1、*大橋高墩計算分析報告一、工程概況本橋平面位于直線上，橋面橫坡為雙向2%縱斷面縱坡 1.6%。原橋設計左幅中心樁號為 K64+375.850,共 2 聯（3-40）+（3-40）m ；右幅中心樁號為 K64+355.650,共2 聯（3-40）+（4-40）m 。上部結構采用預應力砼（后）T 梁，先簡支后連續。下部結構 0、6（左幅）、7（右幅）號橋臺米用 U 臺接樁基，0（右幅）號橋臺米用 U 臺接擴大基礎，2、3、4（左幅）、3、4、5（右幅）號橋墩采用空心墩接樁基，其余橋墩采用柱式墩接樁基 礎。由于施工過程中，施工單位將2、3、4（左幅）、3、4、5（右幅）號橋墩改為圓柱墩接樁基礎，且樁

2、基礎已于 2011 年 5 月終孔。本次對其高墩進行計算分析。主要分析結論：1、 墩頂縱橋向有約束時，失穩安全系數丫 =10.91，墩身穩定性安全。2、 墩頂縱橋向無約束時，失穩安全系數丫 =4.29，安全系數偏小。本次分析報告 提出以下兩個方案：方案一：將現有變更 D=2.3m 圓柱式墩改為 2.3*2.3m 方柱式墩，以樁帽相接，失 穩安全系數丫 =6.97，安全性得到提高。方案二：對本橋進行重新分聯，左幅分為三聯：40+（ 4*40） +40m 右幅分為三聯：2*40+ （4*40） +40m，將高墩全部固結，以達到穩定性要求。從安全性方面考慮，本次分析推薦方案二。3、 施工階段、使用階

3、段橋梁墩柱結構驗算安全。4、施工階段裸墩狀態受到順橋向風荷載對墩身最不利。建議在施工過程中對墩 頂施加水平方向的約束（具體的操作措施可在墩頂設置浪風索，防止墩身在風荷載作 用下發生過大的位移）保證墩身的結構安全。5、根據原橋橋型圖 3 號墩中風化板巖頂部高程 236.12，而設計變更文件左幅 3 號墩墩底高程 235.2，左幅 4 號墩墩底高程 237.5，右幅 5 號墩墩底高程 238 等，設 計為嵌巖樁，請注意樁底高程的控制。&本次分析墩身砼按 C40 考慮，請注意修改相關變更圖紙。以下將對本橋高墩穩定以及結構安全性做詳細分析：二、高墩屈曲安全性分析原橋設計左幅中心樁號為 K64+

4、375.850,共 2 聯（3-40）+（3-40）m ，上部結構采用預應力砼（后）T 梁，先簡支后連續圖 1、*大橋左幅立面本橋原橋左幅 2,3,4 號橋墩為薄壁墩，根據變更文件2,4 號墩實測墩高分別為46.1m 和 44.8m 且與下構固結，3 號墩為過度墩墩高 45.9m,非固結。圖 2、*大橋右幅立面本橋原橋右幅中心樁號為 K64+355.650,共 2 聯（3-40）+（4-40）m 。上部結構采用預應力砼（后）T 梁，先簡支后連續，其中 3,4，5 號橋墩為薄壁墩，根據變更文件 4,5 號墩實測墩高分別為 45.9m 和 44.3m 且與下構固結，3 號墩為過度墩墩高 45.8m

5、,非 固結。本次計算先按原薄壁墩變更為直徑 D=2.3m 圓柱墩，分別對最高固結墩左幅 2 號 墩（46.1m）和最高非固結墩左幅 3 號（45.9m）墩按實測墩高進行計算，在 midas 里面建立空間桿系模型進行屈曲穩定性分析獲得臨界集中力，按兩種不同的約束條件（墩頂在縱橋向有約束和無約束） 分別進行分析（由于變更圖紙中出現墩柱兩種混凝 土型式 C30, C40,為偏安全設計本次分析按 C40 考慮）。圖 3、圓柱有限元模型1、左幅 2 號墩頂在縱橋向有約束、墩身砼采用C40 砼，墩高 46.1m：A 墩頂恒載：雙孔梁自重：P 仁 8603.2KN帽梁自重：P2=1039.2KN橋面二期荷載

