预应力混凝土斜拉桥

预应力混凝土斜拉桥（精选七篇）

预应力混凝土斜拉桥 篇1

1 工程概述

南屏大桥位于江苏省海安县通榆路, 跨越栟茶运河, 路线与河流夹角62度。项目路建设标准城市主干道, 设计时速60km/h, 桥宽:总桥宽49m, 塔区局部加宽至51.2m。按双向八车道布置, 中间双黄线0.5m, 两侧快车道各14.75m, 两侧各设置人行道2.5m、非机动车道4m, 桥塔及保护区 (引桥为侧分带) 两侧各3m。荷载标准:城-A级, 人群荷载按城市桥梁设计规范选取。

南屏大桥全桥跨径布置为6×20+ (108+46.1+33.9) +2×20m, 主桥为独塔双索面斜拉桥 (主塔位于河北侧) , 引桥为先张法预应力砼空心板梁桥。主桥和北侧引桥位于直线段, 南侧引桥位于R=2400m平曲线上, 纵坡分别为2.45%和2.48%, 凸型竖曲线R=3500m。

2 主桥结构设计

2.1 总体结构设计

根据本桥桥面过宽的特点, 结构体系确定为塔、梁、墩固结的独塔双索面斜拉桥, 拉索呈扇形布置, 梁体采用预应力混凝土双边箱梁, 该体系整体刚度大, 稳定性好。同时, 为提高整体刚度, 在边跨设置了辅助墩, 边跨利用边箱内设置压重块及引桥压重来平衡斜拉索的垂直分力。

为满足通航要求, 减小运营阶段主桥墩柱对桥下航行的干扰, 主孔跨径采用108米, 一跨过河, 边跨80m。在边跨80m内设一个辅助墩将边跨分为46.1m+33.9m, 以提高整桥的刚度, 改善结构受力, 主跨和边跨均设置16根拉索。

2.2 主梁设计

主桥箱梁采用预应力混凝土双边箱梁结构, 两个边箱梁为单箱双室结构, 顶面全宽49m (塔区通过加长悬臂局部加宽至51.2m) , 梁高2.99m, 梁顶设2%横坡 (非机动车1.5%横坡由铺装调节) 。边箱梁的底板宽10.5m, 顶板厚30cm, 底板厚32cm, 边腹板厚40cm, 中腹板厚100cm;两个箱梁的中心线距为34.1m。箱梁外侧悬臂翼板宽2.2m, 悬臂板外端厚20cm, 悬臂根部厚45cm。主梁纵向采用的钢绞线类型为15-9、15-12、15-16。两个边箱之间根据斜拉索在梁上的锚固位置设置横隔梁;横隔梁在桥面中心线处梁高为2.99m, 横梁标准腹板宽40cm, 在边跨配重段, 横梁宽1.2m。各类横梁内均布置15-17预应力钢绞线。

为平衡边跨斜拉索的竖向分力, 锚跨梁端部往辅助墩方向45.4m范围内箱室内用混凝土实体块进行压重。

2.3 主塔设计

(1) 主塔的设计思路。由于本桥是通往海安县城主干线上的重要门户, 主桥景观要求极高, 为使行车视野开阔, 桥塔挺拔, 取消了塔顶横撑, 同时, 也因取消了横撑, 对塔的稳定性设计提出了更高的要求。

对于有横撑的斜拉塔, 稳定性计算时采用一端固结一端铰接的模型被广泛认可, 而对于没有横撑的斜拉桥塔, 因其有斜拉索的约束, 应该采用何种方式进行杆件计算模拟一直存有着争议。作者分析认为稳定性计算时, 斜拉索并不能对塔产生完全约束, 欧拉公式, 其中的μ取值应该为2, 即按一端固结一端自由的杆件来进行稳定校核较为稳妥, 同时, 综合考虑塔内锚固时拉索的张拉空间的需要, 由此拟定本桥塔的结构尺寸。

(2) 主塔结构设计。南屏大桥主塔采用C50钢筋混凝土结构, 桥面以上塔高53m, 横桥向两侧塔柱的轴线间距为34.1m。上塔柱采用尺寸为7.5m×3.6m的空心矩形断面, 下塔柱采用尺寸为7.5m×4m的实心矩形断面, 塔壁厚度在斜拉索前侧为1.5m, 侧面为1.0m。

塔上拉索锚固点对称设于箱内壁槽口, 为抵抗强大的拉索水平分力, 上塔柱锚索区设置了“井”字形预应力, 经有限元分析, 预应力配置量以控制砼主拉应力不超过规范容许值。

索塔锚固区出现裂缝的主要原因之一是预应力失效, 为安全起见, 本次设计时采取如下措施:在塔的断面构造上, 加大了四个倒角的尺寸, 以减小塔的横桥向跨径从而减小锚固点的弯矩。考虑精轧螺纹钢50%失效的情况下, 锚固区部分仍有压应力储备。确保主塔混凝土在承受斜拉索荷载时不产生裂缝。

主墩下塔柱采用C50砼, 为普通钢筋混凝土, 为使主墩轴力均匀传至下部结构, 在主墩下部承台顶面设置混凝土基座, 以使主墩内力均匀扩散至承台。

3 结构分析

3.1 总体静力分析

采用平面和三维空间梁单元, 建立MIDAS 2012模型, 根据施工阶段和运营阶段, 按照各种荷载工况的最不利组合, 对主梁进行计算分析。主要的作用和荷载如下: (1) 恒载:结构自重、混凝土收缩续编影响力及基础变位影响力; (2) 活载:汽车荷载和人群荷载, 同时考虑汽车的冲击力和制动力; (3) 温度作用:整体升降温及局部温差作用: (4) 风荷载:考虑桥面高度处为25m/s的运营风和百年一遇的设计基本风速两种情况;按照风的方向和桥梁轴线的相对关系, 分为顺桥向风荷载和横桥向风荷载; (5) 施工荷载:计入模板及临时安置主塔主梁结构上的施工设备的重量。

按照施工阶段和运营阶段, 对以上作用和荷载进行最不利效应组合, 主要有以下。计算结构表明, 强度、刚度均满足相关规范的要求。

3.2 主塔局部应力分析

本桥梁体宽、重, 导致拉索索力超常规, 设计时采用桥梁博士3.1对塔梁锚固区进行了应力分析。计算结果显示, 运营阶段拉索侧塔壁有4.8MPa的压应力储备, 侧壁有0.4MPa的压应力储备, 塔结构不会产生裂缝。

