨中位置所受拉应力最大，最大值为1．27Mpa。表3—5—2空心板梁预应力张拉齿块处的应力计算与实测数值对比表(应变计位置见齿块位置图3—5—2)表3--5--3空心板梁的预应力张拉所引起的梁顶面以及底面的Y向应力计算结果(底面节点门页面节点)空心板梁的Y向坐标Y方向应力(1CN／m2)空心板粱的Y向坐标Y方向应力(106N／m2)(单位：米)底面顶面(单位：米)底面顶面0(4／5)。6．28．1．9811．0(148／149)．13．931．271．0(28／29)20(40／41)30(52／53)4．0(64／65)5．0(76／77)60(88／89)7．0(100／101)8．0(112，113)90(124／i25)0．0(136，137)．820．940．10．47．1141．1220．12．85-13．35．13．71．1393．1400．4．46．3．27．2．18．1．25．0．450．190．691．061．27l34120(160，161)13．0(172，173)14．O(18“185)15．0(196，197)17．O(220，221)18．0(232／233)190(244／245)20．0(268／269)-13．71．13．35-12．85-12．20．11．4l-10．47．3．28．8．19．2．871．050．69019．0．46．125—2．18．3．26．443．2．59103 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析图3—5—4先期预应力张拉时顶面以及地面板的应力曲线3．5．2五跨一联空心板梁先简支后连续结构体系的施工过程模拟本部分的数值模拟严格根据现场的施工工艺顺序进行(见图3—5—5)，即一个端部浇注完毕待混凝土强度达到100％时，进行该端部后连续预应力的张拉。因此，施工过程模拟中用到4个初始模型图(初始网格)，分别为2跨、3跨、4跨、5跨的模型图。每一过程的分析模型都是以前一阶段的变形后网格为基础，保证了模拟的严格性。对于每一个后连续端部的张拉，我们将列出关键点的应力(包括预埋应变计的点、后连续端部的振弦式应变计、空心板粱表面贴的应变片测点)、挠度变化，并根据数据作出相应的图形，以便更为直观的显示出整个五跨一联空心板梁的施工过程。3．5．2．127跨～26跨端部浇筑和预应力张拉过程分析由于边跨和次边跨的截面形式不同，因此我们分别对它们进行了数值模拟。分析模型见图3--5--6(a)。临时支座见图3—5—6(b)。(1)27跨～26跨端部浇筑和预应力张拉过程中的变形分析表3—5—4为第一个后连续断部张拉时的跨中挠度实测与计算值。可以看出，USAP和ANSYS解均与实测值符合很好。以次边板为例，预应力张拉导致的跨中挠度数值为4．9mm，实测值为5．0ram，误差仅为2％。边板的挠度较之次边板稍小(--者截面不同所致)。0屯q书o。加抱H一、{z。o『I车)R世譬蟮世镫堪譬 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析伸缩缝27跨连续端26跨连续端25跨连续端24跨连续端23聘连续端一L—～．』—L—————一———J—L一。一—p__r———一一、—rL1l～jlU2U3V4W5坤627～26跨后连续端部浇筑和预应力张拉阶黜告二二二了筝二=二{#二二二乇#二二二b5=二二己]U1U2叫3V4V5U626～25跨后连续端部浇筑和预应力张拉阶鳓喜二二二彳F二二二鼋F二二二爿；二二二详二二二二寺}llI{Ij』～JlU2U3¨4¨5¨625～24跨后连续端部浇筑和预应力张拉阶驸jF二二二警；二=二箨二二二习军二=二二详二二二二寺U1U2U3U4u5U624～23跨后连续端部浇筑和预应力张拉阶段5占二二二j筝二二二；军二二二二弹二二二二鬻；二二=音UlU2U3划4U5u6临时支座的拆除即体系转换阶段懈f—葡—；手—司■—霄—司：桥面铺裴阶段阶段7图3—5—5五跨一联先简支后连续空心板梁施工过程模拟工况示意图图3—5—6(a)第一个端部(27～26跨连续端)的张拉的初始模型消隐图示(次边跨)⋯乒二二习2=3=4图3--5--6(b)27跨～26跨端部张拉时的临时支座布置图105 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析表3—5—427～26跨后连续端部预应力张拉时的26、27跨跨中挠度实测与计算数据表l26跨27跨『板测跨中挠度(mm)，y=30m测跨中挠度(ram)，y：lOm板类点计算值点计算值实测值粪实测值号ANSYS解USAP解号ANSYS解USAP解边1-50—4．9．49边5．5O-49．49板2-5．O一4．9．49板6-5．O-49-4．9次3．50．4．9-4．97-5．0-4．9．4．9边4—50．49_4．98-5．0-4．9．4．9板图3—5—7为27跨～26跨后连续预应力张拉两跨空心板梁顶面中点的挠度曲线。可以看出，ANSYS解和USAP解非常接近。比较数据可以得出，它们之间的最大误差不超过2％。图3-5-727跨～26跨后连续预应力张拉两跨空心板粱项面中点的挠度曲线(2)27跨～26跨端部浇筑和预应力张拉过程中的应力分析需要说明的是，本部分模拟过程中，为了直观的说明问题，我们仅仅考虑后连续预应力的作用，而没有将预制空心板的先期预应力张拉的效果考虑与之叠加，因而可能出现拉应力超过混凝土的抗拉强度的现象，对此问题文中会做相应的分析。跨中弯曲应力：表3—5—5为第一个端部张拉时27跨、26跨的跨中弯曲应力计算与实测值对比表。以边板为例，由于后连续预应力张拉而导致的应力分别为：顶面板拉应力的USAP解和ANSYS解均为1Mpa左右，两种方法之间的误差为仅为5％。考虑到预制预应力混凝土空心板先期预应力引起的项面板约1．3Mpa的拉应力，此时跨中顶面板的拉预应力约为2．3Mpa左右，没有超过C50混凝土的设计抗拉强度(2．45Mpa)。106 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及地工仿真分析表3—5—527～26跨后连续端部预应力张拉时的26、27跨跨中弯曲应力实测与计算数据表26跨27跨跨中应力(★106N／m2)，y=30m跨中应力(★106N／一)，y=10m板测点计算值类实测值类号实测值ANSYS解USAP解ANSYS解USAP解边顶面O5l1．011．06边顶面0431．001．06板底面．1．01．106板底面．O．93．101+l07次顶面0．721．02108顶面0501．031．08边底面．O56．102．1．08底面．040．104．108板注：表“～”表示实测数据缺失或测试结果无效锚固齿块处的应力：表3～5—6列出了后连续预应力张拉时锚固齿块处的应力数值，并与实测值进行了对比。分析表中的数据，测点1、2处的ANSYS解和USAP解约为2．8Mpa左右，测试结果约为】．4Mpa。我们认为这与应变计埋设位置距离锚固齿块较近有关。而由前面的变形分析可见，对于宏观的挠度而言，误差相对小得多。表3—5—627～26跨后连续端部预应力张拉时锚固齿块处的应力数据表(测点号布置见图3-5-8)26跨(南端)，y=24m，26．5m27跨(北靖)，y=13．5m，16m测齿块处的应力(-k106N／m2)测齿块处的应力(★106N／m2)板点计算值点计算值类实测值类实测值号ANSYS解USAP解号ANSYS解USAP解1．1．3957．2．8139．2．84619．3．1769-4．1925．4．1096边2．15109-2．8375．2．8372边10．5．1683-4．1961-4．1139板3-2．1634．4．5931．4．4983板11．3．5849-26792-2．94624．39738-4．5619．4．643812．17793—2．5943．2．8898次5．1．9258．2．8763．2．895113．3．0319-4．1937-42454次边6．0．9796-2．8901-2．887514．3．7594-4．2163-4．2637边板7．3．5785-4．1962．423“15．1．7964-2．8765．28873板8-28961*41853-4249616-l8764-28974．28764 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析13m／8mI1o口3黝9一一“边板4、K一。膨纠一∞；：8f一齿块的位置图3--5--2623跨～24跨后连续端部张拉过程中23跨、24跨锚周齿块外应力计算点位置图后连续端部的压应力分析：表3—5—23列出了24跨～23跨连续端预应力张拉时的四个端部的压应力数据，测点和计算点的位置见图3--5--27。可以看到，24跨～23跨端部的后连续预应力张拉时在该端部产生了大约6．5Mpa的压应力，而在25跨和24跨的端部则产生了约1．1Mpa的压应力，而在26跨和25跨连续端则仅仅产生了0．004Mpa的压应力。再次验证了“隔端影响很小”的结论。表3-5-2323跨～24跨后连续端部张拉过程中后连续端部应力计算数据23跨与24跨的后连续端部24跨与25跨的后连续端部测连续端的应力(-A-106N／m2)测连续端的应力(★1旷N／m2)板点计算值点计算值类实测值类实测值号ANSYS解USAP解号ANSYS解uSAP解边1．6．3728．6．3727边5．1．1156板2．6．3828．6．3727板6．1．1156．11156次3．65036．6．5039次边7．1．1495．1．1497 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析边板4．65036．6．49798．11495．11483板-25跨与26跨的后连续端部26跨与27跨的后连续端部测连续端的应力(★106N／m2)测连续端的应力(★106N／m2)板点计算值点计算值类实测值类实测值号ANSYS解USAP解号ANSYS解USAP解边l测试无效．00043。00044边5测试无效．00006-0．0006板2测试无效一0．0043．0．0044板6测试无效．O．0006．0．0006次3．0．0027-00043．0．00447测试无效．0．0006—00006次边边4测试无效-00043．0．0044板8测试无效．0．0006*0．000623跨24跨25跨26跨27跨『l象；例：堕扎I￡嚣边板／j：；匿；I：11÷H15次边板12<_16计算点『测试点俯视图图3--5-2723跨～24跨后连续端部张拉过程中后连续端部应力测点及计算点位置图当24跨～23跨的端部后连续预应力张拉完毕后，即告五跨一联先简支后连续结构体系的施工第一阶段的完成。下一阶段即进行临时支座的拆除、横向13块板的连接以及桥面铺装层的铺设。3．5．2．5五跨一联空心板连续梁的体系转换及桥面铺装的糟工过程模拟分析我们在前面的有关内容中详细地模拟了五跨一联先简支后连续空心板梁的后连续端部浇筑及预应力张拉的施工过程。本部分我们将分析后连续预应力的整体效果。对于后连续预应力的整体效果，可从以下两个阶段来考虑，即临时支座拆除前和拆除后。本部分的分析模型与前述23跨～24跨后连续端部张拉过程分析的模型基本相同，区别在于前述的端部的预应力张拉过程中，模型中采用的均是临时支座，而本部分的分析则有一个临时支座向永久支座的转换过程，即体系转换过程(见图3—5—28)。需要说明的是，本阶段虽然仅仅对边板和次边板做了数值模拟和部分测试，但是对于恒载来说，由于横向13跨板平均分担桥面铺 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析装层的重量，因此我们在五跨～联体系转换完成分析后，随即所进行的桥面铺装层的施工：[况模拟，其结果代表着整跨桥梁横向13块板的恒载受力状态，而成桥后的活载分析则可以在单块板分析数据的基础上进行相应的叠加分析。兵j三≯≯≮墨三≯乏乒IF三可可j]=u永久支座编号l!!塑叁童壅L墅壅垒童壁l翌塞叁塞堕{熊塞丛塞鏖L、图3--5--28五跨一联空心扳梁体系转换(临时支座转换为永久支座)示意图(1)四个端部预应力张拉下的变形分析表3—5—24为四个端部的后连续预应力作用时整体效果下的五跨一联空心板梁的跨中挠度，共有三个工况，即l临时支座拆除前、临时支座拆除后以及桥面铺装层阶段。由表中数据可见，体系转换前27跨～23跨的跨中挠度依次大约为4．9mm、8．04mm、8．Omm、8．02mm、4．9mm；而实测值依次为4．7ram、7．Imm、7．9mm、7．2mm、4．7ram，可见实测值与计算值吻合很好，最大误差不超过5oA。体系转换后，27跨～23跨的跨中挠度依次大约为3．gmm、8．9rnm、7．9mm、8．9mm、4．Omm，实测值依次为3．7mm、8．Omm、7．8mm、8．Omm、4．Omm，最大误差约为5％。对于五跨一联空心板粱的两个端跨(即27跨和23跨)而言，体系转换后的挠度下降值分别为0．9mm、0．8mm，分别下降了18．75％和16．67％；对于26跨和24跨而言，体系转换后其挠度分别增加约1．0mm，增加了12．5％；丽25跨的跨中挠度从体系转换前的8．Omm下降为7．8mm，约下降了2．5％。当桥面铺装层施工完成后，各跨的跨中挠度都下降，但下降的幅度却有很大的差别。从27跨～23跨依次的下降量(计算值)约为2．4ram、0．7ram、1．6mm、0．7mm、2．4mm。可以看出，端跨(27跨和23跨)下降比例最大，约为61．5％，中跨(25跨)下降比例次之，约为20．5％，26跨和25跨的下降量最小，仅为7．87％。由表中还可以看出，对于26跨和24跨来说，体系转换所导致的挠度增加量(约为1．Omm)比桥面铺装所引起的挠度下降值(约为0．8tara)还要大，从体系转换的挠度曲线(见图3—5—29)看出类似的结论。可见体系转换对于先简支后连续结构体系的重要性。 浙江丈学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试发旌工仿真分析表3-5-24匹|个端部后连续预应力张拉整体效果下的跨中挠度27跨，y=lOm26跨．y=30m跨中挠度(mm)，y=lOm跨中挠度(ram)，尸30m板测点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒载换前换后桥面恒载边计算4．915239708l5569边计算8．0529894848．206l板实测473．7板实测718．O次计算492273．9744I5590计算8．0569897548170l边实测4．83．8实测7．28．1板25跨，y=50m24跨．y=70m跨中挠度(mm)，y=50m跨中挠度(mm)y=70m板泓点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒载换前换后桥面恒载边计算8．04637．85046．2520边计算8．019l8．90358．0814板实测7．97．8板实测7．28．O次计算8．0569784706．3548计算8．10638913480952边实测7．O7．8实测7．28．1板23跨．y=90m跨中挠度(mm)，y=90m跨中挠度(ram)。y=90m板测点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒载换前换后桥面恒载计算4．878l3．94361．5316次计算4．87933．947l1．5296边板实测4．74．0实铡4．B4．O板129 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析图3—5—29五跨一联体系转换和桥面铺装挠度曲线图(2)四个端部预应力张拉下的应力变化分析四个端部预应力张拉下的跨中弯曲应力：表3—5—25为体系转换和桥面铺装过程中的应力计算值及实测值。由于在前面所述的工况中，基本上都是空心板梁的顶面板受拉，因此我们首先来考虑顶面板的拉应力在体系转换前后以及桥面铺装过程中的变化。体系转换前一体系转换后一桥面铺装阶段的应力变化如下：27跨项面板(边扳)：1,0664—0．7405—0．4749(Mpa)；26跨顶面板(边板)：1．2725—1．4461—1．2849(Mpa)；25跨顶面板(边板)：1．1334—0．9054—00．7964(Mpa)；24跨顶面板(边板)：1．2841—1．4435—1．3011(Mpa)；23跨顶面板(边板)：1．0347—00．756341)．50049(Mpa)。由前面的各跨跨中顶面板的应力变化明显看出，27跨和23跨两个端跨的顶面板应力在体系转换前后变化最大，如27跨跨中顶面板应力下降了30％，23跨跨中项面板应力下降了26．2％。对于26跨和24跨来说，体系转换后较之转换前顶面板的拉应力分别增加了13．6％和12．4％，分析表中数据可见，桥面铺装引起的拉应力降低后，26跨和24跨的跨中顶面板拉应力仍然大于转换前的拉应力，这与体系转换的挠度变化规律相似。对于25跨来说，拉应力则一直降低。表3-5-25四个端部后连续预应力张拉整体效果下的跨中顶面板弯曲应力(关心顶面板的受拉状态)27跨顶面板26跨顶面板跨中弯曲应力(★l06N／m2)y=10m跨中弯曲应力(★l旷N／m2)y=30m板测点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒载换前换后桥面恒载边计算1106641．00050．6749边计算12725l44611．2949板实测·l04O77板实测·1．241印0987654321O 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试发施工仿真分析次计算1．0557l00320．6807计算12730】347212953边实测+1040。78实测+124101板25跨项面板24跨顶面板跨中弯曲应力(-k106N／m29y=50m跨中弯曲应力(★106N／m2)y=70m板测点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒载换前换后桥面恒载边计算1．13340．90540．7964边计算1．28411．443513011板实测·1．200．90板实测+1．27159次计算11374l09430．7939计算1．27961．4427l3083边实测·IJ10．70实测+I．271．18板23跨顶面板跨中弯曲应力(-／P106N／m2)y"=90m跨中弯曲应力(★106N／m2)y=90m板测点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒载换前换后桥面恒载计算1．03470．87630．5049次计算1．04670．88270．4967边板实测+1．100．85实测·1．10O．68板注：考虑到实测数据的离散性，表中“实测·”数据中的体系转换前一栏为计算数据的叠加四个端部预应力张拉下齿块处的应力分析：表3—5—26为四个端部预应力的张拉下的齿块处的应力计算结果数据表，计算点编号见图3—5—30。由表中数据可见，我们布置的测点处的应力基本上为压应力，且23跨和27跨的齿块处的压应力普遍比24跨和26跨相应齿块处的压应力大，这与后连续预应力的整体效果使得24跨和26跨的顶面板产生了较大的弯曲拉应力有关。