6、：P3=1053.6KN墩頂恒載：P4=8603.2+1039.2+1053.6=10696B 墩頂活載：（根據本次設計的部頒 T 梁上構通用圖說明）P5=3637KN墩頂縱向約束考慮約束轉動，不約束縱向位移。C40 墩頂有約束 Midas 計算結果項目第一失穩模態第二失穩模態第三失穩模態墩頂橫載（kN）106961069610696墩頂活載（KN）363736373637計算結果43.00171.5285.7換算為墩頂荷載（kN）156373623772.21039142.5失穩模態動態文件名有約束 1.avi有約束 2.avi有約束 3.avi結果描述（動態模型詳見 midas 相關失穩模

7、態動態附件）：根據計算顯示：第二、三階失穩臨界力均比第一階大。根據以上分析及帽梁計算的結果，40mT 梁上構自重及汽車作用到墩帽頂的荷載為 P=14333kN 出現第一階失穩的安全系數為丫=156373/14333=10.91。計算結果顯示墩身穩定性較為安全。2、3 號墩頂在縱橋向無約束、墩身砼采用C40 砼，墩高 45.9mA 墩頂恒載：雙孔梁自重：P 仁 7121.2KN帽梁自重：P2=1039.2KN橋面二期荷載：P3=1053.6KN墩頂恒載：P4=8603.2+1039.2+1053.6=9214KNB 墩頂活載：（根據本次設計的部頒 T 梁上構通用圖說明）P5=4688KNC40

8、墩頂無約束 Midas 計算結果項目第一失穩模態第一失穩模態第一失穩模態墩頂橫載（kN）921492149214墩頂活載（KN）468846884688計算結果12.7102.3241.7換算為墩頂荷載（kN）59639.6479896.01133152.0失穩模態動畫文件名無約束_1.avi無約束_2.avi無約束_3.avi結果描述（動態模型詳見 midas 相關失穩模態動態附件）：根據計算顯示：第一階的臨界荷載僅為第二階臨界荷載的0.13 倍。這里按第一階臨界荷載驗算墩身穩定性。根據以上分析及帽梁計算的結果，40mT 梁上構自重及汽車作用到墩帽頂的荷載為 P=13902kN 出現第一階失

9、穩的安全系數為丫 =59639.6/13902=4.29。失穩時墩頂發生縱橋向位移達 1.0m。此模型為墩頂無縱橋向約束，適用于過渡墩設滑板式支座處（左右幅均為 3 號橋 墩）。由于此模型安全系數較小，本次分析做如下建議:方案一：將現有變更 2.3m 圓柱式墩型式改為 2.3*2.3m 方柱式墩。方案二：對本橋進行重新分聯，左幅分為三聯：40+（ 4*40）+40m 其中第一聯和第三聯上構均為簡支 T 梁，第二聯為先簡支后連續 T 梁；右幅分為三聯：2*40+（4*40）+40m 中第一聯和第三聯上構均為簡支 T 梁，第二聯為先簡支后連續 T 梁，以達到穩定性要求。由于按方案二重新分聯后所有高

10、墩均為固結，按墩頂有縱向約束安全系數來看，所有高墩（含左幅 2,3,4 和右幅 3,4,5 號橋墩）穩定性均較為安全。故以下僅對本次 建議方案二進行分析論證，既 3 號墩變更為 2.3*2.3m 方柱式墩屈曲穩定安全性進行分析3、將 3 號墩改為方墩 2.3m2.3m 計算其屈曲穩定圖 4、方柱有限元模型方柱墩頂無約束 Midas 計算結果項目第一失穩模態第一失穩模態第三失穩模態墩頂橫載（kN）921492149214墩頂活載（KN）468846884688計算結果20.67163.3289.3換算為墩頂荷載（kN）96896.9765722.161356418.1失穩模態動畫文件名無約束_1