3.3 稳定分析

本桥与其他已建成的斜拉桥相比, 特点是梁体宽度大, 上塔柱不设置横向联系, 索塔稳定至关重要。全桥整体稳定:经计算在恒载和活载作用下。

4 施工方法

本桥桥下航道尚未整治、河口较窄, 故采用满堂支架法施工, 斜拉索张拉顺序为从外到内, 两次张拉。满堂支架施工时主梁纵向需要分段浇筑, 受现场条件限制, 河中支架采用钢管桩加贝雷片支撑, 预留临时通航孔;岸上采用扩大基础的满堂支架施工方案。为防止梁体在不同支架分界面处产生裂缝, 设计时考虑梁体施工段落划分在不同类型支架的分界面上, 以减少支架沉降对梁体的影响。

考虑到本桥较宽, 防止在施工阶段因不均匀沉降使梁体产生裂缝, 设计时考虑每段梁段浇筑完成后当混凝土强度达到设计要求后, 即刻张拉该段梁段的横梁预应力, 另外, 根据监控计算结果, 在湿接缝附近空出1-2个横梁留待下段梁体浇筑完成后一起张拉, 以减小张拉预应力后不同节段梁体横向反拱差的影响。通过以上设计措施, 尽可能降低因施工原因造成的梁体损害。

5 结束语

(1) 南屏大桥作为预应力砼斜拉桥, 桥宽达到49m, 在国内已建成的砼梁斜拉桥中并不多见, 受力复杂, 设计时综合考虑多方因素, 合理选用结构尺寸, 通过对其进行空间的受力分析, 对预应力混凝土斜拉桥双边箱主梁的关键部位受力有了进一步的了解, 同时也为类似桥梁的设计提供参考。 (2) 本桥较宽, 上塔柱不设横梁, 塔柱稳定计算时应考虑拉索保向力的作用。 (3) 本桥采用满堂支架施工, 采用支架现浇施工斜拉桥要特别处理好预应力施工的顺序、预应力施加的大小、支架刚度、斜拉索张拉次序和张拉值等关键工序。

摘要：以海安南屏大桥为工程背景, 主要介绍了独塔双索面预应力混凝土双边箱斜拉桥的设计, 以及满堂支架施工的注意要点;为类似桥梁的设计与应用提供参考。

关键词：预应力混凝土斜拉桥,独塔双索面,双边箱,满堂支架施工

参考文献

[1]林元培, 斜拉桥[M], 北京:人民交通出版社, 1997.

预应力混凝土斜拉桥施工控制新进展 篇2

中国PC斜拉桥的数量在已成为世界为数最多的国家, 这种现象表明中国的技术在不断渗透到桥梁建筑的每一项项目中。但是在发展的同时也出现制约这项技术的发展, 影响着施工建设。在近些年PC斜拉桥施工建设中由于失控发生一些严重性事故, 损失要重。由于在建设预算的过程中与实际结构不一, 导致在建设中出现失控的现象, 因此计算工程时应该提出一个合理的计算方法, 考虑是施工中可能出现的萎缩、变形、不牢固的现象。保证实施过程的安全。桥梁建设的安全问题也成为了现代桥梁建设工程师们攻克的难点。

1 PC斜拉桥建设的新技术

安全作为现当代建设的关键, 预应力技术必须确保悬臂施工建设中拥有一个安全的结构, 除了要有完美的外观线条结构, 内力的设计也必须符合设计的要求, 来了解一下一个实用性和典型性的PC斜拉桥的建设控制流程是:

PC斜拉桥控制系统主要包括的内容有在施工实施前期的仿真计算, 在设置的参数进行识别修正, 对各项施工现场进行分析与检测, 综合分析各项运行反馈值, 最后做出施工中的问题进行修正和数据归档整理。

1.1 挂篮式上底摸标高修正

在PC斜拉桥建设中主梁线型的控制尤为重要, 主要是按照挂篮式上浇筑主梁的方式进行。这项工作必须在实行底模标高的测量, 需要在理论上进行计算。为了避免日照差异的变化、何在变化以及在挂篮式测量的过程中减少误差, 以便于减少对没有浇梁底模段标高受到影响, 应采用以下公式进行计算 (如图2) :

在公式中△Di代表未浇模前端的修正量;Di代表日照差异荷载的修正量;Dg代表的是挂篮时的标高值;D△代表的是已成梁的误差数值。

除此之外, 悬吊挂篮上斜拉上所用的张力以及拉梁与主梁两者之间的倾斜角度也会影响着挂篮标高的设置。所以在得到误差数值是应该及时的把项目施工中误差修正起来。

1.2 参数辨别的方法

只有在施工中对工程实测的数据分析, 根据不同的工况来分析检测施工中的参数是否正确。通过反映施工中的实际结构问题来实行工程的建设, 以防止出现不必要的安全问题出现。如在主梁悬臂施工重量, 以及主梁该有的弯度系数, 这些是对进行结构线条设置和内里设置的重点。该系统是运用转置矩阵的方法, 对不同建筑主梁的弯度和内力的参数进行检测, 运用这一链条式推算法, 对悬臂建设施工非常有利。如图3.

在浇筑混凝土的时候可以实测浇注混凝土在施工建设中的移位数据和斜拉索的力量。这项计算的过程必须贯穿于整个工程的建设, 只有到理论计算与实际数据一致的状态下才可以停止, 在施工的过程中要不断的固定测量变动的徐变收缩参数, 改变和了解斜拉索索力的重要方式。

2 可视性软件的开发

PC斜拉桥的发展给我们的生活带来了便捷, 斜拉桥的建设也成为现代化道路的新渠道。时代经济技术的发展给斜拉桥的建设带来了有力的方式, 现代微机技术为这项复杂的工程提供了新的技术, 为施工建设的控制注入了新的内涵。

这个软件在满足工程设计计算的需要条件以外还很便捷, 主要表现在软件的采用了可视性软件的设置说明, 自锁相关功能。这项软件已经应用在10座以上的大跨度斜拉桥建设施工计算中, 拥有充分的说服力和实战经历。

3 实例

以某一项预应力混凝土斜拉桥为例, 桥总体为一座独塔双索面大桥并且索面不对称, 现在给定主梁底模标高修正的公式, 现在请利用本文所提出的PC斜拉桥施工建设来解释, 在悬臂施工中循环施工是很重要的。当桥梁施工到第11号主梁的时候, 在挂篮式的操作过程中需要11号主梁摸底标高, 而9、10、11号的实测误差值分别是如图:

同时实测这三根主梁的施工主要误差为1.5cm和2.6cm, 那么根据图2公式可得:

修正后的主梁摸底值为:37.872m-0.089m=37.783m那么在实施时修正真正高度为37.784m而在11号的修正值为8.9cm, 造成这个误差的主要原因是日照的差异与挂篮的影响。

所以在做每一项工程的时候都必须小心谨慎的计算出修正值, 按照合适的高度来完成建设的施工, 这样对斜拉桥才是做好的质量保证, 对于有误差的工程必须实行有效地制止并且进行精确的计算。从而改善预应力混凝土斜拉桥施工控制方式, 确保做出更优质的项目来。

结束语

在致力于PC斜拉桥的建设上, 我们应该利用有力的软件设计, 实行对项目施工的精确数据的分析和处理, 通过在实践过程中摸索, 在施工的过程中还必须把握中线和内力的安全控制, 注重斜拉索索力的控制, 保证斜拉桥在施工的同时不会有变形或是断裂的现象, 保证施工人员的安全。在这项新的技术探索的过程控制结构参数的识别系统和提高挂篮式摸标高修正的正确率成为了重点。为处理这项施工问题在技术上提供了可视化三维技术, 为我国PC斜拉桥的施工建设提供新的方案, 同样也为我们所接受并广泛的运用着。

摘要：主要是通过介绍预应力的混凝土斜拉桥 (PC技术) 的了解, 以及对新的软件开发与控制全面的探索这项工程。根据项目结构参数的识别度, 测出在实施的过程中存在哪些新的问题, 并对应用了这个工程的项目进行有效的分析。

关键词：斜拉桥,混凝土,施工控制

参考文献

[1]周宗泽, 李国志.预应力混凝土斜拉桥施工控制新进展[J].同济大学学报, 2011.

[2]陈德伟.混凝土斜拉桥的施工控制[J].土木工程学报, 2009.

预应力混凝土斜拉桥 篇3

试验的主桥结构形式采用独塔单索面预应力混凝土斜拉桥,采用塔、梁、墩固结体系,跨径组成为76m+76m,总长152m。主梁为单箱五室斜腹板截面预应力混凝土结构,梁高2.5m,横隔板间距6m。主塔为独柱式钢与混凝土组合结构,外轮廓采用椭圆形截面,塔高51.6 m。斜拉索采用直径7mm的平行钢丝束斜拉索,全桥共36根,钢丝标准强度1860MPa。主墩采用花瓶式实体墩,其余桥墩均采用矩形截面实体墩。桥台采用桩接盖梁轻型桥台,基础均采用钻孔灌注桩基础。平面布置图见图1。

北侧主桥桥面宽35.0m,南侧主桥桥面宽26.50m,双向4车道,北侧桥面布置如下:0.25(栏杆)+4.0m(人、非混行道)+0.5m(防撞栏杆)+11.0m(机动车道)+3.50m(索区及绿化带)+11.0m(机动车道)+0.5m(防撞栏杆)+4.0m(人、非混行道)+0.25(栏杆)=35.0m。南侧主桥桥面无人行道。设计荷载:城市A级;人群荷载:4.0kN/m2。

在该桥通车前进行了荷载试验,以检验施工质量,确定工程的可靠性,并为竣工验收提供技术依据和验证桥跨结构设计的合理性。

2 静荷载试验主要内容及方法

2.1 控制截面

试验加载方式的确定主要根据设计荷载在主梁上产生的最不利弯矩效应值计算而得。根据该斜拉桥的受力分析结果,选取的关键控制截面如下:

(1)A截面(北边跨跨中)-车辆和人群荷载作用下最大正弯矩截面(北侧距离主塔中心线48m);

(2)B截面(南边跨跨中)-车辆荷载作用下最大正弯矩截面(南侧距离主塔中心线48m);

(3)C截面(主塔边)-车辆和人群荷载作用下桥墩最大负弯矩截面(北侧距主塔中心线4.65m)。

2.2 加载方案

静荷载试验按照动态规划法进行加载,根据桥梁的静力试验活载内力与设计活载内力之比不小于0.85且不大于1.05的原则确定。经计算确定试验最大需用30t载重车14辆(轴重:60kN+120kN+120kN),试验工况和具体内容如下:

工况1:北跨中最大正弯矩(中载),试验加载效率为0.89,试验加载车10辆;

工况2:北跨中最大正弯矩(偏载),试验加载效率为0.93,试验加载车12辆;

工况3:主塔附近截面最大负弯矩(中载),试验加载效率为0.86,试验加载车12辆;

工况4:主塔附近截面最大负弯矩(偏载)试验加载效率为0.89,试验加载车14辆;

工况5:南跨中最大正弯矩(中载),试验加载效率为1.0,试验加载车8辆;

工况6:南跨中最大正弯矩(偏载),试验加载效率为1.0,试验加载车8辆。

2.3 测试方法及测点布置

静力荷载工况下,主要测试主梁应力、挠度(或沉降)、斜拉索索力及增量和主塔偏位。沉降和应变均采用RS-QL06E桥梁及结构检测系统进行测试,挠度测量精度0.001mm,应变测量精度1με。主塔偏位测量采用全站仪施测三维坐标的方法进行测量。

在塔顶端布设一个监测点用于主塔偏位测量。由于现场工作条件的限制,索力测试选取S2(西)、S2′(西)、S6(东)、S6′(东)共4根拉索进行成桥后的索力增量测试,斜拉索编号见图2。

挠度(或沉降)测点沿斜拉桥的拉索两侧,分别在桥面两侧处布置,每个侧边设置9个测点,从南到北西测线编号依次为X1、X2、X3、X4、X5、X6、X7、X8、X9,东测线编号依次为D1、D2、D3、D4、D5、D6、D7、D8、D9,主桥两侧共计18个挠度测点。

应力测点在主梁A-A、B-B截面底板下各安装6个应变传感器,进行最大拉应变测试;在主塔墩顶附近C-C的底板下安装6个应变传感器,进行压应变测试,测试成果按E=3.55×1010N/m2换算为相应应力值。

2.4 试验数据和分析

(1)索力测试成果和分析

选定的测点在各工况下的实测索力增量结果见图3。由图可见,在试验工况2、3下S2′索的索力变化最大,S2变化次之,靠近主塔的短索受力变化显著,受试验荷载影响最大;而长索在试验荷载时变化较小。沿顺桥向对称的S2、S2′和S6、S6′索在试验荷载作用下,非荷载作用跨的索力增量不为零,但变化较荷载作用跨小,即两侧索的索力变化不相等。