比较体系转换前和转换后的应力数据，27跨和23跨的齿块处压应力从转换前的1．3Mpa增大到1．6Mpa左右，而随着桥面层的铺装，压应力又增加到了4．3Mpa左右。这与挠度的变化是相协调的。分析比较其他点处的压应力数据，亦有类似的规律，如24跨和26跨的齿块处的压应力随着体系转换而变小，随着桥面层的铺装而变大，但仍没有超过体系转换前的压应力，这是因为桥面层的铺装13I 浙江人学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析所产生的压应力的增量反倒没有体系转换导致的压应力的减少量大的缘故。表3--5--26四个端部后连续预应力张拉整体效果下的齿块处的应力数据表(表中数据均为平均值)23跨南端y：86m83m24跨北端y=74m77m齿块处应力(★106N／m2)齿块处应力(-A-106N／m2)板测点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒载换前换后桥面恒载边1一l3078．1．6348．4．2503边5-4．6879．40316-4．4347板2．46983-5．8729．6269板6-1．2543．10787-11866次3．1．3404-】6755-4．35637．44719．3．8458．42304边4．4．7039．3．7161．1．41218．1．2760．1．0973．1．207l板24跨南端y=66m63m25跨北端y=54m57m齿块处应力(-k106N／m25y=50m齿块处应力(★106N^n2)y=70m板测点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒簸换前换后桥面恒载边9．13025．1．1201．1．2322边13．4．4805．4．7045．60688板10．44137．3．7957-4．1754板14．1．6723-1．9398．2．5024次ll-1．3112-1．1276．1240415-4．4753-4．69906．0617边12-45132-3．88134269516-16398-4．1832．18554板25跨南端，y=46m43m26跨北端，34m37m齿块处应力(-k1旷N／mZ5y=10ra齿块处应力(★106N，m2)y=30m板测点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒载换前换后桥面恒载边17．1．5903．1．6698．2．1541边21-1．304l-1．1388-1．2664板18．4．3729-4．5915-5．923I板22-4．4792-4．2552-4．3275次19-l6081．16885．2178123-1．3112-1．2456．12739边20．4、3562．4．5740．5．900424．4．5132-4．2875-44334板132 浙江人学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析26跨南端．y=26m23m27跨北端，y=14m17m肯块处应力(★106N／m2)y=50m齿块处应力(★106N／m2)板测点体系转转换后+测点体系转转换后+类换前换后桥面恒载换前换后桥面恒载边25一l2591．1．696I．12189边29·1．3940．1．6728．41923板26．4．4861．4．2617．4．3106板30—4．6973．5．6367．62983次27-I．2659．1．2026．111613l一1．4010．】．6引2．4．6557边28-4．5108-42852．4．400932-4．7236．56683．63106板四个端部预应力张拉下齿块后缘的拉应力分析：表3—5—27为四个端部张拉时整体效果下的齿块后缘拉应力计算值，相应的计算点位置见图3—5—3l。由表中数据可知，23跨和27跨的齿块后缘的拉应力在体系转换前一转换后一桥面铺装阶段的变化为：0．86一O．7卜-O．37(Mpa)，即齿块后缘的拉应力逐渐降低，这与体系转换和桥面铺装引起的梁下挠从而导致梁的弯曲应力下降有关。而24跨和26跨的齿块后缘的拉应力在体系转换前一转换后一桥面铺装阶段的变化为：0．9l一1．21一O．95(Mpa)，即经历了一个上升和下降的变化，这是由于体系转换而引起的24跨和26跨上挠有关，而且桥面铺装引起的拉应力减少量没有体系转换引起的拉应力增加量大。对于25跨，齿块后缘的拉应力则经历了0．84一O．8—0．68(Mpa)的变化，这从体系转换前、后以及桥面铺装过程中的挠度变化不难理解。，8_，钿，’t薹隼㈤s荤匡边板。垂-军㈤t荤-垂边扳垂霪灼，塞耍次边板t垂·蜜鞫t塞·垂a边扳一齿块位置此处1．2，3。4为后连一m甜一煳l釜釜ii；ii鐾【堡堂竖查查堡蔓盛查!-，瞻，钿7-垂荤圊z率垂边扳藿痒幽霹运边扳<1，垂譬㈤雹垂次边板垂瘗旧，塞。垂蚴d譬鐾鍪0茹揣髫燃-朔14,A15布,置16“图3—5—30四个端部后连续预应力张拉整体效果下的齿块处的应力测试及计算点位置 浙江大学申请博-上学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析表3--5--27四个端部后连续预应力张拉整体效果下的齿块后缘的拉应力计算值(位置见图3—5--31)23跨南端24跨北端齿块外应力(-k106N／m2)齿块外应力(-k106N／m2)测体系转点桥面恒载点桥面恒载换前换后换前换后USAP0．8619070860．3707USAP09138I．218809539l3ANSYS0．862l0．70820．3729ANSYS09131l215409529USAP087320．70280．3723USAP0．9107121840．951524ANSYS0．87770．70320．3724ANSYS09159121280．956524跨南端25跨北端齿块外应力(★106N／ms)齿块外应力(-h．106N／m2)测体系转点桥面恒载点桥面恒载换前换后换前换后USAP0．9187120850．9541USAP0．84380．81700．683257ANSYS0．91911．20540．9533ANSYS0．8432081630．684lUSAP0．9197120840．9525USAP084510．81750．684568ANSYS0．9199120280．9565ANSYS0．84560．81620685125跨南端26跨北端齿块外应力(★106N／m2)测体系转点桥面恒载点桥面恒载换前换后换前换后USAP0，83930．79780．6793USAP0．917l119740．94069llANSYS084010．80170．6810ANSYS0．91031．19790．9411USAP0．84370．815106857USAP0．91721．1975094871012ANSYS084450．81570688lANSYS0．91031．19950941526跨南端27跨北端齿块外应力(-k106N／m2)齿块外应力(女106N／m2)测体系转点桥面恒载点桥面恒载换前换后换前换后_134 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析USAP091831．20400．9586USAP0．85990．71250．38351315ANSYS09100l206009504ANSYS0．85920．71240．3836USAP0．91741．20450．958lUSAP08607O．7104O．38121416ANSYS091001．206009504ANSYS0．86050．713003899四个端部预应力张拉下后连续端部的压应力分析：表3—5—28为四个端部预应力张拉后整体效果下的后连续端部的压应力结果，测点或计算点的位置见图3—5～32。由表中数据可见，23跨～24跨后连续端部永久支座处顶面板的压应力在支座转换前一转换后一桥面铺装时的压应力变化为7．67—7．47—7．31(Mpa)；24跨～25跨后连续端部永久支座处顶面板的压应力在支座转换前一转换后一桥面铺装时的压应力变化为8．27—8．16—8．ol(Mpa)；25跨～26跨后连续端部永久支座处顶面板的压应力在支座转换前一转换后一桥面铺装时的压应力变化为8．25—8．17—8．06(Mpa)；26跨～27跨后连续端部永久支座处顶面板的压应力在支座转换前一转换后一桥面铺装时的压应力变化为7．70—7．65—7．51(Mpa)。有上述压应力变化数据可见，后连续端部的压应力变化并没有跨中弯曲应力对体系转换的变化显著。这是因为在临时支座拆除的时候，没有考虑拆除的顺序，因此后连续端部在体系转换过程中会存在着转动，因而没有引起后连续端部压应力较大的损失。但是在实际的拆除过程中则存在着一定的顺序，这样会对后连续端部的压应力变化有很大的影响。这将在本文后面的章节中讨论。23、24跨连续螭都24、25跨连续埘部1，8m，7，妇，-}三三铴三三{。边板s{三三物三三{，边板z}三三饧三三}·⋯e}三茎饧三》蝴一齿块位置cj齿块位置__，陆，钿，。P三三铴三》·边板13’三三饧三三}舢授J，一三铴三一{-z扶边援‘三三场三三{ts敬髓卜一一V／／／Aq一齿块位置匕，齿块位置25跨图3—5—31四个端部后连续预应力张拉整体效果下的齿块外的应力计算点位置(支座转换前后) 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析表3--5--28四个端部后连续预应力张拉整体效果下韵后连续端部的应力(相邻两点平均值，见图示)23跨～24跨连续端24跨～25跨连续端连续端应力(-h-106N，m2)连续端应力(★】06N／m2)测体系转点桥面恒载点桥面恒载换前换后换前换后计算．7．6665．7．4749．73124计算-8．2735．81649-8．0105l3实测实禳0计算-76668-7．4745．7．3125计算-8．2722-8．1642--．7999124实测25跨～26跨连续端26跨～27跨连续端连续端应力(★106N^n2)测体系转点桥面恒载点桥面恒载换前换后换前换后计算．8．2467-8．1724．8．0617计算．7．7029．76546．7．516957实测·一83109．82794．8．1019实测·-7．9600．7．9000．7．8500计算-8．2573．8．1742-8．0593计算-7．6341．7．5947．7516468实测·_8．3107-8．2015-8．0934实测·一7．6210．7．5978．74356“P表示各次张拉测试数据的叠加值，当测试值无效时，用计算值代替23跨24跨25跨26跨27跨一一一旦，国。国s国，龅国z圜t国e国s次边板●取邻近两点的计算或实测值的平均值一计算点一应变计埋设位置图3—5—32四个端部后连续预应力张拉整体效果下的后连续端郝的应力测点及计算点布鐾四个端部预应力张拉下五跨梁板的顶面板的应力计算分析：前面的讨论，我们一直将注意力集中在了顶面板上，这是因为无论上预制空心板梁的先期预应力张拉、还是五跨一联的端部浇筑和预应力张拉以及体系转换，大多都是顶面板受拉，所以我们主要关心顶面板的应力状态(当五跨一联施工先简支后连续施工、横向13块板连接、桥面铺装层施工完毕后，桥梁在承受活载的情况下底面板的拉应力情况，将在后面的静载实验和汽车活载分析中详细讨论)。表3—5—29列出了四个端部的后连续预应力作用下五136 浙江火学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析跨一联空心板梁项面板的应力随体系转换和和桥面铺装层的变化。为后面的静载试验和整桥活载试验分析做好准备。表3—5--29四个端部后连续预应力张拉整体效果下的五跨梁顶面板中点应力Y向坐标顶面中点应力(★106N／m2)Y向坐标顶面中点应力(★106N／m2)单位：m转换前转换后桥面恒载单位：m转换前转换后桥面恒载0(5)055(721)．1．1947．1．1349．0．88055(77)0．68940．54460207l60(797)．82722．8．1642．7999110(137)1．05571．00320680765(869)。】0987．09448．1，048815(197)-1．3204．1．029-0．41070(929)12796134270．168320(269)-76341-7．5947．7．516475(989)．1．0983．0．9445．1048425(341)一11063-09979．0．898l80(1061)．76668-7．5745．7312530(401)127301．34721．285385(1133)．1．2948．1．0776．0．420335(461)-10947-0．9414．0847290(1193)1．04670．88270．496740(533)．8．3107．8．2015-8．093495(1253)057350．47610．185645(605)．1．2105．1．1499．0．8982100(1325)O050(665)1．1374109430．7939纵向坐标佃)图3--5--33四个端部后连续预应力作用下五跨连续梁顶面板中点应力变化曲线137 浙江大学申请博士学位论文第3章先简支后连续结构体系的原型桥测试及施工仿真分析本章小结通过对先简支后连续结构体系的施工过程仿真分析，本章得出如下结论：本工程中，先简支后连续结构体系的组件一预制空心板梁的首期预应力在其跨中底面板产生了大约14Mpa的压应力储备，为二期恒载和汽车活载提供了足够的应力变化空间：而在后连续预应力筋的锚固齿块出处所储存的大约13Mpa的压应力，为后连续预应力筋的张拉不能引起齿块处混凝土的开裂提供了安全保证：五跨一联的施工过程模拟中发现，在体系转换前，不同后连续端部的预应力张拉都会引起各梁板的上挠，但只对相邻的两跨影响较大，而对隔跨梁板，其影响几近忽略不计。对于后连续端部的压应力以及每一跨梁板的应力变化情况则存在着同样的规律。体系转换对先简支后连续结构体系有非常重要的作用。以本工程为例，体系转换而引起的端跨(23跨和27跨)梁板的下挠量最大，而由于体系转换所产生的次端跨(24跨和26跨)的上升量甚至比桥面层铺装而引起的下挠量还要大，这一点对确定体系转转程序有着重要的意义，应该引起足够的重视。在目前的设计中，后连续预应力的整体效果显得相当保守，不论是后连续端部的压应力，还是梁板的跨中底板的压应力，都有着相当大的储备。这说明，目前的设计仍然没有充分利用先简支后连续结构体系的优点。测试方法的评价。根据本章的施工过程模拟结果与实测结果对比可知，本次试验应变片的测试结果不太理想，这可能与应变片的粘贴、仪器本身的老化以及测试时的现场条件等因素有关。相比较而言，采用振弦式应变计(湖南长沙金码高科技有限公司生产)的测试结果则相对较为稳定和可靠。 囊攫大学串谤簿士学筵论文第4帮先筵支艨连续鳝梅体系酶纛挺桥费载试骚分耩窝饩纯霹宠4。{先蓠支后连续结掏然系静赫载试验分褥本文翦述内容对先楚支压逡续结构体系的施王过程进行了模拟磺究，并鞠实测结祭进行了对比分析。讨论了麝连续端部的混凝±浇筑以及后连续预应力的张拉，讨论了后连续预应力砖连续蠛帮豹终揭发英对“连续瓣楚支粱结构钵系”豹糕体终塌散架。在上述势援豹基礁上，为了详细了解先简支后连续结构体系的荷载试验特性，根据试验要求和本次研究目的，分羽进行了一块板酶静载试验、五跨一联静静载试验释整耩潘载试验，详细磷究7先篱支屠连续结构体系的静载力学特性。本节将就荷载试验分别对～块板、箍跨一联、整桥进行有限元横拟研究，并与试验数据避行了对眈。4．1。{荤箕鬃叛豹翻载试验及糍壤元分辑(1)加裁试验及梅限元模拟说明本部分麓试验磊懿：检涮琰翻空心授粱静力攀经能，剃断在设谛蘅载律掰下是否会出瑰开裂等现象。为了说明问题，本部分的计算结果井没有将空心板粱的预应力及熏力所产生的漏凝±初期成力叠加进去，因此出现了粳应力大予漉凝土抗拉强度的情形，对此情形文中会作辅应的叠力髓分析。。表4—1—1为单片空心板的加载吨位及分级袭。图4一卜一1为单片梁加载试验的布载图。试验嬲载考惠辑嚣镳装穗移或壤嚣豹汽攀溪载，势拷其转饿为获热耩载避簿实验。热羧共考虑两个工况，即跨中弯衄应力椴验和支廉处剪力梭验。跨巾弯曲应力检验分为三级加载，而支熊楚骛力粼革缀鸯拜羧。至手葵毽擒载缩羯，详燕鎏4一l—l串标注。衰4—1—1飞云江天桥20m空心板加载吨位及分级寝第二期恒+挂试验效率醚汽超—20扣120加载值懂载或恒+汽系数n第一级443．73536．76260．73797．49278．7l0．35蒜载壤(斟堍)跨第二级443，7353676260．73797．49542．900．68中审荷载俊(kN‘rn)蘸第三缓443．73536．76260．73797．49797．1t1．00荷载值(kN*m)支第一缓156．55174A048．47222．872t7。130．97点荷载值(I斟)140 鸳i工汁峰母旃蒋睁蟪靠醇舛虢缸懈浒藩搿魂j奎游辩罄窑澈嚣鞠霆【蒲瓣辫{袁鼯串遵镫禽{艺灌潍@蟊fll|Jl{—■@虱fI|{引fliI型一I曾T『一o。I}；；jll●38"．∞fl；，，；-II|『＆"．∞。ll；，；，；，r—．；，．，。，．．．．．|ilfl；；}lHm^w^离婚{ji鳖哥卦馥囹赫蛩斟眦遐{皇。¨．凝哥Ⅻ碡薅翳c越霉¨N．譬杂潞潞瓣菇斟辫瓣呻．癸魏盛潞薅磐潜No墨，讲牲旃骋越皤罄蘸盛沭潘X_于盛潞游一∽．◇游釜争啦礴潞辩辫禽嗍。≯潞l。№．蓐6麓，搿墨翁．02薹“A．@浮斟赫罄过譬辫禽衄。辩哥P3泞。K．66l【N．≯浮∞。．A。kN，》泞_7N．∞∞I【N．m．◇辩辨器游腊j；巨潦q97．q"№"z蕾，冷Ⅲ搿誉卜。擗【瀑曹豇艨眷器∞∽96．箍_二潜彗露潞潜墨68lj6．罐m潜洁卜玲磬斟辫。奔嚣洋懈酱1_。。女¨m．◇旨瓣器缸蹲斗浮”№№．∞。kN。辩姆溶胬泞9796一毽缸J_II一蒜卅一Ⅲ舞升彝世耳精旨瓣{式器器斟辫瞳 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究本部分的有限元分析网格仍采用前一节预制单块板的首期预应力张拉模拟时的有限元网格。共22个单元，272个节点。(2)试验殛有限元模拟结果分析(a)跨中弯矩加载挠度分析：表4—1—2为跨中弯矩加载条件下的跨中挠度计算与实测结果。由表中数据可见，材料力学解、ANSYS解以及USAP解吻合很好。以第三级荷载为例，USAP解和ANSYS解均为17．2mm，表4—1—220米空心板跨中弯矩加载计算及实测挠度数据表(加载位置见图4—1—1)跨中挠度(单位：mm)荷载级别实测材料力学解ANSYS解USAP解l575．16．0211．Oln5JI．711．7316．615．117．2表4—1--320米空心板跨中弯矩加载条件下底面板中点挠度计算数据表(加载位置见图4一I一1)空心板粱的Y向底面中点挠度(单位：trim)空心板粱的Y向底面中点挠度(单位：mm)坐标(单位：米)荷级1荷级2荷级3坐标(单位：米)荷级1荷级2荷级30(4／5)O011．0(148／149)．5．91840-11．4990．16．91001．0(28，29)-0．64628．1．25560．1．8465012．0(160／161)．