根据成桥后恒载作用下张拉索力结果,得出荷载试验时以上4根索的最大索力,结果见表1和图4,可见,测试索静载时的最大索力均在3000 kN以下,长索S6、S6′主要以恒载索力为主总的索力最大,而在试验荷载作用下变化显著的S2、S2′的索力相对较小在0.4σ(抗拉极限索力)以下,受疲劳应力影响较小。

(2)塔顶偏位测试成果和分析

实测塔顶偏位测试成果见表2,试验工况4下塔顶偏移最大为9.14mm,弹性偏移值为7.21mm,结构校验系数为0.95。塔顶偏位校验系数在0.66～0.95之间,主塔整体刚度较好。

(3)挠度测试成果和分析

表3、表4为主要测点挠度测试成果,由表可见:桥梁整体挠度的实测值与计算值的规律性较一致,其挠度校验系数主要介于0.69～0.99之间;除1个测点大于1.0,其余测点均在设计控制值之内,表明该桥目前状态良好。在工况2和工况4的偏载工况下,北边跨跨中偏载系数(同断面最大、最小挠度比值)分别为1.34和1.60,偏载效应非常明显。

从主要控制截面加、卸载挠度曲线图5～图10可以看出,连续箱梁结构在各工况试验荷载作用下的变形基本符合实际规律,所测的各测点的残余挠度基本小于20%,表明该桥整体处于弹性变形状态,刚度良好。

(4)应力测试成果和分析

根据实测应力值表5,各测点的应力值基本符合实际工况下桥梁应力的变化规律。所测的各测点的残余应力小于20%,表明所测的箱梁基本处于线弹性范围。桥体应力实测值与计算值的规律性较一致,应力校验系数主要介于0.69～0.88之间,除个别测点大于1.0,大部分均在设计控制值之内,说明该桥强度状况良好。

3 结 论

通过静载试验可知:

(1)结构在试验荷载作用下处于弹性受力状态,主梁、主塔的刚度性能良好,受力状况合理;主梁强度良好。

(2)斜拉索受力合理,具有较好的刚度;车辆荷载对靠近塔根的短索受力影响明显,而对长索受力影响较小,长索受力主要以恒载为主。

(3)桥跨结构的北边跨偏载效应明显,说明北边跨主梁的抗扭刚度相对偏弱。

(4)静力试验荷载作用下该桥的应力、挠度和索力均能满足规范要求,表明结构的实际承载能力能满足设计荷载要求。

参考文献

[1]JTG D60-2004,公路桥涵设计通用规范[S].

[2]大跨径混凝土桥梁的试验方法[M].1982.

预应力混凝土斜拉桥 篇4

预应力混凝土构件在实际应用过程中, 在复杂应力状况下及施工不当时反而容易出现裂缝。而裂缝的增多和扩展会使结构物产生异常的内部应力或变形, 使混凝土的强度和刚度受到削弱, 耐久性降低, 危害结构的正常使用。因此, 出现裂缝而影响工程质量问题一直困扰着桥梁工程技术人员。如何在设计、建造和使用过程避免有害裂缝的出现, 首先就要分析这类裂缝形成的原因, 然后分析它们对结构正常使用和安全性能的影响, 在之后的结构加固改造设计中予以特别重视。本文结合某工程实例, 细致分析了该实例中各种裂缝产生的原因, 为后续改造及相关项目的病害预防及分析提供了参考和依据。

一、工程概况

本项目实例桥梁位于安徽省合肥市某路, 横跨南淝河, 于2005年10月竣工通车。桥梁上部结构采用独塔双索面无背索部分斜拉预应力混凝土梁组合体系, 跨径布置 (30+66+30) m。梁体采用肋式结构, 纵向布置5片纵肋。横向布置横隔板, 其中两边跨分别含4块横隔板, 中间跨10片横隔板。桥塔与中支点横梁固结, 下设支座与桥墩连接。全桥支座为盆式橡胶支座, 桥台处每片肋下各1个, 桥墩处两个次边肋下各1个。

根据《2010年合肥市市政设施大中修 (标志标牌及检测等) 桥梁检测工程某某桥检测报告》 (以下简称《检测报告》) 和《合肥市某某桥老桥改造验证荷载试验报告》 (以下简称《荷载试验报告》) , 该桥目前的运营状况如下。总体上, 该桥尚能满足当前运营的要求。但存在以下主要问题:横隔板 (尤其两边跨的横隔板) 出现了大量竖向裂缝;桥塔也出现了一定数量的裂缝;纵横梁的刚度和强度储备富余度不足;塔下双支座中有一支座存在现场错置问题。这些问题的成因以及它们对结构正常使用和对安全性能的影响, 需要在结构加固改造设计中予以特别重视。

为找出桥梁病害的原因, 进而为桥梁的加固改造提供依据, 本文进行了桥梁病害原因分析计算。

二、梁格模型

1. 分析内容

因现状桥梁在施工时将塔下墩一单向支座布置错误, 顺桥向约束变成了横桥向约束。因此, 在分析时将分别考虑两种支座布置的情况并进行比较。

分析的内容包括如下几点。

(1) 为综合分析桥梁病害的原因, 首先将各单项荷载作用下正应力结果提取并绘制成曲线进行比较。 (单项荷载工况包括永久荷载、人群荷载、支座沉降、汽车荷载、整体温差和温度梯度, 其中永久荷载包括自重、二期、预应力、索力和收缩徐变。)

(2) 承载力验算。

(3) 正截面抗裂验算 (短期效应组合) 。

(4) 正截面抗裂验算 (长期效应组合) 。

(5) 斜截面抗裂验算。

(6) 使用阶段正截面压应力验算。

(7) 使用阶段主压应力验算。

2. MIDAS空间模型

根据本桥的纵横向构造特点, 利用MIDAS软件将桥梁按照纵横向的空间梁格体系进行建模。横向共划分成15片纵梁, 其中主梁5片。对横梁及横隔板之间的桥面板, 也进行了划分, 以保证单元精度。全模型共建立了2 035个单元, 1 196个节点, 定义了104个设计截面或变截面。纵梁自重按实际重度考虑, 横梁桥面板部分的重度为0, 横隔梁部分的重度按实际重度折算成外荷载考虑。按照原设计图纸, 共划分了25个施工阶段, 并按施工阶段和使用阶段逐级计算, 模型全貌如图所示。针对塔下一支座布置的错误, 分别建立了两种边界条件的模型。

三、计算结果与成因分析

1. 纵梁结果

纵梁根据前面的计算和分析, 大致可得出如下结论:纵梁由东到西依次编为X1~X5。

(1) 对于上缘抗裂验算, 永久荷载、温度梯度及汽车荷载对结构其控制作用, 其效应大小依次为永久荷载、温度梯度、汽车荷载。

(2) 边纵梁X1和X5在有塔一侧的边跨跨中正弯矩的承载力明显不够。其他处基本满足或略有不足, 无富余。

(3) X2、X3、X4的抗剪承载力在中跨靠近非塔下中支点一侧不满足要求。

(4) 正截面抗裂验算, 边纵梁除塔下支点局部外基本能够满足, 塔下纵梁和中纵梁边跨跨中上缘不满足。

(5) 斜截面抗裂, 各纵梁大部分区段不满足。

(6) 压应力验算, 边纵梁和中纵梁基本满足规范要求。X2、X4中跨靠近非塔下支点处局部上缘略不满足要求, 在非塔支点区段的下缘略不满足要求。

(7) 支座错误布置影响

承载力验算基本无影响。正截面抗裂应力对中纵梁和边纵梁在塔支点附近影响较大;斜截面主拉应力对塔下纵梁在塔支点附近影响较大;正截面压应力对中纵梁和边纵梁在塔支点附近影响较大;斜截面主压应力对塔下纵梁在塔支点附近影响较大。

本次分析结果显示, 纵梁的承载力不足, 桥梁纵向构件的刚度和强度储备不富余。因此须要进行合理有效的加固, 方能满足改造后新的荷载等级要求。

2. 横梁结果

塔下横梁编号H1, 非塔下的支座中横梁编号H2。

(1) 抗弯承载力, 除H2外, 其他横梁都满足。H1在支座修改后满足, 如图5和图6所示。抗剪基本均满足。

(2) 正截面抗裂验算, 各横梁中部区段的上缘均不满足规范要求 (支座改正后) 。

(3) 斜截面抗裂, 基本为中部区段不满足 (支座改正后) 。

(4) 压应力验算, H2横梁在支座处下缘局部超出了限值, 其他横梁均满足规范限值。

(5) 支座错误布置影响

承载力, 横梁H1影响明显, 横梁H1附近左右各1根横隔板影响明显, 其他横梁影响较小;正截面抗裂应力, 横梁H1影响明显, 横梁H1附近左边2根, 右边1根横隔板影响明显, 其他横梁影响较小;斜截面主拉应力, 横梁H1影响明显, 横梁H1附近左右各1根横隔板影响明显, 其他横梁影响较小;正截面压应力, 横梁H1影响明显, 横梁H1附近左右各2根横隔板影响明显, 其他横梁影响较小;斜截面主压应力, 横梁H1影响明显, 横梁H1附近左右各2根横隔板影响明显, 其他横梁影响较小。可见, 由于支座摆放错误, 温度效应得到了显著。

(6) 单项结果表明横梁抗裂储备不富余。

3. 横梁裂缝成因分析

依据上述结果, 各横梁承载力验算基本通过, 故承载力方面不是横梁产生横梁裂缝的原因。

结合单项分析结果及横梁正常使用验算结果, 预应力配置不尽合理和横向构件抗裂储备不富余是横梁开裂的主因。施工时, 支座布置错误也是周边横梁开裂的原因之一。

四、结语

为找出工程病害原因, 本文建立了MIDAS空间梁格模型, 对该桥的各项问题进行了复核。经过复核, 该桥病害成因结论如下。

纵梁承载力不足, 桥梁纵向构件的刚度和强度储备不富余。横梁预应力配置不尽合理和横向构件抗裂储备不富余是横梁开裂的主因。施工时, 支座布置错误也是周边横梁开裂的原因之一。可见设计时的不足和施工中的错误综合造成了该桥严重病害的局面。

综合本桥各构件的验算结论, 该桥需要立即进行加固修复设计。

1. 支座错误布置的情况立即加以改正。

2. 对桥梁的主要纵横向承重构件进行全面和有效的加固处理。

本文的分析结果为该项目的后续改造提供了依据。同时, 本文的裂缝分析方法也为今后相关项目的病害预防和成因分析提供了参考。

摘要：预应力结构中出现裂缝一直困扰着桥梁工程技术人员。本文引用某工程实例中出现的裂缝病害, 利用MIDAS空间三维杆系单元, 分析该桥在施工工况和使用工况作用下的受力情况, 并分析对比该桥塔下双支座之一的约束方向摆放错误对整体结构和细部构件造成的影响。本文得出的结论是, 设计时的不足和施工中的错误综合造成了该桥严重病害的局面。本文的分析结果为该项目的后续改造提供了依据, 本文的裂缝分析方法也为今后相关项目的病害预防和成因分析提供了参考。

关键词：斜拉桥预应力横梁,裂缝成因,支座摆放错误,病害分析,空间杆系单元

参考文献

[1]李承昌, 刘以谦, 房清雷, 沈跃.某变截面连续箱梁桥病害分析与处治[J].公路交通科技 (应用技术版) , 2008 (09) .

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[3]贾佳, 彭卫.预应力砼连续箱梁桥裂缝成因分析及防治措施[J].重庆交通学院学报, 2006 (03) .

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[7]陈梅.大跨径预应力混凝土箱梁桥腹板斜裂缝研究[D].长安大学, 2001.

预应力混凝土斜拉桥 篇5

曹娥江大桥主桥长550m, 为跨径125m+300m+125m的双塔四索面斜拉桥, 索塔采用双钻石型联体桥塔, 塔柱采用箱形断面, 上塔柱顺桥向侧壁厚1.2m, 横桥向侧壁厚0.8cm, 内壁设0.4×0.4m的倒角, 在外角隅处设R=0.3m的圆角。在索塔上塔柱的锚索区布置体内环向预应力束, 以平衡由斜拉索引起的水平分力。环向预应力采用19-φs15.20的钢绞线, PT-PLUS高密度塑料波纹管, 真空压浆工艺。

2 环向预应力钢束伸长量理论分析

规范中相应的预应力筋理论伸长量ΔL (mm) 计算公式:

式中:Pp———预应力筋的平均张拉力 (N) ;L———预应力筋的长度 (mm) ;Ap———预应力筋的截面面积 (mm2) ;EP———预应力筋的弹性模量 (N/mm2) ;P———预应力钢束张拉端锚下张拉力 (N) ;μ——孔道壁的摩擦系数;k———孔道每米局部偏差对摩擦的影响系数;θ———从张拉端锚下到计算截面曲线切线夹角之和 (rad) 。