562570-10．9300．16．07402．0(40／41)-1．58910．3．08740-4．5404013．0(172，173)-5．16730-10．0390．14．76403．O(52，53)-2．49600-4．84930-7．1314014．0(184／185)-4．56770·8．87440．13．05104．0(64／65)·3．34530-6．49940-9．558lO15．0(196／197)．3．辨96-7．47920．10．99905．0(76／77)-4．11560-7．99600-11．759016．04208／209)．3．03550-5．89760．8．673106．0(88，891)．4．78540-9．29730-13673017．0(220，221)-2．14810．4．17340．6137507．0(100／101)-5．33320-10．3620-15．238018．0(232，233)．1．20980-2．35050．3．456708．0(1l2，113)-5．73720-11．1470-16．392019．0(244，245)-0．24350-0．4733I．0．6957290(124／125)-5．97450-11．6080-17070020．0(268，269)010．0(136，137)-6．03440-11．7240-17．24lO 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究与实测值的误差为3．8％。而且USAP解及ANSYS解均比材料力学解稍大，明显可见，空间分析的结果更接近实测值。表4～1—3为跨中弯矩加载条件下三级荷载工况的底面板挠度计算值。图4一l一2为相应的曲线图示。由表中数据和图示可知，载跨中弯矩加载条件下，空心板梁的跨中挠度从一级荷载的6．0mm增加大三级荷载下的17．2mm。由前一节的施工过程模拟可知，先期预应力导致的空心板梁的跨中预拱度约为20mm，不包括后连续预应力所产生的空心板梁的上拱度(最小约为6mm)，此即意味着在设计荷载的作用下，空心板梁的跨中挠度仅为初期上拱量的65％左右。可见具有足够的安全度。售●●趟雹恺蠼鲁脒图4—1—2跨中弯矩加载下的空心板粱底面板挠度曲线应力分析：跨中弯曲应力表4--1—4为跨中弯矩加载条件下y=1m、5m、10m、15m处的剪应力或弯曲应力值(表中括号内数据为跨中弯曲应力实测值)。分析表中数据可知，在设计荷载并考虑了桥面铺装层的作用下，跨中底面板产生了7．9Mpa的拉应力。由前面的施工过程模拟我们知道，空心板梁首期预应力产生的底面板的压应力为13．7Mpa，再加上后连续预应力产生的约1．3Mpa的压应力，共计底面板产生了15Mpa的压应力储备，可见考虑桥面铺装层和设计活载的情况下，底面板仍有7．!Mpa的压应力，也就是说，前期和后连续预应力的叠加在跨中底面板产生了足够的压应力储备，若以成桥状态下储存的压应力与设计荷载产生的拉应力(绝对值)之比值为跨中弯曲应力验算荷载工况的安全系数，则本工程空心板梁的安全系数为1．99。如O之4七aP伯住似侣倡 果考虑混凝土的拉应力，则安全系数为2．2。而在实验过程中则没有发现混凝土梁的开裂情况。表4—1—420米空心板跨中弯矩加载应力数据表(加载位置见图4一l一】)(括号内为实测应力值)测点号第一级荷载第二级荷载第三级荷载应力《+106Mpa)ANSYS解USAP解ANSYS解USAP解ANSYS解USAP解1．y=Im剪应力．0．08-0．08，017．0．17．0．262．y=5m剪应力-0．08．0．08．0．17-0．263．y=10m底面2．785．405．4l7．95板弯曲应力(2．17)(4．18)(418)(661)(5．61)4．y-=10m项面-278．278．540．5．41．7．95板弯曲应力5．y=15ra剪应0．100．090．20O．20O．270．27力7．y—lgm剪应O．100．20O．270．27力材料力学解跨中弯矩加载第三级荷载时：左支点处剪力为O25MPa，右支点处剪力为：0．27MPa；(剪力)支座处剪力加载时：右支点处的剪力为：0．49MPa表4—1—5为跨中弯矩加载条件下沿梁的纵向底板的拉应力计算值。图4～I一3为相应的应力值曲线。由曲线可以看出，底板的应力变化与挠度变化是相协调的。图4一I一3跨中弯曲应力加载条件下的底面板拉应力曲线：g∞玛加¨∞"如¨们：穹=；拍抽”仙帖∞帖一墨。掣碎一R趟辑S鞯暄世 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究表4—1—520米空心板跨中弯矩加载条件下底板中点的应力计算结果(加载位置见图4—1～1)空心板梁的Y向Y方向应力(106N／m2)空心板粱的Y向坐Y方向应力(10哨／m2)坐标(单位：米)底面标(单位：米)底面(节点号)荷级1荷级2荷级3(节点号)荷级l荷级2荷级30(4／5)0O11．0(148／149)2．798805．437607．9966010(28／29)0．237520．461460．6786312．0(160／161)2．617805．086007．479502．0(40／4】)0．570931．109201．6312013．0(172／173)2．24loo4．353906402903．0(52／53)0．91249I．772802．6071014．0(184／185)1．882303．656905．378004．0(64／65)1．253902．436203．5827015．0(196／197)1．524102．961204．354705．0(76，77)1．595403．0096045583016．0(208／209)1．165602．264503．3302060(88／89)1．936603．762505．5331017．0(220／221)0．807391．568602．306907．0(100，101)2．277804．425406．5080018．0(232，233)O．448780．871911．282208．0(112／113)2．638105．125407．5375019．0(244／245)O．092480．179690．264259．0(124／125)2．806605．452708．0188020．0(268／269)0O10．0(13“137)2．784105．409108．04470(b)．支座处剪力加载表4—1—6为支座处剪力加载条件下的挠度计算和实测值。可以看出，USAP解和ANSYS解与实测值较为接近，比材料力学的梁理论解要大一点。表4—1—7列出了支座处的剪力计算和实测值。试验过程中没有发现混凝土空心板梁的开裂现象。表4—1—620米空心板支点处剪力验算加载跨中挠度计算及实测数据表(加载位置见图4～1—1)跨中挠度(单位t111111)荷载级别(验算支点处剪力)实测值材料力学解ANSY$解USAP解P的具体位置见圈4—1—15．16．887．287．29表4—1—720米空心板支点处剪力验算加载支座处剪力计算及实测数据表(加戴位置见图4一l一1)支座处剪力(-k106N／n12)荷载级别(验算支点处剪力)实测值材料力学解ANSYS解USAP解测点位置见图4—1—1．O_31-049-o．50-0．50145 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究线。表4—1—8和图4—1—4为支座处剪力加载条件下梁的底板挠度计算值及其对应的曲表4—1—820米空心板支点处剪力验算加载条件下底板中点计算挠度数据表(加载位置见图4—1—1)空心板梁的Y向底面中点挠度(单位：ram)空心板梁的Y向底面中点挠度(单位：mm)坐标(单位：米)支点处剪力验算条件下坐标(单位：米)支点处剪力验算条件下0(4／5)O“．0(148／149)．73547010(28／29)-0．61247120(160／161)．7．283502．0(40／41)-1．6996013．0(172／173)．7．0083030(52／53)-2．6754014．0(184／185)．6．511604．0(64／65)．3．6074015．0(196，197)．5775505．0(76／77)-4．47530160(2081209)-4．7795060(88／89)-5．2614017．0(220／221)-3．526907．0(100／10I)-5．94830180(232／233)-2．047308．0(1l2，113)．6．5186019．0(244／245)-0．6420490(124／125)-6．9547020．0(268，269)O10．0(136，137)．7．23930冒●●划雹剖嚣粱的纵向坐标(单位；m)图4—1—4跨中剪力加载情况下的挠度曲线146 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究4．1．2五跨一联先简支后连续空心板连续梁的荷载试验及有限元分析对于先简支后连续结构体系来说，当多跨一联施工完成后，该种体系施工中的关键一步已经完成，多跨板的横向连接与一般的简支梁结构体系的横向连接并无多大差别。后连续端部的连接质量直接影响着整桥的质量。目前，国内外专门对后连续端部的力学特性研究的文献相对较少，而后连续端部的力学行为又直接影响到其配筋优化(包括后连续端部的正弯矩配筋和负弯矩配筋)以及后连续预应力束的优化。为此根据试验项目的研究要求，我们进行了五跨一联的静载试验研究。根据预先拟定的试验要求，我们通过静载试验检验了先简支后连续空心板连续梁的力学性能。根据实际的施工状况，我们以简支梁架设、后连续端部的依次浇筑、后连续端部张拉、临时支座拆除以后(即体系转换完成)并考虑了后期桥面恒载作用的变形后网格为初始网格(见图4—1--5)，在此基础上进行五跨一联空心板梁的静载试验。我们将重点考察静载试验的检验截面处的应力、相应荷载工况下的齿块处的应力以及跨中项面板和底面板处的拉压应力，检验设计荷载作用下的变形特性。#螭部2#端部3#靖部4#■部图4—1—5五跨一联静载试验分析模型图(1)验算截面以及静载试验方案设计本次试验的静载布置见图4—1—6。根据连续梁的力学特性，我们主要考虑承受荷载不利的五跨一联空心板连续梁的端跨即27跨梁板。考虑到实际加载条件，沙袋堆载布置在次边跨上。而验算截砸则取y=Sm处的27跨①号截砸(1／4跨)；y=lOm处的②号跨中正弯矩截面、y=19m的支座处③号剪力验算截面；y_20m处的支座处④号负弯矩截面。相应的布载方式见图示。分析中，将y=5m处的正弯矩验算设为第1种工况；y=lOm的跨中正弯矩和y：19m处的支座处剪力设为第2种工况：y=20m的支座处负弯矩验算设为第3种工况。147 鲥恬辑辩随本魁帐椒翎糟耱鞋誉1毒茜饵口I『Ilt圃献宦晕摹犀嚣求翻簟辑挺蜷副隧盆帐薄霉好蝼罩}哩撤退求料寸撩杖掣迥扑剞牵}磐廿扑KH餐 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究(1)测试和有限元计算结果及其分析图4—1—6中，(一)、(二)、(三)分别代表上述三种工况，对于每一种工况，我们主要测试了验算荷载作用下的27跨、26跨的跨中挠度；27跨、26跨跨中底面板弯曲应力；27跨、26跨跨南端齿块处的应力，现将结果整理分析如F。变形分析：表4～l一9为五跨一联验算荷载下的挠度测试及计算值，表中跨中挠度取一块板的两边测点或计算点挠度的平均值。分析表中的数据可见，对于第一种工况(即y=5m处的正弯矩验算)我们测得的挠度为8．1mm，而USAP及ANSYS解分别为7．93mm和8．05ram，误差仅为2．1％；而对于第二种工况(即y=10m处的跨中正弯矩验算)，27跨跨中挠度计算值为&34ram(USAP)、8．41ram(ANSYS)，与实测结果8．3ram的误差仅为1．3％。相应于27跨的下挠，26跨向上的挠度在工况1为2．71mm(USAP解)和2．687mm(ANSYS解)，对应的实测值为2．5ram；工况2时为2．89mm(USAP解)和2．74mm(ANSYS解)。对应的实测值为2．5ram，误差分别为7．14％和6．9％。表4—1—9验算荷载作用下27～26跨的挠度数据(铡试数据取板两边挠度的平均值。位置见图4—1-7)27跨(节点号：137)26跨(节点号：401)跨中挠度(Ⅲ)，y=1嘶跨中挠度(mm)，尸30m板方法类工况l工况2工况3类工况1工况2工况3USAP解一7．93．8．34-3．94USAP解2．7102．891．79次攻．8．05-8．41．3．892．韶72．741．77边ANsYs解边ANSYS解板实测值-8．1—8．3．4．02．52．0实测值图4—1—7五跨～联静载试验跨中挠度测点布置图149 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究表4—1—10和图4—1—8为五跨一联空心板粱的静载试验挠度计算值和相应的曲线图示。表4—1—10验算荷载作用下空心板梁的项面板中点挠度数据(USAP计算结果)空心板粱的Y向顶面板中点挠度(mm)空心板梁的Y向坐顶面板中点挠度(ram)坐标(单位：米)工况l工况2工况3标(单位：米)工况l工况2工况30O55．0．70-0．74630．74995．004-0．041004160010．0．07-0．08O．0865l451．5467-I．396715．0．06-0．0610061702．712．8963-l7919200O0752．622．4946．0．4152250110．114．0．114800300．200．21．0．2l85．518-5．2714-2．7621350190．20．020290-8．36．7．9579-3．941940095-6．39．5．6369-3182145．0．39-0．45720．4594100050-072-O．773ln7768图4—1--8五跨～联静载试验荷载作用下空心板粱的顶面板中点挠度验算荷载下的弯曲应力分析：表4一l一1l为五跨一联静载试验下27跨底面板和26跨顶面板的拉应力计算和实测数据。对于荷载工况1，跨中底面板的拉应力为7．86Mpa，(y=5m处截面的底面板拉应力为5．214Mpa)；对于工况2，27跨跨中底面板的拉应力为8．2466Mpa(USAP)和8．3664Mpa(ANSYS)，考虑到前面有关内容中的结论，五跨一联施工完毕后加上预制混凝土板先期 塑垩查堂皇堕堕主堂焦笙塞笙!皇生堕塞亘垄鳖堕塑堡墨塑堕型堡堕塑苎壁坌堑塑垡些堕窒预应力的作用，跨中底面板储存的压应力为17．45Mpa(包括了混凝土的抗拉强度)，这样五跨一联端跨(27跨)的安全系数为2．116。表4—1一ll验算荷载作用下27～26跨的跨中底面板的弯曲应力(测点位置见图4—1--9)27跨底面板(测点2)13626跨项面板(测点I)400跨中弯曲应力(★106N／m2)板方法类工况I工况2工况3类工况1工况2工况3USAP解7．86108．24663．8962USAP解0．56200．60160．3726次边ANSYS解7．95858．366439037边ANSYS解O54830．59010．3501板实测值6．47．O2．5实测值O．40．8O．2图4一l一9验算荷载作用下27～26跨的跨中底面板的弯曲应力测点位置验算荷载下齿块处的应力特性分析：表4—1—12为验算荷载作用下的齿块处的应力计算和实测值(25跨南端和26跨北端齿块处没有测试记录)。分析表中的数据，27跨北端和25跨南端均为压应力，26跨南端和26跨北端均为拉应力，这是有其变形规律决定的。对于26跨，不管是北端或是南端。其拉应力均很小(最大不超过0．2Mpa)，即使叠加上前期的混凝土粱顶面板的拉应力，均不会引起的混凝土板的开裂。表4—1—12验算荷载作用下27～25跨齿块处应力(测点位置见圈-4一l一10)25跨南端(71l716／／747752)26跨北蟥(8431148／／879884)齿块处应力(★106N^n2)齿块处庶力(★106N^n2)测点工况1工况2工况3点工况1工况2工况3 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究计算-0．0716．O06801．00356l计算013490．14840．091915实测计算-00716．00680I．0．0356I计算0．1349013490．148426实测计算．004717．0．04359-0．02497计算0．20380．2242O．138837实测计算_o．04717．0．04359-0．02497计算0．20380．22420．138848实测26跨南端(975980／／10071012)27跨北端(11151120／／11431148)齿块处应力(★106N／m2)测点工况1工况2工况3点工况1工况2工况3计算n21350．2404n1489计算一n64．n61．n31913实测0．140．1l测试无效实测测试无效．0．42测试无效计算0．21850．24040．1489计算-0．64-0．6l-0．31IO14实捌0110．310．13实测测试无效_o．29计算0．16470．18120．1122计算．2．凹-2．75．1．38ll15实测测试无效实测．2．17．1．64-0．93计算0．16470．18120．1122计算．2．89_2．"-1．381216实测0．130．160．12实测-1．67．1．64测试无效验算荷载作用下厨连续端部的应力特性分析：表4—1—13列出了验算荷载三种工况作用下27跨～26跨后连续端部、26跨～25跨后连续端部的支座处顶面的拉应力值。在荷载工况3的荷载作用下，27跨～26跨的后连续端部顶面的拉应力计算值为4．4561Mpa，实测值为4．3Mpa，误差为3．4％。考虑到后连续的预应力张拉整体效果下27跨～26跨的后连续端部储存的约7．7Mpa的压应力，即在支座负弯矩的擐不利荷载作用下，承受荷载最不利的端跨(27跨或23跨)，其后连续端部的安全系数为1．73。，对于中跨的后连续端部，则安全系数更大，约为1．86。这就为后连续端部的配筋优化和后连续预应力的优化提供了一定的空间。另外，此项研究结果提示我们，对于 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究先简支后连续的端跨连续端(本例如23跨～24跨连续端、26跨～27跨连续端)与中跨连续端(24跨～25跨连续端、25跨～26跨连续端)可以考虑不同的配筋方式和后连续预应力筋的不同数量，以达到节约建设资金的目的。有关端部配筋的优化和后连续预应力的合理用量本文将在后面作详细的讨论。次边跨齿块处应力测点位置俯视图图4—1—10验算荷载作用下27～25跨齿块处测点位置示意图表4—1—13验算荷载作用下的后连续端部的应力试验及计算数据(USAP解，测点位置见图4一l--11)27跨与26跨的后连续端部26跨与25跨的后连续端部连续端的应力(★106N／m2)连续靖的应力(★106N／m2)板测点板测点类号方法工况1工况2工况3类号方法工况1工况2工况3计算11381．2074．4561计算-o．2493-0．31271．025溃i次3实测0．901．023．33实测-0．20．0．270．90边计算1．1381．2074．456l计算．0．2493-0．31271．025板2板4实测0．901．004．33实测m．20-0．27I．Ol后连续端部应变计测点应变计钠点次边板圈4—1一11验算褐载下次边跨的后连续端都应变计埋设位置匿 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究4．1．3先简支后连续结构体系飞云江大桥北引桥整桥汽车活载试验分析当五跨一联先简支后连续连接、横桥向13块板铰接连接完成、桥面铺装层的施工完成，标志引桥五跨一联先简支后连续结构体系的完成。为了了解整桥的受力特性，我们选择了试验一直跟踪的五跨空心板梁(27跨～23跨)进行了成桥后的汽车活载试验分析，借以检验先简支后连续结构体系的整体力学性能。本部分，我们将对该部分的试验结果进行总结，并与有限元分析的结果相对比。(1)整桥汽车活载分析的方案设计以及分析模型简介根据连续梁的受力特点，本次成桥活载试验分析，我们仍主要选择五跨一联先简支后连续结构、横向13块板铰接成桥后的端跨(即27跨)(承受荷载最不利跨)作为试验检验控制对象。对于该类先简支后连续结构体系的整桥来说，我们关心的仍然是后连续端部的受力特性，以及最不利荷载作用下的受力最不利跨的跨中弯曲应力(底面板的受拉情况)。根据现场试验条件，我们选择了等代汽车布载代替标准车的布载方式，车辆仍将布置两排。我们的试验目标锁定为三个截面，即y=5m(①截面)处的弯矩加载条件、y=10m(②截面)处的跨中弯矩加载条件以及y=20m的后连续端部支座处负弯矩加载条件。因而主要考虑以下两个工况：①、②截面正弯矩布载、④截面负弯矩布载。详细的试验布载方式参见图4—1—12。分析模型见图4—1—13，USAP单元分块详图见图4—1—14。有关USAP分析模型，我们采用单元内分块的方式实现了空心板粱之间的上部10X10cm的铰接缝连接，而空心板梁的下面的分离则通过令下面的虚拟节点分离来实现，保证分析模型与实际的结构本身尽可能符合。图4—1—12为整桥汽车活载试验布置图。图4—1—13整桥汽车活载试验分析模型消隐图。图4—1—14USAP分析单元分块详图。 籍筒汁蜷埒{寿_|毒皓愫{霆{垒碍瓣缸惴潦皴碍J吾j奎滞瓣赫赫姒嚣灏腿辫姑辫斑姆书黥磐禽齐嫩埭避|l●_●『I¨薛薄蒿媾筇辫斟滩 圃剥辎嚣隶鞲蜊n『lJ『IIt匾髹奄薯8品器采辞雀辑埠蜷刹隧雹蜗簟嚣姆蝼蝌世槭埋求褂寸精议秘牮扑书鞋磐廿扑K捌餐 赣{工汁蜷哥瓣璐叶谁离{龟抖瓣杠伸潦薅擀．|丢撩蒋搽葛寤澉器辩腱淋姑姑妊鼯啦豫锗窝齐激漤馘缸；『lJi4麟辫麓柑菲搏冷孝亍盘∞毫一串球瓣融憾冲串藩齄懈Ⅻ磷魏搭j妾孙潍獭 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究(2)整桥汽车活载试验及计算结果分析变形分析表4—1—14为汽车活载作用下27跨和26跨的跨中挠度计算和实测值。以边板为例，27跨的跨中挠度为．7．3034mm(USAP解)和一7．2945mm(ANSYS解)，实测值为．7．3mm；26跨的跨中挠度为2．3033mm(USAP解)和2．3016mm(ANSYS解)，实测值为2．5mm。计算结果和实测结果均较接近。表4—1—14验算活载作用下27跨～26跨边板及次边板的跨中挠度实测及计算值27跨26跨跨中挠度(rnm)。y=10m跨中挠度(ram)。y=30m板类方法板类方法工况】工况2工况1工况2USAP解-7．3034．o．8120USAP解2．3033．01944边板ANSYS解．7．2945．0．8127边板ANSYS解2．3016．O．1749实测值-7-3测试无效实测值25测试无效USAP解-6．6333．n7884USAP解2．2301_0．1549次边板ANSYS解．6．6157．0．7825次边板ANSYS解2．1943．0．1491实测值-7．O测试无效实测值2．2测试无效表4—1—15和图4—1一15为汽车活载的两种工况下，27跨空心板粱的挠度沿横桥向的变化曲线，图中采用双Y坐标，右边刻度表示工况2作用下的跨中挠度，左边坐标表示工况1作用下的跨中挠度。由曲线可见，不论对工况1还是工况2，承受荷载不利的边垮的下挠数值最大，分别为7．3mm和0．74mm。表4—1—15活载作用下27跨横向各块板跨中挠度沿横向坐标的变化值挠度(ⅫI)挠度(mm)横向坐标x(rn)横向坐标x(m)工况l工况2工况l工况20-7．3034．0．81207．25-4．9797-0．74521．25．6．9633．O．8U98．25-4．6859-0．7355 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究z．zs．6．6333．0．80849．25．4．4199．0．7275卜zs．6．3031-0798610．25．4．1832—0．7214425-5．9681-0787411．25．3．9747．0717l5．25-56300．0．770112．25．3．7483-0．7149625．5．2970-0．757113．25．3．5982．0．7148目●●g廿世端g一嚣H图4一l一15汽车活载作用下27跨各扳跨中挠度沿横向的变化曲线H鼙¨3滋海篡枣邑表4一l--16和图4—1一16为两个活载作用工况下的26跨的跨中挠度随横向的变化值两个工况下的挠度均很小。袁4—1—15活载作用下26跨跨中挠度沿横向的变化曲线挠度(ram)横向坐标X(m)工况l工况2工况l工况202．3033-0．19447．251．90330．18501．252．2301-0．15498．25l_86660．24972．252．1632．0．11339．251．8419O．31123．252．1017-0．064910．251．83620．36964．252．045-0．008611．251．81270．42545．251．99290．052312．151．79640．47396．251．9455Oll8413．251．78690．4941159 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究冒●-埘耻划斌蛊H露H角吣墨密河扭高●●冒图4--1—16汽车活载作用下26跨的跨中挠度沿桥的横向的变化曲线应力分析跨中弯曲应力分析：表4—1—17为验算汽车活载作用下，27跨和26跨的跨中弯曲应力计算时实测值。由表中数据可见，在27跨最不利汽车荷载工况下，其边板底面板跨中弯曲拉应力为7．2Mpa，表4一l-17验算活载作用下的边跨及次边跨的27跨～26跨跨中应力实测及计算数值表(单位：-k106N／m2)27跨跨中26跨跨中应力(★106N，m2)应力(★106lq／m2)板类方法板类方法工况1工况2工况l工况2USAP解7．2216(·)0．8029(+)USAP解0．4777(’)0．1922(‘)边ANSYS解7．2128(●)0．8037(’)ANSYS解0．4774(’)0．1927(+)板实测值5．0(+)测试无效(+)实测值0．5(·)0．2(+)USAP解6．5595(+)0．7796(’)uSAP解0．4625(。)0．1532(+)次边ANSYS解6．5421(·)0．7738(’)边ANSYS解0．455l(·)0．1474(·)板实测值5．O(+)0．6(+)实测值O．3(’)测试无效(’)注；(·)表示底面板的应力，(‘)表示顶面板的应力可见整桥荷载情况下，其安全系数为2．42。次边板的跨中底面板弯曲拉应力约为6．5Mpa，160 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究其安全系数为2．68。由表中数据还可以看出，整桥荷载工况下，27跨的跨中弯矩最不利荷载对26跨的影响很小。这一点从相应的挠度变化亦可以看出。后连续端部的应力分析：表4一I一18为验算汽车荷载作用下，后连续端部的应力实测及计算值。由表中数据可见，y=20m永久支座处的负弯矩验算最不利荷载条件下，承受荷载最不利的边跨后连续端部的拉应力约为3．5Mpa，由前面的施工过程模拟可知，四个端部后连续预应力的作用下。27跨～26跨连续端顶面储存了约7．7Mpa的压应力，我们仍以连续端部的压应力储备与设计最不利荷载作用下产生的支座处顶面的拉应力的比值定义为后连续端部的安全系数，则本例中最不利的端跨(27跨～26跨端部)的安全系数为2．2，而对于26跨～25跨、24跨～25跨的连续端，其安全系数则更大。表4-I一18验算活载作用下整桥分析的后连续端部应力计算和实测值(USAP解)25跨与26跨的后连续端部26跨与27跨的后连续端部测连续端的应力(★106N／m2)连续端的虚力(-k106N／m2)板测点点类方法工况I工况2类号方法工况l工况2号计算一0．20141．239计算2．81703．5143l5边实测测试无效1．0边实测2．02．5板计算-0．19471．238板计算2．79303．492426实测测试无效1．O实测1．92．5次计算-017931．177计葬2．70273．41213次7边实测测试无效0．7实测测试无效边板计算-0．16741．169计算2．67343．37694板8实测测试无效实测1．72．3表4一I—19和表4一I--20分别为汽车荷载作用下27跨和26跨的顶面板或底面板的拉应力沿横向的变化。对于26跨的跨中弯曲应力，我们仅仅考虑了荷载工况l作用下的跨中顶面板的拉应力在横桥向上的变化，可以看出，活载工况下对26跨韵作用很小。图4一l一17和图4—1—18分别为对应表4—1—18和表4一I一19的曲线图示。161 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究表4—1—19活载作用下27跨跨中底面板弯曲应力沿横桥向的变化值弯曲应力f*106N／m2)弯曲应力(*10e'N／m2)横向坐标x(m)横向坐标x(ITI)工况1工况2工况1工况20722160．80297．254．923405467I．256．8853076558．254．63290．51442．256．55900．72929．254．3699048523．256．23250．692110．254．13590．48694．25590130．655311．253．92990．462652555“90618212．253．706l0．43626．255．23760．581613．253．55770．4187表4—1--20活载作用下26跨跨中弯曲应力沿横桥向的变化曲线(工况I考虑顶面板)弯曲应力(*10％l／m2)弯曲应力(*106N／m2)横向坐标x(m)工况l工况100．47747．250．39431．250．46228．250．38672250．44839．25O．38163．250．4355lO．250．38034．250．423611．250．37735．250412812．25O．37206．250．403013．250_37004．1．4先简支后连续结构体系的影响面分析尽管空间分析更能够描述桥粱结构的空间力学特性，但对于谖计和旌工各方来说，都希望仍然利用“横向分布系数”、采用较为简单明了的平面杆系有断进行设计和施工中的一些验算，而目前的规范对于先简支后连续结构体系的葡蠢横向癸布系数缺乏相应的建议和依据。针对这一状况，我们采用虚拟层合单元法对先筒支后连续结构体系进行了影响面的计算。图4—1—19～图4一j--25分别为影响面的计算结果。比较简支粱铰接板与先简支后连续结构体系铰接板的影响线可见，目前采用简支粱铰接板的荷载横向分布系数控制设计显然太过保守。 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究。善R翅捌图4—1-17活载作用下27跨踌中底面板弯曲应力沿横桥向的变化曲线青量●●趟：碎R通趟图4一I一18活载作用下26跨跨中顶面板弯曲应力沿横桥向的变化曲线图4一l一19先简支后连续结构体系(铰接板)的端跨边板跨中挠度影响面1635050505O505O5057654321O 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究图4—1--20先简支后连续结构体系(铰接板)的次端跨边板跨中挠度影响面图4一l--21先简支后连续结构体系(铰接板)的墙跨边板跨中底面应力影响面(拉负压正)图4一l--22先简支后连续结构体系(铰接板)的次端跨边板跨中底面应力影响面(拉负压正)164 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究图4—1--23简支粱铰接板端跨边板跨中挠度影响面图4—1--24简支粱铰接板端跨边板跨中底面应力影响面(拉负压正)图4一l--25先简支后连续铰接板边板连续端部项面拉应力影响面(拉负压正)165 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研塞4．2先简支后连续结构体系的施工工序探讨4．2．1引言由前面的有关内容我们知道，先简支后连续结构体系就其施工工艺上而言具有鲜明的历史沿革，即出于利用工厂化批量预制构件以加快桥梁的建设速度的初衷。当然，世界各国的设计、施工技术人员也发明了不同的后连续工艺，使得采用先简支后连续施工方法建造的连续梁桥有着极强的竞争力[MaherK．Tadros等，1993]。随着工程实践的增多，世界各国的后连续工艺都有了很大的改进和完善，后连续的方法也各不相同、互有优缺点。国内外的学者和工程师对此作了大量的研究工作。他们大多仅仅偏重于介绍本国的后连续工艺实践及相应的体会和改良建议，很少有人对该种先简支后连续结构体系的旌工工艺作出深入的探讨。本文针对这一研究状况，以温州市瑞安市飞云江大桥北引桥先简支后连续(五跨一联)预应力空心板粱为研究工程背景，详细分析关键点的应力、挠度随不同施工工序的变化情况。通过细致的理论分析，以期找到合理的施工工序。4．2．2先简支后连续结构体系的施工工序优化思路所谓最优，是指在满足某种限制的条件下达到给定目标的最佳效果。最优化技术目前已经深入应用到各个生产和科技领域，如机械工程、建筑工程、化学工程、运输调度、生产控制等。究竟什么样的工序为最优工序呢?即最优工序的评价标准是什么。我们认为，最优的工序应该是指满足施工建设速度快、人力以及设备资源利用合理等等条件下，使结构体系中的一些点尤其是关键点的应力、位移变化最为均匀(即避免～些点的应力或位移在某一工况下以及下一工况之间变化太大)的施工工序。4．2．2．1端部浇注和后连续预应力筋的张拉顺序优化分析思路对于端部浇注和后连续预应力筋的张拉顺序，本文主要讨论以下几个工序，并通过分析各不同工序下关键点的应力位移变化情况，确定合理的端部浇筑和预应力筋张拉顺序：①简支梁架设完毕后，端部材料一起浇注，由一端部开始依次向另一端部逐渐张拉后连续预应力筋；②简支梁架设完毕后，端部材料一次性浇注，采用隔跨张拉预应力筋，即先张拉1号、3号端部，而后张拉2号、4号端部；③简支梁架设完毕后，端部材料一起浇注完毕后，对称张拉预应力筋，即先张拉1号、4号端部，在张拉2号、3号端部；167 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究④浇注一个端部后，待到混凝土强度达到规定的强度以后张拉，而后浇注第二个端部，而后张拉第二个端部的连续预应力钢筋，依此类推。此施工工序即是本工程实例温州瑞安飞云江大桥引桥的施工工序；⑤对称浇筑，对称张拉，即先浇注1号、4号端部，当混凝土达到设计强度以后，张拉后连续预应力钢筋；而后浇注2号、4号端部，当混凝土达到设计强度以后张拉预应力筋。⑥隔端浇筑、隔端张拉，即先浇筑1#和3#连续端，张拉预应力；而后浇筑2#和4#后连续端部，张拉预应力筋。详细的说明见图4—2—1。4．2．2．2临时支座拆除顺序的优化分析思路先简支后连续结构体系的施工由于要经过体系转换这一过程，因此涉及到临时支座的拆除这一特定的工序。临时支座的选取目前并没有统一的规定，不少单位采用混凝土块作为临时支座。这种临时支座虽然给施工单位带来了一定的方便，节省了砂箱的安装、钎砂、松口流砂等一系列的操作，但这种临时支座的拆除会带一系列的问题，由于目前大多采用人工敲碎混凝土块以实现临时支座的拆除，这样势必会出现由于梁板临时支点的突然消失而导致的梁板瞬时下沉(冲击)，虽然这种瞬时效应会有多大并无直接的结论，但仍然应该引起我们的重视。本文中临时支座拆除的合理顺序分析仍然是针对砂箱而言。目前许多施工单位对临时支座的拆除过程基本上没有“优化、合理”这一概念，他们多是随机的抽调人员、随机的打碎混凝土块，并不注意拆除的顺序。我们认为，临时支座的设计以及临时支座的拆除同样都应该引起各方的重视，而寻求合理的拆除顺序(工序)亦是先简支梁后连续结构体系研究中的一个重要问题。支座的拆除工序对施工组织来说并没有多大困难，所以这一工序优化的结果有具有较强的可操作性。俯视圈23跨24跨25跨26跨27踌l#端部2#端部3lI端部4#端部施工工序简介：工序l、2、3均为一次性浇筑l#～4#端部混凝士。工序l预应力的张拉睡序为l#--2@一3#一4#t工序2的飘应力张拉顺序为I#、3#--2#、4#；工序3的预应力张拉顺序为l#、4#--2#、3#：工序4：浇筑1#端部一张拉1#预应力一浇筑2#增部一张拉2#预应力一浇筑3#端部一张拉3#预应力一浇筑4#螭都一张拉4#预应力工序5：浇筑1#、4#端都一张拉l#、4#预应力一浇筑2#、3#端部一张拉2#、3#预应力图4—2一l捕工工序优化所考虑的及各主要工序图示那么临时支座拆除顺序优化的思路是什么昵?我们知道，临时支座拆除以后，永久支座 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究起作用的前提条件是橡胶支座必须有一定的变形即压缩；另外，一般情况下，临时支座和永久支座存在着一定的高差(常为3～5mm)。永久支座的压缩量及其与临时支座的高差的大小是寻找临时支座拆除最合理工序的关键因素。这一数值的大小对拆除过程中结构体系的应力变化起到主导性的作用。我们把i临时支座拆除引起的永久支座的压缩量和永久分析与临时支座的高差作为永久支座处节点的强迫位移，分析永久支座沉陷量对整个结构体系的影响。强迫位移的大小则根据单片梁的加载实验所测得的支座压缩量及二者之间的高差确定。根据设计和施工文件，临时支座采用的铁板砂箱如图4—2—2所示。先将铁板砂箱的出砂口关闭，装满河砂，扦插密实，而后将其平稳的放置在是先放好线的盖梁上，砂箱顶标高比永久支座项标高略高3～5mm，待现浇混凝土达到100％强度则进行连续墩后连续预应力钢绞线的张拉及管道灌浆等，最后拆除l临时支座。由此可见，欲使永久支座起作用，盖梁永久支座上方的空心板梁至少要有不少于3～5mm的沉降量。由于临时支座的拆除不是一次性的同时完成，不同永久支座处的相对位移势必会引起空心板梁应力重分布，究竟采用什么样的拆除顺序方能将该相对位移产生的盖梁内应力重分布的不利影响降至最低，是本文也是先筒支后连续结构体系所要讨论的重要问题之一。本文拟定主要考虑以下几种临时支座拆除的顺序，并依次详细讨论：①依次从一端到另一端的顺序拆除；③按照隔跨拆除的原则拆除，即先拆除1、3号墩部的临时支座，而后拆除2、4号墩部的临时支座；③对称拆除，即先拆除1号、4号连续端的临时支座，而后拆除2号、3号连续端的临时支座。临时支座拆除优化所考虑的主要工况见图4—2—3。