张拉预应力束之前, 力筋处于尚未舒展的松弛状态, 此时不能作为钢束伸长量的起测点, 而钢束恰好被作用至绷紧状态的应力较小且不易掌握, 此《公路桥涵施工技术规范》中要求预应力筋伸长值的测算是从初应力开始量测, 并推荐了考虑初应力下预应力筋伸长量的通常近似做法, 即用与初应力相邻的应力等量增加阶段的伸长量代替初应力下预应力筋的伸长量。钢绞线的实测伸长值从初应力时开始量测。预应力筋张拉的实际伸长值ΔL (mm) , 可按式计算:

式中:ΔLl———从初应力至最大张拉应力间的实测伸长值 (mm) ;

ΔL2———初应力以下推算伸长值 (mm) 。

3 环向预应力钢束伸长量试验结果及分析

钢束两端张拉时分为了4个加载等级, 当张拉至设计拉力15%、30%、60%、100%时用直尺量取千斤顶油缸伸长量, 由公式 (3) 计算得出初应力为15%和30%的钢束伸长值ΔL, 再根据施工实际情况, 在实测伸长量的基础上还需扣除两端工作长度内钢绞线的伸长量△L1, 工作长度每边取80cm, 计算得总伸长量为11.4mm, 可取12mm;以及工具锚的回缩量△L2 (8mm) , 修正后的钢束伸长值见表1。

按照足尺节段模型试验得出的参数计算预应力钢束有效应力, 采用平均有效预应力估算钢束理论伸长量, 具体数据见表2。

由表2可看出:伸长量理论值均小于实测钢束伸长量值, 而且远都大于规范中规定的6%这个界限, 理论值与15%为初应力的实测值的偏差量在30%以上, 理论值与30%为初应力的实测值的偏差量在25%~30%。因此, 需要对理论值进行伸长量修正。

从理论上分析, 伸长值通常由3部分组成, 分别是弹性理论伸长值 (△Le) 、径向压力作用下, 塑料波纹管的内波纹发生压缩变形所产生的几何伸长量 (△Lag) 以及钢铰线由于受力不均匀产生的附加弹性伸长量 (△Lqe) 。经计算钢束理论伸长量在97~100mm, 与按规范计算的伸长量相差不大;通过查找相关参考文献可知, 径向变形在5~6mm, 取5mm, U形环向预应力束的几何伸长量为2×[2π (r+5) -2πr]/4=15.7 (mm) ;管道中钢绞线在张拉力作用不断密实, 排列重组, 钢绞线受力不均产生附加伸长量, 参考相关文献可知一般随钢绞线数量的多少而变化, 通常在0~15mm, 本处取10mm。

经过修正后理论值与实测值的比较见表3。

由表3可以看出修正后的理论伸长量和初应力为30%的实测伸长量的偏差量在3.5%以内, 说明进行伸长量修正是有必要的。

通过数据分析, 以及结合现场实际情况的考虑, 认为导致U形环向预应力钢绞线伸长量实际测试值大于理论限值的原因可能有以下几点。

(1) 张拉前各钢绞线在管道曲线部位分布半径不一致, 钢绞线在管道内松紧不一致, 在对钢绞线进行整束预张拉后这种情况依然存在;

(2) 钢绞线张拉受力后依次紧贴管壁, 当张拉力增大到一定程度, 各钢绞线在管道曲线部位会重新分布, 发生相互嵌挤现象, 对伸长量产生影响;

(3) 塑料波纹管在管道曲线部位产生压缩变形, 局部会出现挤裂现象, 同时也产生一定的几何变形;

(4) 钢绞线在孔道内长度不一致, 使得整束钢绞线实际换算弹性模量比单根钢绞线弹性模量低;

(5) 位于千斤顶内部的钢束在张拉时的伸长量在量测时也包含在总伸长量中, 和计算总伸长量理论值有所差别。

4 结论

4.1 伸长量测试结果表明, 环向预应力筋伸长量受其非弹性变形影响较大。在实际施工过程中, 小半径环向预应力钢绞线应采用两端张拉。千斤顶油表控制两端张拉时, 单端预应力束工具锚锚前伸长量 (此伸长量即为按施工规范方法测量的伸长量) 按照L100%-L30%+ (L60%-L30%) 来计算。对实测伸长量进行工作长度内钢绞线的伸长量和工具锚的回缩量修正;对理论计算值 修正。

4.2 建议预应力钢束整体穿束, 不要单根钢绞线穿束, 可有效避免钢绞线扭绞。

4.3 现场环向预应力张拉时, 先按照张拉控制应力的30%张拉一次, 再松开, 然后再正式张拉, 可减小钢绞线的受力不均匀性;建议不宜进行超张拉。

摘要：通过对曹娥江大桥索塔锚固区足尺节段模型试验, 发现后张法U形预应力钢绞线的实际伸长量大于理论限值, 而且国内类似的试验研究资料也表明对于后张法U形预应力, 实际伸长量大于理论限值是一种普遍的现象。本文分析了产生此类问题的原因, 并提出了相应的建议, 可供工程实践参考。

关键词：斜拉桥,U形环向预应力,预应力伸长量

参考文献

[1]JTG D62-2004.公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].北京:人民交通出版社, 2004.

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[3]周恒武, 陈钧.索塔U形环向预应力施工控制[J].市政公用建设.

[4]常国强等.索塔锚固区_U_形环向预应力伸长量不均匀性探讨[J].重庆交通大学学报 (自然科学版) , 2009, 5.

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[6]熊守富.天津南仓斜拉桥索塔锚固区U形环向预应力施工控制研究.

预应力混凝土斜拉桥 篇6

1 工程概况

广州大桥为跨径139 m+106 m的不对称单塔单索面混凝土斜拉桥,采用塔、梁、墩固结体系,桥梁共设42对索。桥塔上的斜拉索锚固区采用近似矩形空心断面,索塔采用C55混凝土,拉索锚固区采用“U”环向预应力钢绞线(1#)和“一”字形直线钢绞线(2#)加劲(见图1所示),1#钢束包含17根直径15.24 mm的钢绞线,2#钢束包含9根直径15.24 mm的钢绞线,张拉控制应力为1 395 MPa,抗拉强度标准值fpk=1 860 MPa,弹性模量Ep=1.95×105 MPa,预应力孔道采用内径15×19 mm塑料波纹管。

2 现场试验

广州大桥索塔锚固区每节标准间距为1.8 m,每节配有U形环向预应力钢绞线6束,直线钢束6束,为了减少预应力损失,采用先张拉“U”形预应力,后张拉直线钢束的张拉顺序,直线钢束采用单端张拉,“U”形环向预应力钢束采用两端张拉工艺。为了保证千斤顶两端张拉时能比较理想地进行同步张拉,采用分级张拉,严格控制加载速度,每级加载后持荷30 s。严格按照JTJ 041—2000《公路桥涵施工技术规范》(以下简称《桥规》)12.10.3中的后张法预应力筋张拉程序进行:安装钢绞线、锚具、千斤顶等→初应力→2倍初应力→3倍初应力→4倍初应力→σcon (持荷2 min 锚固)。其中σcon为张拉控制应力,本桥为1 395 MPa,初应力控制为15%σcon。

3 试验结果

《桥规》12.8.3中规定:预应力筋用应力控制方法张拉时,应以伸长值进行校核,实际伸长值与理论伸长值的差值应符合设计要求,无设计规定时,实际伸长量与理论伸长量的差值应控制在6%以内。否则应停止张拉,待查明原因并采取措施予以调整后方可继续张拉[1]。同时《桥规》中也给出了相应的预应力筋伸长量ΔL (mm)计算公式

ΔL= PPL/( ApEP) (1)

Pp=P(1-e-(kL+μθ))/(kL+μθ) (2)

式中 PP为预应力筋的平均张拉力(N);L为预应力筋的长度(mm);Ap为预应力筋的截面面积(mm2);EP为预应力筋的弹性模量(N/mm2);P为预应力钢束张拉端锚下张拉力(N);μ为孔道壁的摩擦系数;k为孔道每米局部偏差对摩擦的影响系数;θ为从张拉端锚下到计算截面曲线切线夹角之和(rad)。

钢绞线的实测伸长值从初应力时开始量测。力筋的实际伸长值除了量测的伸长值外,必须加上初应力以下的推算伸长值。预应力筋张拉的实际伸长值ΔL (mm),可按式计算:

ΔL = ΔL l+ ΔL2 (3)

式中:

ΔL l—从初应力至最大张拉应力间的实测伸长值(mm);

ΔL 2—初应力以下推算伸长值(mm),本桥中ΔL 2采用分级张拉15%σcon至60%σcon三级加载时钢绞线的平均伸长量值。其中式(3)包括了钢绞线两端锚具夹片的回缩值。扣除夹片回缩值,便得到钢绞线的张拉伸长值,本桥根据《桥规》的给值,每个夹片回缩量扣除值为6 mm。本桥采用两端张拉,扣除两端夹片回缩损失值12 mm。试验结果如表1所示。

4 结果分析

从表1可以看出,广州大桥索塔U形环向预应力钢绞线的实际伸长量测试值均大于其理论计算值,且每束钢绞线的伸长量值均超出了《桥规》[1]规定的:实际伸长量与理论伸长量的差值应控制在6%以内。同时,作者通过调查国内有关斜拉桥“U”形环向预应力钢绞线伸长量实测值与理论值的对比资料(见表2所示),结果显示几乎所有的斜拉桥“U”形环向预应力钢绞线伸长量都存在实测伸长量比理论伸长量偏大的情况。而且基本上都大于规范中规定的6%这个界限。偏差量在20%～30%较多,大的偏差达50%多,而且离散性比较大。

通过对上述数据分析,以及结合现场实际情况的考虑,作者认为导致“U”形环向预应力钢绞线伸长量实际测试值大于理论限值的原因可能有以下几点。

(1) 小半径布置的“U”形环向预应力钢束,在巨大的张拉荷载作用下,将产生很大的径向压力,使得各根钢绞线之间更加密实,同时弯道处钢绞线与塑料波纹管内壁紧密相贴,导致实际弧长减小,从而管道中的钢绞线形成几何多余长度,最终在张拉力的作用下,表现为千斤顶活塞的行程,从而使实测活塞行程大于理论伸长量。

(2) 根据“U”形钢束的特点,在张拉前,钢绞线在管道内的呈S形曲线杂乱分布状态,每根钢束的松紧程度是不一致的,特别是曲线段,钢束的内圈与外圈长度相差较大。因此在张拉过程中,随着张拉力的增大,S形曲线不断转换成标准“U”形,产生了非受力状态下的附加伸长量。

(3) 由于钢绞线在张拉前处于松弛状态,而根据《桥规》的计算方法,一般以(10—15)%σcon为初张拉力,以此为起点,通过分级加载来反算初张拉应力以下的伸长量,并以此来计算实测伸长量。然而,由于“U”形预应力钢绞线在(10—15)%σcon的初张拉应力时,由于小半径、钢绞线铰扭、摩阻损失以及孔道偏差等原因,导致此时钢绞线可能仍处于松弛状态,而出现一部分非受力状态的附加伸长量被计入实测伸长量,导致实测结果偏大。

(4) 一般来说工程上都是通过设计给出的钢绞线截面面积Ap和弹性模量Ep,来计算钢绞线在张拉过程中的理论伸长量。而未通过现场实测钢绞线的截面面积Ap和弹性模量Ep值。实际上由于钢丝在拉拔过程中,成品钢丝的直径并不是一个恒定值,随着拉拔的进行,钢丝的直径发生变化,钢绞线相应面积Ap和弹性模量Ep也发生变化,从而影响钢绞线伸长量理论计算值的准确性。

(5) 对于后张法构件预应力束与孔道壁的摩阻系数μ和孔道偏差系数k与材料类形、特征、孔道成形情况都有很大的关系。设计中往往给出了用于预应力损失估算的参考μ值和k值,但是在实际中,由于材料加工,现场制作的精度影响,实际的μ值和k值往往与给出的参考值存在一定的出入,从而也会影响钢绞线伸长量理论计算值。

(6) 此外由于钢绞线在成束使用时,存在同束各根长度参差不齐与应力不均现象,其反映出的Ep值实际上也表现为一种变形模量。钢绞线的捻距也影响到其弹性模量,随着捻距增大,弹性模量也相应增大。最终这些都体现为钢绞线的实测伸长量与理论值不相符。

5 结语

从以上论述,可以看出,影响钢绞线伸长量实测值的因素很多,原因也很复杂,但是还是可以通过采取一些手段来让实测值最大限度地接近理论值。

(1) 通过摩阻试验来求得比较准确的摩阻系数μ和孔道偏差系数k值,通过现场孔道进行摩阻试验。求得摩阻系数μ=0.192 9和孔道偏差系数k=0.006 9。通过对钢绞线进行标定试验求得准确的钢绞线截面面积Ap和弹性模量Ep,从而保证理论计算值的准确性。