下砂箱平面圈图4—2—2临时支座构造图砂箱立面图 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化堕究侧视图#端部2#端部3#端部4#端邮乒]≯习露j≤116时支座编号14l!；妇24l!i；：!§塞壅3“1．!i；!!!童蹙44l—!；!．!l盔：童痊临时支座拆除简介拆除顺序l：从一端项另一端拆除，具体J顸序为l#、l’#一2#、2’#一3#、3’#一4#、4’#拆除顺序2：隔跨拆除，具体顺序为1#、I’#、3#、3’#一2#、2’#、4#、4’#拆豫顺序轧对称拆除，具体顺序为l#、1'#、4#、4，#一2{}、2’#、3#、，#图4--2--3临时支座拆除顺序的优化所考虑的几种情况4．2．3端部浇注以及后连续预应力筋的张拉顺序探讨一直以来，设计和施工单位对先简支后连续结构体系的后连续工艺即存在着分歧，设计施工图上的施工工序常常因现场的实际条件而改变，出现设计方所提出的施工工序最终被其他施工工序替代的情况。而由于对先简支后连续结构体系的后连续施工工艺缺乏力学特性分析使得这一重要问题始终没有得到很好的解决。设计和施工各方也没有能够取得一致的观点，因而不可避免的出现了设计图的频繁变更，给工程建设带来了很多不必要的麻烦，严重的影响了工期，造成了工程上的浪费。本部分我们将对几种可能的工序逐一进行分析，详细研究各种施工工序下先简支后连续结构体系的力学特性。我们认为，先简支后连续结构体系施工工序的关键问题就是如何最大限度的保证后连续端部的顶面抵抗桥面裂缝的效果，即如何保证后连续端部储存最大的弹性压缩量。本节即是从这一根本问题出发，利用虚拟层合单元法对不同的后连续端部的浇筑及后连续预应力的张拉顺序进行数值模拟研究，以期找出最合理的施工工序。4．2．3．1端部浇筑方式和预应力张拉工序1分析：四个端部一次性浇筑，从一端向另一端依次张拉在进行工序优化时，我们主要考虑不同的旅工工序下支座顶、底面的拉、压应力以及各跨的跨中挠度变化情况。表4—2一I～表4—2—4为工序1的张拉效果。由表4—2一I可知。四个端部一次性浇筑、第一个后连续预应力的张拉所引起的23跨跨中挠度与两跨梁板张拉时的挠度相差很小，即均为4．9mm，而对24跨的跨中挠度影响很大，如工序1下的24跨跨中挠度为3．14mm，减少了35．9％。由此可见，2#、3#、蜊端部的存在对第1#端部的张拉效果有明显的影响，而第1#端部的张拉对25跨以后的梁板跨中挠度影响很小，这与前面施工过程模拟所得出的结论相一致，即后连续端部的张拉对隔跨的影响很小。分析表4—2—2～表4—2—3亦可得出相似的结论。表4—2—4中的四个端部预应力张拉的整体效果，与3．5节中的有关表格110 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究对比可知，与浇筑一个端部张拉一个端部预应力相比，挠度总体效果差别还是很大的，特别是26跨～24跨，跨中挠度差别最大可达22．25％。可见施工工序对成桥后的整体效果有着较大的影响。考虑到实际的施工组织状况，我们认为，利用“隔跨影响较小”和“隔端影响较小”的结论，施工中没有必要一定要做到对称浇筑和对称张拉，为了增加施工速度，“隔跨浇筑”和“隔端张拉”即可。表4—2—1五跨连续后第1#端部张拉时23跨、24跨的跨中挠度跨中挠度(mm)23跨1374．924跨4013．1425跨66500162426跨92900000627跨11930．0000005表4—2—2五跨连续后第1#、2#端部张拉时23跨～26跨的跨中挠度跨中挠度(mfn)跨中挠度(ram)23跨1374．910924跨4016．288125跨6653．128526跨9290．016227跨11930．000l表4--2--3五跨连续后第1#、2#、3#端部张拉时23跨～27跨的跨中挠度跨中挠度(nun)跨中挠度(m)23跨1374．911024跨4016．271825跨6656．273126跨9293．131727跨11930．0236l表4—2—4五跨连续后第1#、2#、3#、4#端部张拉时23跨～27踌的跨申挠度跨中挠度(rain)跨中挠度(mm)23跨1374．911024跨4016．271925跨6656256926跨9296．271927跨11934．9137表4—2—5～表4—2—8分别为对应表4—2一l～和表4—2—4的后连续预应力张拉的应力结果。分析表中的相应的应力数据并与3．5节中的施工过程模拟结果作对比，不难得出17l 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型轿荷载试验分析和优化研究相议静结论。帮一次性浇筑端部的旋工过程与本工程实际采用的施工过程的后连续效栗还是有着一定豹差剐的。但其应力变化仍然符合“隔踌影响很小”和“隔端影响檄小”的规律。表4—2—5点跨连续后第1#端部张拉时1#～4#端部顶蕊、底匿板的应力(USAP盎翠)支座顶、底瑟授豹应力(+{0呱／m2)支瘫礞、赢垂i援抟应力(*106N／菇)l#支痉疆露袄底蓠板2#支座璃蟊校底面板268／269-6．47951．4354532／533-1．14261．16933#支座顶面板底面板4#支座顶面板底面板796／797-O．004827000494l1060／61-0。000020．00002表4--2--6五踌连续蓐第1#、2#媾舔张拉时1#～4#漆薜璜嚣、底蔷板豹瘴力支座颂、底面板的应力(+1护N／m2)支座顶、底面板的趣力(·l扩N／m2)1#支座顶面板底耐板2#支座顶面板底两板268／269．7．65881．5217532／533．7．0855149763#支座顶面板底面板4#支座顶面板底鞭板796／797。1．13941．16591060／6l-o‘0043lO．∞192表4--2--7五跨连续后第1#、2#、3#端部张拉时1群～4#端部顶筒、底面板的应力支座顶、底面板的应力(+106N／m2)支廉顶、底面板的成力(+106N／舒)1#支座顶颇板底面板2掸支座顶面板底颤板268／269-7．65381．2645532／533-8。2655l。67463#支座瑗囊扳底垂援4#支座璎器援疯瓣蔽796／797．7．29031．17461060，岳l·1．138l1．1640袭4—2—8五跨连续厨第t#、2#、3#、4#端部张拉时I#～4#消部顼蕊、底面板的威力支座项、底面板的应力(+106N／m2)支座硬、底薅援的擞力<’l扩N／毋)I#支窿疆舞扳底瑟援2#支座璎器扳熹箍援268／269．7．65381．2645532／533·8．26061，67153#支瘫顶蔗板底面板4#支座项蕊扳底筒板796／797-8．26071_67161060／61·7．63701．25374．2．3．2端部浇策方式秘颡疲太强控工序2分摄；翅令媸帮一次性浇绞，麓端部张接172 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究表4—2—9、表4—2一lO为工序2所对应的跨中挠度计算数据。由于我们没有考虑后连续预应力之间的耦合作用，因此对于一次性浇筑四个连续端部而言，我们只要分析1#和3#端部预应力张拉的情况(2#和4#端部)。由表4—2—9和表4—2—10可以看出1#和3#端部预应力张拉对27跨影响最小；同样，2#和4#端部预应力张拉对23跨的影响亦很小。表4—2—9l#、3#端部张拉时23跨--27跨的跨中挠度跨中挠度(rnm)跨中挠度(ram)23跨1374．934724跨4013．124l25跨6653．128426跨9293．148027跨11930．02372表4—2—102#、4#端部张拉时23跨～27跨的跨中挠度跨中挠度(mm)23跨137O．0237024跨4013．147825跨6653．128526跨9293．124027跨11934．9374袭4—2一Il和表4—2一12为工序2的支座处顶藤和底面的应力计算结果。表4—2—11五跨连续后第1#、3#端部张拉时1#～4#端部顶面、底面板的应力支座项、底面板的应力(‘10哨／m2)支崖顶、底面板的应力(*106N／m2)1#支座顶面板底面板2#支座顶面板底面板268／269-6．474614403532／533．2．31861．15093#支座顶面板底面板4#支座顶面板底面板796／797．5．93811．48871060／6l．114291．141l表4—2—12五跨连续后第2#、4#端部张拉时1#～4#端部顶面、底面板的应力支座顶、底面板的应力(+106N／ms)支座顶、底面板的应力(’106N／m2)1#支座顶面板底面板2#支座顶面板底面板268／269-1．1793I．1778532／533．5．93001．48823#支座顶面板底面板4#支座顶面板底面板796／797-2．32261．14041060／61．6．47931．3422 浙江大学申清博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究4．2．3．3端部浇筑方式和预应力张拉工序3分析：四个端部一次性浇筑、对称张拉对于本工程来说，对称浇筑、对称张拉的工序分析只要考虑两种情况，即两跨连续时候的后连续预应力张拉；四跨连续后的2#、3#墩部后连续预应力张拉。对于两跨连续时的后连续预应力张拉数据，可以参考本章第5．5节的相关结果。现在主要考虑2#、3#后连续预应力张拉的结果表4—2—13和表4—2一14为对应1#、4#和2#、3#端部预应力张拉跨中挠度结算结果。表4—2一13可见1#和4#端部的后连续张拉对25跨的影响最小；_『『l‘由表4～2—14可见，2#、3#端部的后连续张拉对23跨和27跨的影响最小。表4—2一15和表4—2—16为相应的应力计算结果，其规律与相应的挠度变化相似。表4—2一13五跨连续后1#、4#后连续预应力张拉所引起的23跨～27跨的踌中挠度跨中挠度(mm)23跨1374．934624跨4013．140425跨6650．324426跨9293．140327跨119349373表4-2-14五跨连续后2#、3#后连续预应力张拉所引起的23跨～27跨的跨中挠度跨中挠度(mm)跨中挠度(ram)23跨1370．023624跨4013．131525跨6656．289426跨9293．131627跨1193o．0236表4—2—15五跨连续后1#、4#后连续预应力张拉所引起的支座处的顶面板及底面板的应力支座顶、底面板的应力(*106N／ms)支座顶、底面板的应力(+1)6N／m2)1#支座顶面板底面板2#支座顶面板底面板268／269-6．47961．4354532／533．1．16441．13763#支座项面板底面板4#支座顶面板底面板796／797．1．17351．14281060／6l-6．50391．4751分析四个端部一次性浇筑、预应力的张拉顺序不同最终效果可以知道，尽管张拉过程中的应力、挠度变化不同，但是最后的结果相同(由于我们在模拟过程中没有考虑后连续预应力之间的耦合作用)。因此对于一次性浇筑端部的情况，后连续预应力的张拉顺序可根据施174 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究工的方便拟定。表4—2—16五跨连续后2#、3#后连续预应力张拉所引起的支座处的顶面板及底面板的应力支座顶、底面板的应力(·106N／m2)支座顶、底面板的应力(．106N／m2)1#支座顶面板底面板2#支座顶面板底面板268／269．117341．1429532／533—71230147633#支座顶面板底面板4#支座顶面板底面板796／797．708721．39151060／6l．1．138ll13624．2．34端部浇筑方式和预应力张拉工序5分析：对称浇筑、对称张拉对于本工程来说，对称浇筑、对称张拉的工序分析只要考虑两种情况，即两跨连续时候的后连续预应力张拉和四跨连续后的2#、3#墩部后连续预应力张拉。对于两跨连续时的后连续预应力张拉数据，可以参考本章第3．5节的相关结果。而对于2#、3#后连续预应力张拉的结果，可参考前面的工序3的分析结果。4．2．3．5端部浇筑方式和预应力张拉工序5分析：隔端浇筑、隔端张拉对于隔端浇筑和隔端张拉，其本质上应该是两跨梁的力学行为，因此其分析结果可参照第3．5节的施工过程模拟结果，基本的结论是一样的。如前所述，后连续端部不同的浇筑顺序和后连续预应力张拉顺序对后连续的整体效果有一定的影响。根据前面的施工过程模拟和本节不同的工序模拟分析，我们可以大致得出这样的结论：后连续端部及后连续预应力的最佳施工方法为“隔跨浇筑、隔跨张拉法”；如果由于条件限制需要采用一次性浇筑各个端部的话，则后连续预应力的张拉顾序则根据施工中的方便自由选择，最终的效果相差不大。我们建议的具体施工顺序可由下图4—2—4所示。4．2．4临时支座的拆除顺序优化探讨根据上述临时支座的拆除优化思路，我们结合几种可能的工序，对不同的临时支座拆除顺序所引起的先简支后连续结构体系的应力变形特性进行了详细分析，并根据拆除工序所引起的应力变形变化找出合理的拆除工序。值得说明的是，我们在进行临时支座拆除过程的分析时，仅仅考虑了支座拆除本身所引起的应力变形，而没有对前面的工况所引起的效果作相应的叠加。显然，这种处理方法的分析结果依然是有效的。对于从一端向另一端顺序拆除临时支座的工序，我们主要考虑1#、1’#和2#、2’圳岛时支座的拆除所引起的应力变形变化；对于对称拆除的情形，主要考虑1#、1’#和4#、4’#f临时支座拆除所引起的应力变形变化；而对于隔跨拆除，则主要考虑1#、1’#和3#、3’ 浙江大学申请搏士学位论文第4章先简支后连续结构体策的原型桥荷载试验分析和优化研究#临时支座拆除所引起的应力变形变化。等===二=孝琴==写事。二=2帚乒==2寻手2车{=习#2==帚芋==2；≥UtU2lJsU4上』旷jL』旷tLl。一。U。手===霄￡2鼍F2=零2=鼍争#繁F=罩等==爵ulU2¨3¨4n-jLin一{Lj口一I“n毒==j琴E2=攀莩==鼍F==习譬；#罩譬2=3雾2鼍；Il}{；illt‘{{I{llLI¨1撕2¨3“4q：厝{|；}恒哉n．．j“”一‘jJ“一1U”皿础m皿如ⅡⅡ皿ⅢmIⅡ如Ⅱ皑吸ⅢⅢ础【ⅡⅢⅢm田．匹呱m皿皿卸奴吸ⅢⅢm皿马订—瓦～百—～百—1i寸下～百—赢注：1j蒉制粱张拉正鹰矩铜束．扎j苴真空压辟．简支集架设。2浇筑2、6--n～t号域上T爨的嫩向漫接缝；张拉2、4～n一1号堪上负弯矩银柬t孔道压浆3巍筑3、s—#一2号埭上T繁耱城彝罄凄壤；张拉3、s—n一辑堪曩鲑弯矩螺束，菇毽匿装4燕复2，3静敬簸工过程，巍簸来箍工囊南琵接箍，张挺负弯甍帮隶、孔迸压浆。錾泉采碍黼1穗1顺序e焊接横向连接件-浇筑搂酶滟凝土，拆豫临时支座．浇筑防护栏挂凝土；浇筑拼丽铺装层强糕t(a)隔端浇筑、隰端张拉1#．2#3#4#n—j抖JIn—l井11-l#n#f—焉—鼍F—酉—习宇#琵—习凫，(b)图个端部一次性浇筑，张拉的顺序视施工方便而定嚣《～2—4建议的先簿囊后连续绪构体系痘连续端都浇筑和后连续预应力曲张拉麓工工序筒萄表4—2一17依次耩狳临时炙窿拆蒎辑§l起耱27跨～23跨静连续粱巍嶷变诧数据空心板梁舱Y向挠度(ram)空心板辩的Y向挠度(ram)坐标(擎靛；采)工搅i工况2工况3整稼(攀倥：米)工况i工撬2工况30(5)0．21770．14870．166455(721)O．0．5644．5．56085<77)-1．9103-1．3233-1．474260(797)OO．0025-5．000010(137)o．7232以．7246t．981365(869)-0．疆嬲珏lo．∞59-3。676515(197)一4．8697-3．9765-4．206170(929)_o．O00029O．0056-2．019720(269)一5．0000*5．0000*5。000075(989)啦稍∞{氇瓣2弗．鞠lO25(341)一3．9371—5．7139—5．276080(1061)0-．0．00001O．0027L230(401)龙．2518-6．0194—5．2砖l85(1133)0-0．o。獬氇喵)了辛35(461)一0，6888-5．8148-5．039190(1193)0．n000034o．008740<533)．0．0032*5．0000-5．000095<1253)0-0．00002O．0052176瓣记鉴罨燃讦磐燃《竺一百兰一铲竺鳓苛鉴懈丽 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究l45(605)0．0069．3．5683．5．2420100(1325)0．0．0000020．0006ll50(665)0．007．19235．5．53484．2．4．1临时支座的拆除工序1分析：从一端向另一端依次拆除临时支座表4—2—17和图4—2—5为临时支座的拆除所引起的五跨一联空心板梁的挠度变化数据和相应的曲线。表中的工况1代表1#、l’#临时支座拆除；工况2代表1#、1’#、2#、2’#临时支座拆除；：C况3代表1#、1’#--3#、3’#临时支座拆除。图4--2--S临时支座拆除引起的粱板挠度变化曲线由表4—2一17和图4—2—5可以看出，对于依次拆除临时支座的情形，l#(1’#)临时支座的拆除对端跨的影响最大，而2#(2的和3#(3#)临时支座的拆除均引起端跨一定程度的上升。表4—2—18～表4—2—20分别为三种临时支座拆除工况所引起的支座处顶、底面板的应力变化。由表4--2--18可以看出，1#(1’#)临时支座的拆除在1#支座底面板产生的拉应力最大，约为0．86Mpa，而2#(2’扔、3#(3’#)临时支座的拆除引起的底面板的拉应力分别为0．45Mpa和O．57Mpa。1#(1’的临时支座底面板的拉应力随着2#(2’#)和3#(3’的的拆除而有相应的减小，与相应的挠度变化规律是相协调的。表4—2一181#、l'#临时支座拆除所引起的后连续端部的顶、底面板的应力支座顶、底面板的应力(*lOt'N／m2)支座顶、底面板的应力(’ld喻／m2)1#支座顶面板底面板2#支座顶面板底面板268／269-0S637208622l532／5330．4851．0．4962 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究3#支座顶面板底面板4#支座顶面板底面板I796／797．0002lo．00211060／6lo．oooool-ooooooll表4—2—191#、1’#～2#、2’#临时支座拆除所引起的后连续端部的顶、底面板的应力支座顶、底面板的应力(*106N／m2)支座项、底面板的应力(·106N／m2)1#支座顶面板底面板2#支座顶面板底面板268／269．0．19400．1945532／533—044990．44943#支座项面板底面板4#支座顶面板底面板796／79703903-0．39921060／61．0．0016650．001666表4—2—201#、1’#～3#、3’#临时支座拆除所引起的后连续端部的顶、底面板的应力支座顶、底面板的应力(+10'N／m2)支座项、底面板的应力(*10SN／ms)1#支座顶面板底面板2#支座项面板底面板268／269．0．36620．3655532／533．0．23230．23263#支座项面板底面板4#支座顶面板底面板796／797-0．57100．57021060／6l0．