(2) 对张拉千斤顶机具进行严格标定,施加预应力所用的机具设备及仪表应有专人使用管理,并定期维护校验;保证孔道精度控制,安装过程中应避免反复弯曲以防止管壁开裂,同时还应避免电焊火花烧伤管壁,防止混凝土浇筑过程中波纹管出现变形、移位、漏浆等影响预应力张拉的现象。

(3) 提高初张拉应力水平,较大的初应力将使预应力钢绞线张拉过程中的附加伸长量大大减少,本文建议以(25—30)%σcon作为初张拉应力较为理想。

(4) 伸长量控制在描述预应力钢束张拉的整体状态及张拉安全方面的作用,采用伸长量校核是必要的,但应不局限于规范规定的±6%。建议施工中避免采用计算伸长量为主要控制预应力钢束的张拉参考,否则容易造成预加应力不足。

参考文献

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[3]中铁大桥局集团武汉桥梁科学研究院有限公司.杭州湾跨海大桥北航道通航孔桥模型试验报告,2004

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斜拉桥索塔锚固区空间应力分析 篇7

1 工程概况

辽宁省滨海公路大连市红星海湾二号桥, 位于半径270m的圆曲线上, 设计采用跨径组合为40+60m的独塔双空间索面斜拉桥, 塔、梁、墩固结体系。预应力混凝土主梁全宽21.54m, 单箱四室断面;高强平行钢丝拉索;倒Y形索塔采用C50混凝土结构, 下塔柱和中塔柱为矩形断面, 上塔柱斜拉索锚固区采用H形断面, 桥面以上塔高42m。塔壁外侧设锚固齿块, 斜拉索在塔上采用对向交叉锚固。全桥共设斜拉索6对, 塔上索距1.5m。

2 计算模型

设计过程中采用大型通用有限元程序ANSYS9.0对索塔锚固段进行了空间应力分析。考虑到尾索索力较大, 计算模型自塔顶向下取三对斜拉索, 根据索塔的实际构造尺寸建立了空间实体模型 (见图2) 。为了准确模拟锚下混凝土的应力状态, 模型中按实际位置和尺寸建立了钢锚垫板单元, 斜拉索力垂直作用于锚垫板表面并通过锚垫板传递给混凝土单元。混凝土及锚垫板采用三维八节点的SOLID65单元模拟, 每个节点有三个自由度。预应力以节点集中力的形式施加, 并考虑预应力损失。

单元划分后, 整个模型共有节点30321个, 单元14792个。预应力钢绞线张拉控制应力1395MPa, 管道摩阻系数μ=0.15, 局部偏差系数κ=0.0015, 锚具变形ΣΔl=12mm[3]。首先采用MIDAS CIVIL2006软件对全桥进行空间杆系有限元分析, 并经过索力调整和索力优化, 从而得到各个施工阶段及成桥状态的合理索力, 再将此索力转换成作用于锚垫板表面的压应力施加于ANSYS空间模型上。边界条件为模型底部节点全部固结。计算建模采用命令流的形式完成, 避免了需要由人工填写大量数据而容易出错的缺点。

3 计算结果

3.1 锚固区应力集中分析

有限元分析表明, 锚固区应力集中部位出现在锚垫板下及斜拉索锚固齿块与索塔的交接位置。其中, 锚下的应力集中为压应力 (见图4) , 其主压应力最大值为11.5MPa, 远小于C50混凝土的抗压强度值;分析表明, 此处应力集中范围较小, 其影响深度约为锚下0.3m, 因此, 锚下应力集中不是主要问题。各锚固齿块下部与索塔的交接位置也普遍存在9MPa左右的主压应力, 其最大值约为10.3MPa, 但影响范围较小。而各锚固齿块上部与索塔交接的角点位置则普遍存在2MPa左右的主拉应力 (见图3) , 应力集中区最大主拉应力值达到6.6MPa, 虽然影响范围很小, 仅局限在边跨塔壁最外侧一对索的锚固块与塔壁交接角点位置, 但已超过混凝土的抗拉强度, 应引起重视。

3.2 索力传递规律

分析表明, 采用塔壁上设置三维锚块的方法, 斜拉索的三向分力均可经过锚块的扩散作用, 可靠的传递到索塔上, 图5示出了不同剖面位置上竖向应力σy的分布情况 (剖面位置见图1) , 由图中可见, 在锚块附近, 索塔局部承受了大部分的斜拉索竖向分力, 经过一段距离后, 则均匀分布到整个索塔截面。图6为锚块应力分布云图, 由图中可见, 混凝土锚块为典型的局部受压构件, 根据有限元计算结果, 锚块内最大主压应力值不超过11.5MPa。

3.3 索塔应力分析与横向预应力设置

分析表明, 普通钢筋混凝土索塔锚固区在顺桥向和竖向均以受压为主, 且应力水平都不高;而边跨侧塔壁在横桥向则出现了4.5MPa左右的拉应力 (见图7a) , 且影响深度在0.2m左右, 这主要是由于边、主跨锚固点到索塔中心距离不同而产生了附加弯矩, 从而引起弯曲应力。通过在锚固段施加横向预应力, 可有效解决该问题, 图7b为横向预应力张拉后的塔壁横向应力sz云图, 由图中可见, 索塔锚固区横向压应力储备在1MPa以上。分析表明, 采用交叉锚固形式, 索塔内的各向剪应力均不大, 说明此方法简单可行。

4 结论

(1) 采用在塔壁设置混凝土锚固齿块的对向交叉锚固形式, 可以可靠的把斜拉索力传递给索塔整个截面。

(2) 在强大的斜拉索力作用下, 各锚固齿块与索塔交接部位容易出现应力集中现象, 尤其是其上部交接角点处容易出现拉应力, 此处普通钢筋配置应适当加强。

(3) 此种锚固方式将引起索塔横桥向较大的弯曲应力, 建议在横桥向设置足够数量的预应力筋来加强。

(4) 由于本桥位于小半径平面曲线上, 空间分析表明锚固区应力分布表现出非对称性, 建议在索塔整体设计中加强抗扭措施。

摘要：利用有限元程序对斜拉桥索塔锚固区进行空间实体建模, 研究了交叉锚固形式的索塔锚固区应力分布与索力传递规律。

关键词：斜拉桥,索塔,锚固区,应力分析

参考文献

[1]林元培.斜拉桥[M].北京:人民交通出版社, 1997.115-137.

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