4173_o．41584．2．4．2临时支座的拆除工序2分析：隔跨拆除临时支麈表4—2—21和图4—2—6分别为隔跨拆除临时支座的挠度计算结果和相应的挠度曲线。表4—2—2l中的工况1对应着1#、1’#和3#、3’#临时支座的拆除；工况2对应着2#、2’#和4#、4’#临时支座拆除。由表中数据和图中曲线可以看出，对于隔踌拆除临时支座的两种工况，二者对结构体系的影响均比较小，如l#(1’#)、3#(3’#)临时支座的拆除并没有在端跨引起更大的下沉挠度，与依次拆除临时支座会引起端部粱扳的“附加挠度”(见图4—2—2)相比，这种对端跨影响较小的效果无疑是我们所希望的。表4—2—21隔跨拆除临时支座所引起的27跨～23跨连续粱挠度数据空心板粱的Y向挠度(nun)空心板粱的Y向坐挠度(InIn)坐标(单位：米)工况l工况2标(单位t米)工况l工况20(5)0．2179．0000855(721)．4．2123-o．77285(77)-1．91230006960(797)．5．0000-0．007410(137)．372650．011765(869)_4．2184-o．6788 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究15(197)-4．87270009870(929)．25022-2．241420(269)-500000004375(989)．07821．3931425(341)一39315-0．782180(1061)0．0036-5．000030(401)一2．2415．2．502285(1133)0．0098-4．872735(461)．0．6778．4．218490(1193)0．0117．3．726740(533)一00075．5．000095(1253)0．0070-1．912445(605)-0．7735．4．2117100(1325)0．00080．217950(665)-2．4916．2．4917粱的纵向坐标(单位：m)图4—2—6隔跨拆除临时支座的挠度变化曲线表4—2—22和表4—2—23为相应于临时支座拆除工况1和工况2的应力计算数据。由表4—2—22可知，1#、1’#和3#、3’#临时支座的拆除所引起的2#端都顶面板的拉应力为1．0554，与后连续端部所储存的压应力相比小很多，尽管它对3#后连续端部的底面板产生了约1．176Mpa的拉应力，但是该应力会很快随着2#(2’#)和4#(4’#)临时支座的拆除而消失。由前面的后连续预应力效果分析可知，后连续预应力产生的底面的拉应力约为0．9Mpa，即共产生约2．1Mpa的拉应力，依然没有超过混凝土的抗拉强度。分析表4--2--23可以得出相似的结论。4．2．4．3临时支座的拆除工序3分析t对称拆除临时支座表4—2—24和图4—2—7为对称拆除临时支座引起的粱板挠度计算结果和变化曲线。表中工况1代表1#、1’#和4#、4’#临时支座的拆除；而工况2代表着2#、2’#和3#、3’#临时支座的拆除。由表中数据和图中曲线分析可以看出，对称拆除2#、2’#和3#、3’#临时支座的时候，在25跨的跨中梁板下挠数值达到了6．2444mm，尽管这一挠度会随着1179 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究#、1’#和4#、4’#临时支座的拆除而消失，但是我们仍然不希望出现这一现象。表4—2—221#、I’#和3#、3’#临时支座拆除所引起的I#～4#后连续端部的项、底面板的应力支座顶、底面板的应力(+106N／m2)l#支座顶面板底面板2#支座顶面板底面板268／269-0．86600．8645532／53310554一1．05903#支座顶面板底面板4#支座顶面板底面板796／797-1．17801．17611060／610．5565-0．5546表4--2--232#、2’#和4#、4’#临时支座拆除所引起的I#～4#后连续端部的项、底面板的应力支座顶、底面板的应力(．106N／m2)支座顼、底面板的应力(·106N／m2)l#支座项面板底面板2#支座顶面板底面板268／2690．5749．0．5598532／533-1．17801．17613#支座顶面板底面板4#支座顶面板底面板796／797I．0566．1．05661060／6l-0．86630．8643表4—2—24对称拆除临时支座所引起的27跨～23跨连续粱挠度数据空心板粱的Y向挠度(nun)空心板粱的Y向坐挠度(m)坐标(单位：米)工况l工况2标(单位：米)工况l工况20(5)O．2177-0．000555(721)0．0100．5．93405(77)-1．91030．004760(797)0．0037-5．000010(137)-3．72320007965(869)-o．6BB2．3．517715(197)-4．86970．006670(929)-2．2518．1．878320(269)-5．00000．002975(989)-3．9371-0．548025(341)．3．9372．0．548080(1061)-5．00000．002530(401)-2．2518．1．878385(1133)-4，86970．006635(461)-06882o．517790(¨93)．3．7233O舶7940(533)-0．0032．5．000095(1253)．1．9105O．004745(605)0．0099．5．9334100(1325)O．2176-O．000650(665)0．0139-62444表4—2—25和表4—2—26为对应工况1和工况2的后连续端部的顶、底面板应力计算180 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究结果。图4--2--7对称拆除临时支座引起的连续粱挠度变化曲线表4—2—251#、1’#和4#、4’#临时支座拆除所引起的1#～4#后连续端部的项、底面板的应力支座顶、底面板的应力(+106N／m2)支座顶、底面板的应力(*106N／m2)I#支座顶面板底面板2#支座顶面扳底面板268／269-08637n8622532／533n4830-n49423#支座项面板底面板4#支座顶面板底面板796／7970．4989-0．48601060／6lO．8621．0．8640表4—2—262#、2’#和3#、3’#临时支座拆除所引起的1#～4#后连续蟥部的硕、底面板的应力支座顶、底面板的应力(’ld哨／ra2)支座顶、底面板的应力(+ld哨／m2)1#支座顶面板底面板2#支座项面板底面板268／269o．3890．o．3788532／533-o．3938o．39293#支座顶面板底面板4#支座顶面板底面板796／797．o．3935o．393l1060／61-o．375lo．3766由表4--2--25和表4—2～26可知，对称拆除临时支座并没有在后连续端部产生明显的不利应力，但是由于工况2在25跨的跨中产生了6．2444mm的“附加挠度”(向下)，甚至比一个后连续端部预应力张拉产生的跨中挠度(向上)还大。该“附加挠度”豹直接后果是在25跨的跨中底面板产生了约1．3238Mpa的拉应力。这是我们不希望看到的。通过对不同临时支座的拆除过程进行分析和比较，我们认为，临时支座的拆除对于不同的后连续跨数有着不同的最合理工序，针对目前的后连续跨数(n)多大于5，即至少由418l 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究个后连续端部的情形(n≥4)。我们建议的临时支座拆除原则为“隔跨拆除”，而不应该是目前设计中经常建议的对称拆除。这一原则具体的实施可见图4--2--8。侧视图·跨1z跨团。跨髟4跨气＼万一_l八八_．八／r■八J3临时支座编号笥i一嚣i赫锰i铽’J!!壅壅圭壅l!!壅叁圭座J3#永久支座建议的l临时支座拆除顺序：第l步：1#、1’#，3#、3’#一5#、5’#，7#、7’#～⋯⋯·第2步：2#、2’#、鲥、4’#一6{}、6。#、89、8’#⋯⋯⋯·注：第1步和第2步可以交叉进行，即当第1步拆到9#、9’#，ll#、11’#时即可进行2#、2’#、4{l、4’#支座的拆除，依此类推图4—2—8建议的临时支座拆除顺序182 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究4．3先支后连续结构体系后连续端部混凝土浇筑方式的探讨4．3．1引言对于先简支后连续结构体系来说，后连续端部的浇筑是一个十分重要的工序。毕竟“后连续”的准确含义通常是指通过预应力实现端部后浇的混凝土储存一部分的弹性压缩，以此来低抗二期恒载和活载引起的支座处桥面板的负弯矩，从而达到连续梁的效果。由于该种结构体系不但有着纵向的预应力连续问题，还存在着同跨梁的不同预制梁之间的横向连接问题，即铰接缝的浇筑连接。对于目前国内的桥梁设计而言，后连续端部浇筑的一般做法如图4—3—1与图4—3—2所示。预制粱的预制预制粱的架设(简支粱状态)端部混凝土的浇筑方法1方法2一次性将端部完全浇筑，即一跨、不同的板粱端部之间在预应力筋张拉之前已经完全连接浇筑在一起(圈2a)多踌一联的端部先浇筑，而后张拉，先实现多跨一联连续，而后再将不同联的端部浇筑在一起实现整桥横向、纵向都连续(闰2b)图4—3—1先倚支后连续端部的不同浇注方式的可能性选择图示第一步第二步第三步注：实心表示一次性浇筑第一步第二步第三步图4--3--2后连续端部浇注的不同方式我们认为，由于图4—3—1、2中后连续端的浇筑方式不同，因而对后连续预应力张拉的效果势必存在着一定的影响。在方法2中，由于多跨一联是独立连续的，即相邻的两块板183 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究端部的浇筑是分离的，此时的后连续预应力筋的张拉对相邻的其他空心板梁没有影响。但就目前的先简支梁后连续结构体系的施工而言，由于考虑到在钢筋稠密、操作空间受到极大限制、相邻两块板的端部之间很小的距离之间立模的实际困难、大多数的施工单位仍倾向于采用第一种方法。这就带来一个问题。在浇筑方式l中，由于一次性将不同梁板的端部在横桥向上一并联系起来，而后连续预应力筋的张拉却是多跨单联的。也就是说，此时的多跨一联预应力筋的张拉已经对横桥向的其他同跨梁板产生了一定的作用，这一点是十分明确的，在设计中也体现了这一点。但是这种作用的影响到底有多大?还没有引起国内外学者的关注。国内的设计者虽然注意到了这一问题，并在设计图纸上得到了一定的反映，他们强调了方法2的必要性和重要性，但并没有给出令人信服的解释。而仅仅是从定性的角度提出了设计者对于施工者的要求。针对本工程的实际施工顺序，我们选择的模型为两跨、横向13块板没有铰接时的空心板梁。由于实际的施工工序是浇筑一个端部，待到混凝土强度达到100％时张拉该端部的后连续预应力，因此本文的模型与实际施工状况严格一致，保证了测试数据和数值模拟结果对比的有效性。本节将利用虚拟层合单元法对两种端部后连续浇筑方式的进行分析，并结合实测的结果，作深入的研究，探讨两种浇筑方法的力学特性，找出较为合理的方法。4．3．2不同浇筑方式的力学特性研究4．3．2．1有限元模拟的基本说明对于桥梁结构来说，对其应力变化较大、力学特性复杂部分的局部应力、应变特性分析一直是一个比较繁琐的问题，一般的做法总是将结构作出简化，做一次初步的总体分析之后，利用初步的结果作为局部分析的边界条件，作进一步的网格细化，分析了解其复杂的结构力学特性。对先简支后连续结构体系来说，后连续端部一直是许多设计和旎工工程师关注的焦点，也是目前的设计和施工各方通常会发生分歧的关键所在。它对先简支后连续结构体系的效果有着至关重要的影响。后连续浇筑方式的不同，必然会导致张拉效果的不同，但其具体的力学特性分析却是很少有人涉及的问题。一种方法是采用实体单元作精细的网格剖分，但是其边界条件毕竟来自于总体的初步分析。因而结果直接受到总体分析的影响。虚拟层合单元法的出现，使得这一分析过程简化很多。内部材料允许为空的概念使得单元划分更为方便，可以一次性考虑整个两跨梁的网格剖分，而用材料的填充和挖孔、节点的分离与台并实现后连续端部的力学特性分析而不必采用额外的重新建模、分网等～系列过程。结合工程实际，瑞安飞云江大桥的后连续端部分析的模型如图4—3—4所示。需要说明的是，图中的两跨两 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究对应的是前面叙述的27跨和26跨，而横向上则有13块板，横向上各板之间除了在后连续端部已经完全连接外(相应的节点完全连接)，而其它部分则通过单元内部“挖空”和节点的分离实现横向各板之间的分离。而具体的单元分块详情见图4—3-4(b)。4．3．2．2有限元模拟结果分析我们重点考察方法1的后连续端部的力学特性。详细研究后连续筋张拉对端部的影响，并讨论横向上预应力筋张拉的顺序问题。挠度分析：表4—3—1～表4～3—7分别为对边板、次边板、第3号板、第7号板的预应力张拉所引起的27跨和26跨的跨中挠度计算和实测值。可见边板的后连续预应力张拉时比次边板后连续预应力张拉所引起的27跨和26跨跨中挠度稍大；而相比较而言，第3号板和第7号板后连续预应力的张拉效果则差别不大。表4—3—1边板后连续预应力张拉时27跨、26跨跨中挠度26跨跨中挠度(单位：mm)(1030／1032)27跨跨中挠度(单位：mm)(358／360)实测挠度计算挠度实测挠度计算挠度5．O4．7015O4．700表4—3—2次边板后连续预应力张拉时27跨、26跨跨中挠度26跨跨中挠度(单位：ram)(103211034)27跨跨中挠度(单位：mm)(360／362)实测挠度计算挠度实测挠度计算挠度5．04．6315．04．63l表4—3—3第3号板后连续预应力张拉时的跨中挠度(计算值)l26跨跨中挠度(单位；哪)(1034，1036)27跨跨中挠度(单位；mm)(362／364)}。．6244．624表4--3--4第7号板后连续预应力张拉时的跨中挠度(计算值)26跨跨中挠度(单位：mm)(1034／103627跨跨中挠度(单位：mm)(362／364)l4．6t·4．6ll结合前面的施工模拟结果，当不考虑后连续端部的一次性浇筑时，相应的跨中挠度为4．9ram，即后连续端部一次性浇筑对27跨和26跨的跨中挠度影响仅为5％。由此可见，总的来说，后连续预应力的效果受到端部浇筑方式的影响较小。 浙江火学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究后连续端部压应力分析：表4—3～4为不同号板的后连续预应力张拉所引起的后连续端部的压应力计算结果。分析表中的数据可知，边板张拉时有着晟好的后连续效果(即储存的压应力最大)，而次边板、第3号板、第7号板的张拉效果受到后连续端部一次性浇筑的影响亦很小。与施工过程模拟的结果(端部浇筑方式2的后连续端部储存的压应力为一7．1385Mpa)相比，相差仅3％。表4—3—4边板后连续端部预应力张拉时的端部应力的横向分布后连续端韶压应力(*106N／m2)预应力张拉的板编号USAP解ANSYS解．6．9178-6．9342边板．6．9177·6．9341．6．8473-68503次边板．6．8472·6．8503．6．8395-6．8417第3号板．6．8394-6．8415．6．8279-68301第7号板-6．8278·6．8301边扳及次边板连续我们在边跨和次边跨的后连续预应力张拉完毕后，记录7后连续端部的项面的压端部的应力实测值应力，边板到次边板的顺序压应力大小依次为：7．49、7．39、7．“、7．54图4—3～3为上述4块板的后连续预应力张拉时后连续端部的应力沿横向的变化(由于端部定面板的压应力沿横向的衰减速度很快，图中的曲线采用折线)。由图中曲线可以看出，不同板的端部预应力张拉所引起的连续端底面板压应力影响范围很小。以7号板的预应力张拉为例，其影响范围仅为2m左右，而向两边则迅速衰减。这进一步说明，后连续端部的浇筑方式对后连续的效果影响很小。 浙江人学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究喜7害6丢5倒4塞s箍2羹，蜊0皿．1图4—3—3不同编号的板连续端预应力张拉影响范围图示4．3．3关于后连续端部浇筑方法的主要结论由前面的分析可知，后连续端部的两种浇筑方式对后连续预应力的张拉效果影响很小。施工过程中，如果由于条件的限制(如端部立模困难、操作空间受到很大限制等)，后连续端部可以采用一次性浇筑，但考虑到边板的后连续预应力张拉效果受到的浇筑方式的影响最小，所以施工过程中，我们建议：施工中应该采用第2种浇筑方案；当受到条件限制而不得不采用第{种方案时，应该采用两组预应力张拉人员，从两边板依次向中间张拉，以量大限度的保证后连续效果。187 冀鞲端懈钕燃燃鞲瓣皱蠖姆转螺群蝴避双辍袋甘In；甘献匝艇精蒜求氓毒豁求懈钕嚣攥话瓣蒜蹬迪^4v妖奄皋8娶嚣求帮簿攥撂鞲张蓬譬帐蛙霉鹰缚蜊_呈『弑翟求料寸豫仪蟹牮扑书赣磐蚤扑杉燃蔷 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究4．4先简支后连续结构体系后连续端部预应力连接的新技术探求后连续端部的浇筑以及后连续预应力筋的连接方式，即采用何种方式将简支梁连续起来使之成为连续梁，一直是先简支后连续结构体系中一个重要的问题。前面的章节中我们详细介绍了目前国内后连续工艺的主要做法，大多在后连续端部的两边简支梁上对称的位置处做两个齿块，后连续预应力筋通过齿块对后连续端部的混凝土施加预压力，从而使得端部的后浇混凝土储存有一定的弹性压缩，避免了二期恒载和活载引起的支座负弯矩处的混凝土开裂现象。可以想象，这种后连续方式对抵抗支座处的负弯矩是有着重要的作用的，但对支座处的正弯矩却没有提供足够的效果，这种无法抵抗支座处正弯矩的现象对于静载的影响尚可以忽略，但是考虑到桥梁承受的是反复动荷载，在周期性的荷载的作用下，支座下方势必会出现裂缝，国外学者已经注意到这个问题，并做出了一定的研究。这一点应该引起国内设计、施工以及研究人员的注意。这种现象如下图所示。齿块_______——[二二与芒=兰jE±=兰习∈三二竺了[==习。U后连续端部一：—萨1f彳广t产刁后连续预应力筋图4—4—1目前后连续工艺的缺点图示简支粱架设后连续端部浇筑完毕后连续预应力筋张拉荷载作用下支座处的正负弯矩通过对施工单位的详细调查和施工技术人员的反馈信息，他们普遍认为，目前的设置齿块的做法还是稍显得有些麻烦．他们渴望也有必要找到更为简单的后连续工艺，以求增加建设速度和节约建设资金。根据国内外的文献调查，答案是肯定的。本节即是在借鉴美国目前的后连续工艺的基础上，讨论和改进并提出适合我国国情的后连续新工艺，探讨该新工艺在国内推广使用的前景。 浙江大学申请博士举位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥赫载试验分析和优化研究41藻国的现有结构体系为便予讨论，考虑一窿由l形梁、褒浇耩嚣蟊接缝缓藏豹辑粱土帮结稳捧必钢子。在奉方法介绍使用前，下列3种基本的多跨、装配式预威力混凝土结构体系已被广泛应用。《a)不襁连续设计魏筒支粱梅{牛；(b)按常规现浇钢筋混凝土桥丽板和接缝而形成的连续构件；(c)在全长藏丽内嚣张预应力筋所形成的连续构件。(见嘲4～4—2)a)篱支粱辑跨b)现浇{#鞭应力连接c)经后张j移成连续簧4—4—2健装鬈式强癌力演凝±浆连续静凡静方式肤结构性能、基本费飕移养护考蕊，第一转体系(熙4—4—28)效粜最差，它没有乖l用遂续结构的优点。为减小跨中挠度，提高极限抗弯强度。结构中配置了预威力，而避种作法将导致秘始躲秘最终躲上拱震，使构僻壤覆在琰麓魏最终蹬段产生较大戆囊上镶移，遮藏像“瓣行轨道”式的行车表面，这在桥梁结构中是⋯个缺点。而另外～个缺点是支承处的伸缩缝在水幕l防冻佬学燕静渗透下褥会迅速老纯。第二种体系(圈4--4--2b)属于连续体系，但它仅仅是对于桥面和梁形成整体厝的荷载而言，饲如附加恒载、活载剩冲击蘅载。因此，途种体系在某些方面具有与第一种体系同样的缺点，只不过程魔轻些。相对来说它霭要较离的预应力，这将导致过多的上拱度。另外，中190 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究间接缝处缺乏预应力也是该体系的一个问题，由于没有预应力，该处桥面板混凝土将会开裂，而随着裂缝的延伸和变宽，防冻剂、水和其他有害物质将会在裂缝中聚集，其结果是引起一些接头钢筋的腐蚀和混凝土剥落，造成混凝土接缝材料老化。第三种体系(图4—4—2c)是3种体系中效果最好的。预应力和初始上供度相对较小，中间支承处的接缝除白重外，对所有荷载而言都是连续的，而且接缝混凝土具有预压应力。但该体系造价昂贵，它需要专业化的施工队伍进行后张法的操作，需要较宽的腹板布置张拉管道，腹板所有锚固位置都需局部加宽(例如梁端处)并需用特殊钢板来承受集中应力。此外，施工程序也要求比较严格。步骤1步骤2步骤3步骤4步骤5}t非收缩混凝土苛蔼(a)第一种连接技术(b)第二种连接技术图4-4-3连接预应力混凝土粱的两种技术4．4．2美国内布拉斯加大学研究设计的后连续连接新工艺新方法的工艺构思：新方法以更为简单、直接的方式完成装配式混凝土先张(或后张)体系所做的一切。它利用在先张预制构件中合理布置钢束来“平衡”外部荷载，在桥面完成前利用相邻构件端部钢191 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究束的连接使构件形成连续，并使现浇混凝土接缝获得预加的压应力。这一点可用两种技术实现。第一种技术包括以下一些步骤(见图4～4—3a)：(a)先张构件的预制。其顶面钢束在中间接逢处需伸至构件端部外，并留有足够的长度以便各钢束交错连接而按要求切断。(b)用附有松紧装置的机械连接器将伸出的钢束连接。根据所用机械连接器的种类，它可以预先在预制场分别安装好，然后通过松紧装置将所有被连接的钢束均匀地拉紧。(c)用合适的千斤顶设备，在连接构件端部将构件向外顶，使接缝处所有被连接的钢束产生一定的拉力。(d)接逢处安装模板、浇筑混凝土并养护。所用混凝土应具有较高的早期强度和较小的收缩。在此过程中千斤顶设备必须使拉力保持一定的值。(e)当接缝混凝土达到所要求的强度时，即卸去千斤顶力，使接缝获得预加压应力。移去所有的顶部支撑设备，包括托架和其他各种装置。第二种技术包括下面一些步骤(见图4—4—3b)：(a)先张构件的预制。其顶面钢束需延伸歪端部外，并留有足够的长度，以便钢束交错连接而按要求切断．(b)安装合适的托架，在梁的顶部和底部设置支撑，以便钢束在张拉时构件端部位置保持不变。(c)用合适的机械连接器以较可靠的方式连接各钢柬并施加预应力，确保被连接的钢束产生一定的预拉力。(d)在接缝的剩余部分安模、浇筑混凝土和养护。所用混凝土应具有较高的早期强度和较小的收缩。(e)当接缝混凝土达到所要求的强度时，即移去定位支撑、托架和其他临时设施．使接缝获得预加压应力。这两种技术都使接缝混凝土成为连续并获得预加压应力，选择哪种方法将根据承包商的喜爱。第一种技术需要使用相当大的千斤顶设备，但它能保持总预应力值。第二种技术仅需较小的千斤顶和扳手。对不熟悉标准张拉程序的承包商来说。这无疑是一个比较安全的操作方法。但是，该方法施工过程较长，连接钢束要求完全粘结，以减少锚固设备引起的预应力损失。第一种技术己成功地用于实验室的试验中，而第二种方法已用于人行天桥上。192 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究新方法的实际应用：这一新方法己应用于内布拉斯加州林肯市第十街及v号街道人行天桥的设计中，该桥由两孔27m的边跨和3孔38m的中跨组成。由于上部结构高度受到严格限制，装配式预应力混凝土连续梁体系成为与钢结构竞争的对手。参加该桥比选的有下列方案：I形钢连续梁：I形预应力混凝土简支粱；I形后张预应力混凝土连续梁以及所推荐的新方法的梁。新方法形成的连续梁在经济和性能方面优于其他方案，因此得以在该结构推出并加以完善。投标前的试验：为了评价方案的可行性并改进一些细节问题。在内布拉斯加州立大学对这种连接体系进行了足尺试验(full-scaletest)。所浇筑的两根长3m的I形梁段，其横截面与第十街人行天桥完全相同。除梁底钢筋少一些外，梁的端部也同样进行了加强。为了在边部固定千斤顶的钢托架，每根梁通过顶部翼缘设置了7根直径32ram的螺栓钢套管(图4—4—4)。梁养生后，妥善搁置。用无锚具损失的镦头连接器将钢束连接，然后固定千斤顶托架，用千斤顶逐步施加2200kN的力，并在接缝处浇筑早强混凝土。接缝混凝土养生时，千斤顶的力需要保持不变。待24h混凝土抗压强度达到29MPa时，撤除千斤顶和托架。此试验的托架固定在翼缘的两边(如图4—4—4c所示)，使所施加的千斤顶力尽可能接近钢束的几何中心。这在试验中已有要求，因为试验中连接的粱数量少、恒载小，对偏心的千斤顶力不易承受。对于实际的梁，为了较好地控制现场作业，使用单个千斤顶可能更好。但是也应注意到，单个千斤顶的安装精度比两个千斤顶更为重要，即使微小的轴心偏差也应该避免。试验梁钢束伸出部分的连接采用镦头连接器，该连接器带有两种形式的松紧装置。为了研究它们各自的实用性，使用了两种不同装置。一种形式是利用螺杆和花篮螺丝；另一种形式是利用一对螵杆和螺母间的端部垫板。两种装置的镦头套管均在工厂安装，试件的其余设备则在结构实验室中安装。如果是实际的梁，所有设施均在现场安装。经比较，后一种连接装置操作空间受限，前者带花篮螺丝的装置显得更为实用(图4—4—5)。 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究横截面(a)预制梁(俯视图)300cm＼＼堡整奎筻∑(b)连接后的钢柬和调整后的松紧装置(侧视图)]凇I⋯㈥㈩㈣I—ll¨I8I5∑㈧i|—一圳¨川么⋯l9¨。fI黼A—A截面(c)千斤顶操作(俯视图)Ⅱ}—翌曼妻竺璺坠。．-，～l；÷‘，。÷；：．I—，l”’．‘“／4：·一?，‘．-f!：‘●●ji??“tBA(d)完成后的接缝图(侧视图)图4--4--4投标前试验试件的连接细节、张拉操作和完成后的接缝194B-B截面了尘 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型魉荷载避墅分析塑垡些堕塞图4—4—5形成连续的钢柬连接器试验时，用两根直径32cm的预应力粗钢筋，将“I”型梁试件两端与结构底板连接起来，然后用两个液压千斤顶在接缝处向上施加集中力(图4—4—6)，使被连接的梁承受逐渐增加的集中力，直至达到1700kN，试件以典型的剪切方式破坏。弯曲破坏的极限荷载是2600kN，而剪切破坏的极限荷载是1600kN。在接缝的顶部只有一条很小的弯曲裂缝。这条裂缝首先出现在1500kN荷载时。试件在1700kN剪切破坏后，卸去荷载，裂缝完全闭合。这种现象证明了钢束连接和接缝混凝土预加压应力的效果。 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究图4—4—6投标前的试验装置推广应用：以上介绍的连接和张拉技术除在桥梁上应用于梁的负弯矩区以形成连续梁外，还可用于另外几种情况：(a)在桥梁反弯点附近进行梁的连接。在大跨径桥梁中，使用本方法可增大构件的运输长度(图4—4—7a)(b)在建筑物先张梁的负弯短位置(支承位置)进行连接，以形成多跨连续梁(图4--4--7b)；(c)在先张楼板和屋面梁的最大负弯短处(梁支承位置)连接，以增加其结构效应(图4～4-7c)。是否按前述方法给接缝施加预应力将取决于经济效益。但不管接缝是否施加预应力，在预制混凝土构件之间通过钢束本身形成连续，都可提高其结构使用效应。新连接技术的优点：与简支先张构件或按常规方法现浇钢筋混凝土接缝而形成连续的先张构件相比，新体系具有以下优点：(a)全部中间支承处除自重外，对所有荷载而言都是连续的，因此跨中附近弯曲较小，梁的挠度较小，预应力值和上拱度较小；(b)钢束布置合理，用量少，从而节约了费用； 浙江火学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究(c)由于预应力和上拱度较小，因而徐变较小。桥面比较平顺，较少出现“滑行轨道”式的桥面；(d)接缝处的预压应力减少甚至消除了接缝区域的弯曲裂缝。所以混凝土表面防冻剂的渗透较少，从而减少了接缝区域的钢筋腐蚀。与先张或后张体系比较，新体系具有以下优点：㈨无须后张法张拉端昂贵的锚具；(b)为了布置后张预应力管道，“I”型梁腹板常需加宽，使混凝土、钢筋和钢束的用量增加，梁的自重加大。新体系无须管道，所以节约了由于腹板加宽而引起的一系列费用；(c)取消了后张法中由于张拉端应力集中而设置的锚固块．从而节省了锚固端加固用的混凝土和钢筋；(d)不需要管道灌浆；(e)由于钢束连续穿越接缝。所以在连接区不需担心钢束的传递长度。彪弋E二j[二一E—崩刍Q)桥梁主集反弯点b)建筑橱集负弯矩区c)楼板和屋面板的负碍矩区图4—4—7新连接方法的其他应用情况新连接方法的经济评价：MaherK．Tadros和JosephA．Ficenee等人认为，由于该种新的连接方法较之其他的连接方法具有结构上的优良特性，因此应该作为先简支后连续结构体系后连续的首选方案。首先，它使预制装配式预应力混凝土构件获得了直接的连续，特别是在承包商获得了经验和自信的时候，这种连接方法可以成为更加经济合理的选择。 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究为了获得该种连接方法的相对费用情况，可以将之和全长(如ll—length)后张拉体系(与该体系在结构性能上最为接近)作对比(见表4--4--1)。考虑一个75米长、两跨I型通过梁(AASHTO型)，后连续钢束直径为12．7ram，推荐的连接方法需要24个连接件，每个连接件大约需要$25的材料费用和755的连接劳动力费用；后连续预应力钢束共需1800米，每米0．255；每一个接缝的千斤顶和定位支承费用大约为3005。所以，不包括混凝土，一个接缝的总费用大约为42005。如果采用传统的后张预应力连续法，后张拉钢束的总重量为1420kg，另外，翼板必须统一加宽25mm，这将导致多利用4．5m3的混凝土，AASHTO型Iv号I粱的高度为1．37米，假定O．5蚝的预应力连接钢束的材料和人力消费为2$，1．3m3的混凝土费用为6005，后张拉和翼板变宽的总消耗费用为83405，两个端部块需要室内张拉的锚固器件以便加强混凝土抵抗锚固应力集中，这些块大约需要6005，因此这种方法总共大约需要89405。表4--4--1两种连接方法的经济对比新方法的费用(一个接缝)传统方法的费用连接件：24个(1005／个)混凝土的增加量(翼板加厚导致)：4．5m3后连续预应力钢柬；1800米(0．25∽R)每公斤的预应力连接钢束费用：45每个接缝的千斤顶和定位支承费用：300$低抗应力集中的锚固齿块总费用；600$共计费用：4200$共计费用：8940s当然这只是简单的比较，因为它并没有考虑其他重要的因素，例如传统方法导致的梁的重量的增加和由此对梁的承载能力的影响等。但它证明了这样一种观点：该种后连续方法在经济效益上是十分诱人的。4．4．3先简支后连续结构体系的后连续涟接工艺的改进形成先张混凝土连续构件的新技术已经推出并已经过实验室试验，同时也已经应用于内布拉斯加州林肯市人行天桥设计中。这一新技术不必采用常规的后张法就可使先张混凝土构件成为连续构件，具有很大的潜能。但是我们应该看到，他们建议的新方法，由于需要有合适的安放千斤顶定位支撑的空闻和方法，因此目前大多应用于I型组合粱。而对横向有多块梁或板的情形(如本工程实例)，则该种方法的应用受到很大的限制。另一方面，由于该方法要求在全长范围内实现预应力筋的连续且一次实现预应力筋的张拉，预留管道的摩阻力随着预应力钢铰线长度的增加而迅速增大，因此该方法适用的最优跨数为2～3跨(而跨径可 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究达到60～100米)。借鉴我们目前的施工工艺中设置齿块的做法，我们认为可以在连续端部的永久支座位置的两边对称设置两个定位齿块作为千斤顶的托架，而为了消除新连接工艺适用跨数的限制，可先锚固好预制板或梁的先期预应力筋(事先预留一段用于后连续的连接)，这种方法适用于设置千斤顶托架比较困难的空心板梁，而对于容易设置千斤顶托架或端部设置横隔板的T梁或箱梁而言，可采用端部横隔板或设置托架实现后连续预应力的连接，此处设置齿块是因为空心板粱简支梁架设完毕后没有相应的空间设置千斤顶托架。推荐的后连续连接方法和施工工艺流程如下图所示。步骤1步骤2步骤3步骤4步骤5非收缩混凝土荦譬蔫收上JI，除爨兰(a)第一种连接技术(b)第二种连接技术图4—4—8推荐的空心板梁后连续工艺当然，对于上述方法，我们提出的仅仅是一个设想，而要在设计中采用，仍然需要工程建设各方的共同配合。我们相信，“当承包商获得了经验和自信的肘候，这种连接方法可以成为更加经济合理的选择”(MaherK．Tadros，JosephA．Ficenec等，1993年)。 浙江太学申请博士学位论文第4章走简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究4．6先简支后连续结构体系的经济效益评估实验研究、理论分析的最终目的还簧落根于经济效益的评价。目前普遍认为，后避续端部的酝簸阀题俊褥商楗，一方爱因为过犬的配簸量造成了工程上的浪费；悉努一方嚣，端部过大的配筋量避成了端部较小的施工操作空间，增加了钢筋焊接的难度。尽管后来在端部的配麓上镘了一迩静致遴，毽是禳二[遘程申仍然存在骜类鸯要静润瑟。我餐翔遵，黠嚣翦静先篱支后涟续结构体系的设计而言，旗预制构件仍然采用简支梁的设计方法，此即愆味着厝连续豹强耱仅饺考虑永久支瘫楚预爱在设计耱载下静披应力，祷忽雏了籍连续预藏力的其他律用，如后连续预应力仍然会使预制板产生更大的跨中“预拱度”，柏艘的底面板亦将储存更多的弹性压缩。基于这一观点，我们认为，对先简支后连续结构体系的配筋丽肖，我们不应该仅仅把焦点集中在后连续端部上，丽是对该结构体系的醚魑(包括营遁镊筋和颈应力篾)进行通盘考虑，即包括简支构件的普通钢筋配筋和预应力筋的用量、厢连续端部的普通钢筋配簸拳l压连续颓应力笳戆爆量。本尊我们将裂鼹黄藤育关章蕊夔主要结论，对毙篱支爱连续结构体系的配筋优化问题做一个粗略的揲讨，并进行简单的经济效靛对比。本秘努戆镪藩谯纯依摆为嚣帮有关章节定义豹安全系数(帮残擀籍诺存静藏力帮设计最不利荷载作用下产生的威力的比假)为基础，考虑到规范对简支粱普通钢筋的配筋要求以及簿支梁的窝身特点，我背j仅对其颓应力的翔量提出建议。但对于后连续端部丽富，不双臻考虑其营通钢筋，重点考虑后连续颓应力筋的用量。我们假定毙簿支后连续结构体系的最不裂跨(端跨)跨巾弯曲应力的安全繇数取1．5，而对生要承受活载产生的拉应力的后连续端部两言，我们取冀安全系数为1．2。这{荸，搬握翦覆黪分摄可知，承受饕载最不剃熬蝼踌粒跨中弯曲应力安全系数为2．42，而承受最不利活载情况下受力摄大的殿连续端部(27跨～26跨囊连续蠛郭)静安全系数鸯2．2。二者均有缓太豹配簸倪纯空闫。在此基础上，我们对单块板和后连续端部的钢筋和预应力筋数量给出如下的建议。庶该说明静是，考虑捌舀静静施工工熬，我们仍在设萋齿块用作薪连续预威力锚圈点的施工工艺下考虑材料的建议用量和实际用羹。若考虑新的连续工艺，则会有更火的经济效益。表4—6-1为一块板的材料数黧，表4—6～2为一个后连续端部的材料数簿袭。由衷4—6一l中数搬可见，仅仅考虑摹块扳的镪铰线数爨，捞摹聿霹跌繁餐25％，鼗辩的安全系数为1．815，仍然大于我们给定的跨中弯曲应力安全系数。袭4—6—2为一个露连续壤帮蕊嚣设诗预瘟力钢铰线毒|糕数量嚣建议豹嚣辩凄量。不考虑普通钢筋的用最，仅仅钢铰线～项可节省16％的材料用量，而此时的后连续端部的安全 浙江大举申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系ff勺原型桥荷虢试验分析和优化研究系数仍为1848。远大于我们给定的安全系数1．2。当然，上蠢的经济效益评德憝十分篱孳瓣，它忽略了缓多的嚣素，嚣仅仪献材料熬角度和安全系数来考虑的，但它至少给我们提供了一种观点。另外由前面的相关内辚分析可知，壤跨与次装跨静受力存骜较大静蓑剐，攘应麓琵骜胃叛分臻考虑浚达爨更热经济静蟊豹。我们认为，考虑到先简支后琏续结构体系采用的增大趋势，革新设计所带来的经济效益将会是十分显蔫静。表4～6—1一块板钢绞线树料数量原设计的钢绞线材料数量建议的钢绞线材料数量柬号l2哀号l2直径(mm)d’15．244，15．24直径(mm)d，15．24∥15,24每根长度(∞)2097．62。88．2每根长魔(cm)2097．6208嚣．2根数8撮数6共长(m)167．808167．056共长(m)125．856125．292波纹管(m>78．56波纹管《m；7美56单位蘸(kg／m)I．102单位墓(kg／m)1．102著重f鼬3娃敝共lt(kS)25I．148袭4—6—2一个蓐连续媾帮鲍钢铰线辩辩数羹表原设计的钢绞线材料数量建议的钢绞线材料数量京譬l2采号l2直径(ram)d’15．24∥t5,24直径(M吣∥15．24∥t5：24每根长度(crn)1377．6877．6每根长魔(cm)1377．6877．6梗数年矗撮鼗雀4共长(m)55．10452．656共长(m)55．10435．104单位重(kgim，i．鞠2单位重(1cg抽)1．102共重(k鼬118．75共重(堍)99,409YMBl5--3／2锚具(套)4／4YMBl5--3／2锚具(套)4／4建径为60×tgmm赢波纹管(m)16。03蠹径为60×19ram藤渡纹管(m){6．83 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究4．7混凝土的收缩徐变对先简支后连续结构体系的影响研究4．71引言混凝土的收缩和徐变对结构的变形、结构的内力分布和结构内截面(在组合截面情况下)的应力分布会产生影响。对于预应力混凝土超静定结构，混凝土徐变变形受结构多余约束的制约，势必会导致结构徐变的次内力。先简支后连续结构体系在形成连续梁前，由于构件预制，至吊装就位时，徐变和收缩已部分完成，对结构的影响将减小。但后期的徐变和收缩的影响仍将存在，因此应分阶段考虑。预制主梁架设就位后，未浇注湿接头之前，尽管已铺设负弯矩钢筋，一定程度上约束了大梁的变形，但可以认为徐变变形只增加结构的变形，而没有引起反力及结构内力的变化，应按静定结构考虑。但浇注湿接头后，随着时间的增加，混凝土将继续产生徐变，此时变形受到多余约束的制约，结构内力亦随之而变，即结构重力因混凝土的徐变而产生的负弯矩，是随时间接一定的规律变化的，先期(简支)结构的恒载弯矩在后期(连续)结构中产生了重分布。目前对于混凝土的收缩徐变对先简支后连续结构体系的影响仅有少量的报道(刘中林等，1995年)，而相应的计算方法则主要采用规范上相应的公式以及根据规范所开发的平面杆系有限元程序。如图4—7—1，为某简支梁(先期结构)转换为连续梁(后期结构)的计算内力图示。8)52222222252225223252刊b)；E三三jJ。)__：j7___■=7_]’-。。t．．。。‘1劬_≯≮《≮。，≮彰惠参d＼Mi8先期结构(多孔简支粱)后期结构(连续集)先期结构的初弯矩后期结构的弯矩t时刻，粱上实际弯矩图4—7—1简支粱转换为连续粱的计算内力图(刘中林，1996年) 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究对于加载龄期相同，由简支变连续情况下的连续梁徐变内力计算公式，我国《公路钢筋混凝士及预应力混凝士桥涵设计规范》建议为：M∥=Mlg+(．W29—Mlg)【1一e一9‘”’](4—7—1)式中：M#一在恒载作用下，考虑徐变影响，连续梁任意截面在t时的实际弯矩；M2。一连续梁(或称后期结构)在恒载作用下的弹性弯矩；Mlg一基本结构(或称先期结构)在恒载作用下的弹性弯矩。此为恒载下的结构徐变内力计算，预应力混凝土连续梁还要计算预加力所引起的徐变次内力，同样可使用上述公式，所不同的仅是外荷载形式变化，可相应改变外荷载项的有关计算部分。可见，在任意时刻，结构由恒载产生的徐变次内力为：(肘29—MIg)【卜P一9‘”’】(4—7—2)4．7．2混凝土的收缩徐变对先简支后连续结构体系的影响分析本文仍以飞云江大桥引桥为实例，采用平面杆系有限元程序(桥梁博士--BddgeDoctor)对混凝土的收缩徐变效应进行研究。4．7．2．1数值模拟的基本说明：本次模拟的模型共有111个节点、110个单元。所考虑的工况和实际的施工顺序一致，详细的工况信息见图3—2—4所示。具体的每一个工况的时间见表4—7—1。表4—7—1每一个工况的持续时间工况天数工况天数简支梁架设阶段60第三个端部混凝土的浇筑和后预应力张拉120第一个端部混凝土的浇筑和预应力张拉80第一个端部混凝土的浇筑和预应力张拉140第二个端部混凝土的浇筑和预应力张拉100体系转换阶段160注：对于体系转抉完成后，本次模拟分别计算了180天、360天、1000天、2000天、4000天、10000天收缩、徐变情况4．72．2混凝土的收缩、徐变效应分析根据实际的施工状况，我们对飞云江大桥引桥混凝土的收缩、徐变效应进行了分析研究。我们主要考虑端跨和次端跨跨中挠度随计算时间的变化；端跨跨中弯矩以及第一个后连续端 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究部的弯矩受到混凝土收缩徐变的影响。图4—7—2为端跨和次端跨的跨中挠度随时间的变化曲线。由图中曲线可见，在第60天时，端跨的跨中挠度由于混凝土的收缩徐变而引起的F沉量为6．14ram，第200天时，跨中挠度由于混凝土的收缩徐变而引起的下沉量为6．81ram，～年以后基本上没有影响(10000天时的下挠量为6．87mm)，可见混凝土的收缩徐变在60天时已经完成了90％，而由施工过程可知，此时简支梁刚刚架设完毕，后连续端部还没有浇筑，即体系处于简支状态。此即意味着在混凝土收缩徐变发生量晟大的时间并不会引起力矩的重分配。由施工过程可知，当第4个后连续端部浇筑和预应力张拉至体系转换完成后，已经过了160天，此时混凝土的收缩徐变基本已经完成，这一点在相关文献中也曾得到证实(刘中林，1996年)。图4--7--2混凝土的收缩徐变而引起的跨中挠度随时间的变化曲线图4—7—3为端跨和次端跨由于混凝土的收缩徐变和预应力损失而导致的端跨跨中弯矩和第一个后连续端部的弯矩损失量随时间的变化曲线。由图中曲线可见，端跨的跨中弯矩损失值在第60天为1．55Mpa，而损失的最终值为1．62Mpa，即简支梁架设完毕后(简支梁状态)跨中弯矩由于混凝土的收缩徐变和预应力损失而引起的跨中弯矩减少量为1．55Mpa，而最终的损失量为1．62Mpa。到后连续端部浇筑时跨中弯矩损失已经基本上完成。而后连续端部(第一个后连续端部)的最大弯矩损失值仅为0．426Mpa，占后连续端部总弯矩(约为6．36Mpa)的6．7％。由此可见，由于预制梁的时间较长，混凝土的收缩徐变已经大部分完成，后连续端部的压应力效果损失受到混凝土之收缩徐变的影响比较小。 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究图4--7--3端跨跨中和后连续端部的弯矩损失受混凝土的收缩徐变的影响曲线本章小节总结本章的内容，得出的结论如下：冀通过对先简支后连续结构体系的单块板、五跨一联空心板连续梁荷载试验、整桥汽车活载试验分析可知，在设计荷载作用下，跨中底板所产生的弯曲应力大大低于其承载能力，跨中弯曲应力最大安全系数可达到2．2；*无论是五跨一联还是整桥活载试验，都表明了目前设计情况下后连续端部所储存的压应力大大高于设计荷载所产生的弯曲拉应力；五跨一联空心板连续梁后连续端部的安全系数可达1．86，而整桥活载作用下后连续端部的安全系数可达2．2。这说明目前的后连续预应力设计太过保守，预应力筋和普通钢筋均有很大的优化空间；这一点在对先简支后连续结构体系的影响面分析中同样可以得到论证。冀通过对先简支后连续不同施工工序的力学特性研究，我们认为，后连续端部浇筑以及后连续预应力张拉的最合理施工工序为：“隔跨浇筑、隔跨张拉”。若采用一次性浇筑各个端部，则不同的后连续预应力张拉顺序的最终结果相差不大。而临时支座的拆除对于不同的后连续跨数有着不同的最合理工序，针对目前的后连续跨数(n)多大于5，即至少由4个后连续端部的情形(n≥4)。我们建议的拆除原则为“隔跨拆除”，而不应该是目前设计中经常建议的对称拆除；冀借鉴国内外的后连续工艺，我们提出了适合我国现阶段施工条件的后连续新工艺，它将有着很大的经济效益和社会效益；冀先简支后连续结构体系的开裂和破坏模式随最不利荷载布置方式的不同而变化； 浙江大学申请博士学位论文第4章先简支后连续结构体系的原型桥荷载试验分析和优化研究#针对目前的设计保守现状，我们根据分析结果对先简支后连续的后连续端部普通钢筋和预应力钢筋的用量给出了建议，对后连续预应力筋一项，如果仅仅从安全系数的角度来考虑，材料可以节省30％左右，具有较高的经济效益。当然这种考虑是不尽合理的，但是它向我们传递着一种信息，即目前的设计存在着较大的优化空间。∞由于梁的预制至后连续端部的浇筑时间较长，混凝土的收缩徐变已经基本完成，因而对该类结构体系的影响将显著减小。 浙江大学申请博士学位论文第5章结论殿展望第5章结论及展望5．1本文结论通过奉次先篱支精连续结构体系的原藿桥试验和FEM模损研究，我们得出的结论如下：(1)先籁支后连续结构体系的分析瑷论问题尽管目前对先简支后连续结构体系的分析多以空间粱／杆系有限元法为主，但杆系结构分板蠢法算不熊真实地魇映挢粱结梅鳇空阚力学特性。由于平垂分老学中不可避免鲍蠲劐“蕊载横向分布系数”这一概念，而髑前的规辆对先简支后连续缩构体系的荷载横向分布系数并没寄攘度豹矮是，瑗鸯瓣设嚣稳獗究大多采疆燕蔻孛铰接摄熬璜魏分布系数，这莪整得理有的设计具有很大的随意性，造成了工穰上不必要的浪费现象；由于先简支厨连续结构体系翳采用静截蕊大多为籀粱、T粱、空心板粱，它翻可戳看俸为板与板连接丽硪的折袄缩构：因而熊够采用通用的板巍单元法程序(如ANSYS、SAP等)米进行这一类结构体系的空间力学分析，但是由于先简支后连续缩梅体系要经过简点梁预制、后连壤墙部浇筑、后连续预应力筋的张控、临时支壤的拆除筹一系歹哇的过程，使镊在这一类结擒瓣分耩j建程中熏臻不断的变换网格、去除和添加材料等等一系列繁琐的过程，使该方法的应用受剡了限制。当然，终为齄够爱映撬粱囊实豹空趣力学凝态静一黪分板方法，不应该嚣先逶用程穿煞燕叛控制而放弃使用，我们利用了FORTRAN程序来编辑、输出ANSYS程序的命令流文件，妪接通过控露l翕令滚静方式实现对先箍支螽连续结构钵系静捷工过程模攒，亦取褥了较好魏分析结果，这种利用外部的编辑器和穰序的命令流相结台的方式，大大减少了结构分析前处璩的工作篮，也是德得提倡使用的一种方法。但是经典的板壳单元法存在蕾潮分单元数目多，相应的节点自幽度总数多，求瓣费对等缺点。两掇纛单元转角自由凌的存在，弗来了不同单元问的节点连接、自豳度耦合簿一系列问题：虚拟层合单冠理论为浙江大学交通所徐兴教授撼趣的一秘毅敕寿浆嚣分辑撰沦，近搭采在其漂疆组嚣澡，】会稼下歌舞熬较丈戆j燕震，基于虑拟层合单元理论两开发的虑拟层合有限单元法程序(USAP)经过大量的工程算例检验，蕺褥了王穰主较惫瀵意魏鲮纂；该方法在三维实薄簟元酌基程上，透过《l入稚痤静梁、板、壳的假定构造出一系列的实体退化单元，并进一步通过引入虐拟带点、单元内分爆、分块、分段蕃一系到手段，使搏在螽樊结构的空褥力学分桁对，革竞的翔分焚加方便，数目大大减少(糨应的自出度亦大大踱少)，运算效攀犬大攫燕。虫子曼维块体溅化单元誉存在转角自由度，因而更加友好，便于和其宦单元连接，而从三维实体簿参元出法引入栩应2ll 浙江火学申请博士学位论文第5章结论及展望的板、宪、梁等假定而书暂造单元的做法，决定了此类单元能够考虑各类结构的剪切变搿t噩藤分凝结果更加符会实际馕冼，具毒良好戆工疆旋嗣裁繁。(2)先简支后连续结构体系的设计问题先蘧支爱逡续结筠髂系弱组传一颡耩巍心摄粱辩善鬻琰癜匆在葵跨牵褒鬻撮鞫磊逡续预应力筋的锚固齿块均产生了较犬的压应力储备(奉工程中约为14Mpa，13帅a)，为二期恒载、汽率活载载及焉连续预应力酌张控摄像了足够静应力变化空两。这表鞲嗣前将先简支后连续缡梅体系的预制构件(板、粱等)按简支构件设计的方法显得保守，没农充分利用先筒支藉连续结构体系本身的优点，通过研究先简支后连续缩构体系的挠度、威力影响灏，弗与篱支粱铰接授的挠度应力、威力影响嚣作了对比分辑同样可以得剿相戗魏结论，帮鏊翦的设计太过保守。由后连续端部的浇筑和后连续预应力的张拉过程仿真分析结粜可知，不同最连续燧帮魏壤斑交张控罄会{l起蘩粱娠螅上挠(体系转换裁)，毽哭砖襁邬靛鞭跨影璃较大，而对隔跨粱板，其影响几近忽略不计。对于后连续端部的压应力以及每一踌梁板的脏力变纯馕；嚣聚存在羹翔弹豹规建，在器裁游设诗获凝下，嚣递续端帮储存7较犬蠡每弹性瘫缩(本z程中，即使不考虑混凝土本身的抗拉强度，储存压成力量小的后连续端部的安爱系数也融经达到2．2)，袭螭磊连续预应力的设计相当保守。嚣跨一联的施工过程模拟中发现，固时我们一藏忽视的体系转换在整个先赫支后遵姨结梅体系的施誓过程中舆奢相当熏要的地德。以本Z程为例，体系转换而引起的端跨(23跨和27跨)粱板的下挠髓最大，而由于体篆转换所产生螅次璇跨(24跨积26跨)鳃上舞量甚至珑橇嚣层镶装}l越鹣下挠量还要大(威力变化规律与挠魔的变化搠律相协调)，这～点对确定体系转转程序有糟重要的意义，应该{{起是够熬重鬣。(3)先简支廒连续结构体系施正工序问鹣针对强蔫对兜箍支后连续结构体系静施工工序存在较大势皱这一现状，我们采用有限冗法进行了各种施工工序细致的模拟研究。通过对先简吏质连续不同施工工序的力学特性分析，我们认为，衙连续端部浇筑以藏后连续灏应力张拉的最合耀施工工序为：“隔跨浇筑、隔跨张投”。若采用一次性浇筑冬个媸部，则藤连续鞭瘫力的爨犍鞭疼瓣鼍终的熬髂蒜力效果相差不大，可以根据具体的旋工条件自主_i盎择。该过程可根据先简支后连续踌数的不同霞晦有变纯。浆聪支痉嚣攒除对手苓霹弱震滚续跨数褰羹不翳靛纛金甏王痒，钳对嚣黎麴后连续跨数(n)多大于5，即至少由4个后涟续端部的情形(n》4)。找们建议的拆除原则为“隔跨拆除”，蕊磊蓑设计中经鬻建议魏对称拆除狳幡时最不利貉耐赢燕拆除撇痔。后涟续端部的浇筑方式对后连续预应力的张拉效果影响很小。施工过程中，如果由于茄件的限制212 浙江大学申请博士学位论文第5章结论及展望(如端部立模困难、操作空间受到很大限制等)，后连续端部可以采用一次性浇筑，但考虑到边板的后连续预应力张拉效果受到的浇筑方式的影响最小，所以施工过程中，我们建议：施工中应采用第2种浇筑方案；当受到条件限制而不得不采用第1种方案时，应该采用两组预应力张拉人员，从两边板依次向中间板张拉，以最大限度的保证后连续效果。(4)先简支后连续结构体系的其它问题对于本类工程而言，由于梁的预制至后连续端部的浇筑时间较长(一般为2～3月)，混凝土的收缩徐变已经基本完成，而现浇的后连续端部混凝土的收缩徐变对该体系的影响较小。但对于下设简支钢梁，上设混凝土板的先简支后连续组合结构体系，混凝土的收缩徐变则需要深入的研究。先简支后连续结构体系的开裂和破坏模式随量不利荷载布置方式的不同而变化。借鉴国内外的后连续工艺，我们提出了适合我国现阶段施工条件的后连续新工艺，“一旦承包商掌握了该项技术并获得经验和自信时”，它将有着很大的经济效益和社会效益。针对目前的设计相当保守的现状，我们建议，充分利用先简支后连续结构体系的一些优点，对目前的设计大胆革新。例如，仅考虑后连续预应力筋一项，我们认为预应力钢铰线材料可以节省30％左右，但相应的安全系数仍能满足工程规范要求。5．2展望以及将要开展的研究方向通过对先简支后连续结构系的原型桥试验和有限元模拟研究，我们取得了一些有意义的结论。但对于以下问题，仍将需要理论和试验上更加深入的研究分析(1)后连续端部普通钢筋的优化问题(2)混凝土的收缩徐变对先简支后连续组合结构体系的影响问题(3)先简支后连续结构体系的开裂荷载、极限荷载和破坏模式问置(4)先简支后连续结构体系的截面型式和尺寸优化问题(5)先简支后连续结构体系中不同时期张拉的预应力之间的藕合问题213 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浙江火学申请博士学位论文致谢深深的谢意献给我的导师徐兴教授。正是徐老师的悉心指导，对许多问题的耐心解答，才使本人的博士论文得以顺利完成。我是幸运的，因为我遇到了这样一位可亲可敬的导师。浙大求学三年来，徐老师平易近人的风格、高尚的人格、严谨的治学作风、学术上的高深造诣以及淡薄名利的品性深深的影响了我。导师不仅在学业上给学生以耐心、细致的指导，更是在做人乃至其他许多生活及工作细节上成为学生的楷模，也将成为我以后工作和生活中学习的典范。一个新的环境，～个新的专业，使我的学习比别人有了更多的困难，这一点我比别人或许会有更多的体会。至今我还清晰地记得在监理公司第一天工作时的情景。那是一次极其普通而又十分重要的会议。说它普通，是因为它仅仅是一个简单的工地例会；说它重要，是因为它是我接触结构工程领域的第一次学习。在那次例会上，我听到了一些结构工程和桥梁工程中最为基本的概念，聆听那些专家们的侃侃而谈，我从心底里充满了羡慕。在做驻地监理工作的时间里，有过瓢泼大雨中步行在泥泞、满是积水的十多公里便道上来回收取粉喷桩资料的经历；也有过深夜里忍受蚊虫叮咬坚守在立柱浇筑现场的体验；有过两天两夜没睡觉排除砂桩施工机械故障的冥思苦想；也有过深夜里几人共吃一碗方便面的欢乐，这一切都将成为永久的回忆深藏于心中。也正是这一段经历为后来的学习带来了很大的益处。感谢浙江大学岩土工程研究所的凌道盛副研究员。凌老师开创性的程序研制工作为本文的研究提供了坚实的基础，而在程序应用和功能扩充、拓展方面更是给予了无私和热情的帮助，这一切都为本文的顺利完成提供了保证。博士论文撰写过程中，我不能不感谢许多曾经给过我帮助的朋友。他们有的与我素昧平生，有的曾和我朝夕相处。感谢无锡市公路管理处的何林兴先生寄给我一篇急需的英文文献：感谢交通部二航局张中锋等工程师、高速公路监理办的许人平主任、陈显春主任、浙江省交通规划设计研究院等建设各方在本文原型桥试验过程中所给予的大力协助。感谢上海大学数学科学搏士后流动站的陈锋博士、浙江大学士木系博士后漉动站的王宏志博士、浙江大学物理学博士后流动站的汪雷博士，他们曾直接或阔接的给予本文有益的思路和启示。感谢室友数学系的陈旭锋博士、信电系的盛钟延搏士、胡慧珠博士，与他们的朝夕相处使我三年来的浙大生活充满乐趣。感谢交通科学研究所的黄志义副教授和王福建副教授。感谢黄老师三年来给予我的很多 浙江大学申请博一L学位论文帮助以及为本论文所提供的工程背景。另外也要感谢陈伟球教授、项贻强教授、州‘贵如副教授、蘩金褥副教授等老孵在学习过程串氍绘予的据点。三年来与师兄弟们的融洽相处，结下了深厚的发谊。论文期间得到了汪劲丰、程晓东、鳝垂红、宋蒸、王撮戳、褥为、赵茨军、千莠、张治成、逑秘光、率索躐、宓娲、陈藕莎、刘巧玲等师兄弟和师妹的热情帮助，在此表示感谢。深漾的歉意翻愧疚量绘我的妻子张允女士，三年来的两地生活菲馥没有抱怨，而且给了我生活上、精神上无微不蕊地关怀、体贴和鼓励。感谢我的父母和哥哥姐姐，他们的无私奉献和疼爱给了我完成学业的勇气。摄爝向文献中绘了我谗多启迪的专家学赣们致以深澡的皴意。210豫强2002年12月浙江大学玉泉较医 浙江大学申请博士学位论文个人简介陈强，安徽滔县人，1991年考入淮麓]：韭学院资环系水文地璜与一日鼙地质专业学习，成绩优良，多次获得一等、二二等奘学金及三好学生、优秀团员等荣誉称号。95年考入南京大学地科系，墩读岩土工程硕士学位，师从我国的工程地磺以及岩土工程专家罗国煜教授，腱事边坡稳定、地基处理、基坑黪求稳定、隧递工趣等方瑟磷究工作。硬±除段在国内拔心刊物上发表论文三篇(麒中两篇为第一作者)，曾获南京大学研究生优秀奖学众、三好研究生。毕韭蓐在潦垒罄矿玲研究巯瀣±工程辑究黪麸搴接±场静稳定愁研究(本A负责捧生场的力学特性有#日元分析与研究工作)，后进入浙江大学建设般理公司从事道路、桥梁方丽的蓝理王作。2000年舂进入浙江大学土木系攻读结搦工程工擎博士学德，师飙我禽的谶体力学专家徐兴教授，从事符类结构的力学分析与研究。博士期间，不仅扑修了道路与桥梁二】：=程专业本科及研究生阶段的课程，如《道路工程》、《桥梁工程》、《工程弹塑性力学》、《计算结构力学》、《弹性力学中的变分原壤》、《离等钢筋混凝±结构》、《非线性有限元及程序设诗》、《预成力混凝土连续梁桥》、《大跨度桥梁理论》、《现代斜拉桥》、《桥梁结构计算力学》、《桥梁抗震》等；逐选修或旁瞬了褶避专业瓣其链漂疆，魏《近t℃数学》、《蔫等渥凝±学》、《离等钢缔构理论》、《高层钢结构设计理论》、《高等结构动力学》、《结构的非线性与稳定分析》、《延絮与舞壳绫稳》等。三年来求学嚣嚣瑟誊不忘积极参热交通所老拜豹瓣瓣课蹶，增长l=程实践知识和培养解决问题的能力。先后参与了杭州市绕城北线粉喷桩加固高速公路软土地基韵试验研究(负责耪喷桩复合地藻的力学特性分97．gt加固效祭评价)；杭州市绕城北线道路及桥粱工程质量监理(负责薅个标段的道路和桥粱质量控制)：浙江省滠州瑞安飞云江大桥先简支后连续缩构体系研究(负责试验研究方案的制定、结构的空间力学分析、施工过程模擞及毙麓支鑫连续结捣体系的优纯、擐告的撰写等一系列工傍)：裹遴公踌改拣溺毒路巍结构的路运特性试验研究与分析；浙江省富眷江大桥(系杆拱桥)拱角裂缝原因分析及加闽设it(受责系抒揆辑熬力学分辑)等。博士淤段发表论文9籍(燕发表论文瀵擎)，先鑫获得过浙江大学研究生院“一等奖学会”、浙江大学“工藤奖学金”、“三好研究生”。具备独立承担(组织)课越研究的熊力。 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