11、.avi無約束_2.avi無約束_3.avi結果描述（動態模型詳見 midas 相關失穩模態動態附件）：根據計算顯示：第一階的臨界荷載僅為第二階臨界荷載的0.12 倍。這里按第一階臨界荷載驗算墩身穩定性。根據以上分析及帽梁計算的結果，40mT 梁上構自重及汽車作用到墩帽頂的荷載為 P=13902kN 出現第一階失穩的安全系數為丫 =96896.9/13902=6.97。計算結果顯 示墩身穩定性較為安全。從安全性角度考慮，本次設計推薦方案二，對本橋進行重新分聯。三、對結構安全性進行驗算（按 2.3m2.3m 方墩、D=2.3m 圓柱墩分別驗算）1、按施工階段最不利組合驗算墩身結構安全性按施工階段

12、考慮最不利情況為架橋機過孔將要結束時。此時單孔 T 梁已經架設完 成、架橋機的自重作用在梁端墩頂處； 作用荷載為單孔 T 梁自重的一半、架橋機全部 自重，兩者之和。偏心矩為臨時支座（或滑板支座）距墩中心線的距離。荷載：A: T 梁自重 3406KN,e=0.65m 考慮施工偏差 5cm, e=0.70m。N=3406KNM=3406*0.7=2384.2k n.mB:架橋機荷載：中心支點 89t，距橋墩中心 1.5m （通過臨時支撐傳遞到帽梁上）：N=890KN M=890*0.7=623 kn.mC:橋墩 + 帽梁自重：N=2*2.3*2.3*46*26+1039=13692.7KN，M=0

13、D：風載：F=208.19KN, M=208.19*46/2=5412.9 kn.m合計：N=3406+890+13692.7=17988.68KNM=2384.2+623+5412.9=8420.1 kn.mE0=M/N=0.468mL0=46.2*2=92.4 （考慮墩底固結，墩頂自由）按偏壓構件計算配筋，68 3213.5 滿足規要求。裂縫計算按照 JTG D60-2004 第 6.4.3 條：ss30 dWfkCQ2C3（）Es0.28 10裂縫寬度：0.076mm根據以上的分析結果可知橋墩在施工階段安全可靠。同理計算 D=2.3m 圓柱墩按 70 32 配筋滿足規要求，裂縫寬度：0.

14、069mm2、按使用階段最不利組合驗算墩身結構安全性1、橋墩集成剛度計算假定1、 一聯橋中，僅計算橋墩的受力，不考慮過渡墩與橋臺的受力。2、 偏安全考慮，汽車制動力的分配按照三個中墩的集成剛度分配。3、 主梁的收縮徐變折成降溫計算，降溫溫度取30C。4、 為取得最大水平力，溫度變化須與收縮徐變變化一致，升溫不控制設計，升 溫水平力不做計算。故由溫度變化引起的水平力，僅考慮降溫引起，降溫溫度取 25E6、4,5， 6 號橋墩為固結墩。2、橋墩集成剛度計算1、橋墩幾何參數計算橋墩幾何參數位置邊長或直徑墩高面積 A墩慣矩mmmm44#墩2.346.210.582.335#墩2.346.210.582

15、.336#墩1.8215.10.72、橋墩抗推剛度計算按照規計算抗推剛度時，混凝土的抗彎彈性模量取抗壓彈性模量的倍，橋墩抗推剛度按照下式計算，即:3 0.8EI其中：E-混凝土彈性模量，C30 混凝土，E=3%04MPaH- 橋墩高度橋墩抗推剛度位置抗推剛度KN/m4#墩1594.15#墩1594,16#墩2616.43、橋墩集成剛度計算橋墩與支座串聯，橋墩的集成剛度按照下式計算，即:0.8d z由于 4,5, 6 號墩均為固結，本次設計集成剛度按橋墩剛度考慮。3、橋墩墩頂水平力計算1、一聯橋梁變形零點計算變形零點按照下式計算，即:KIKi其中：C收縮系數，計算中按照混凝土收縮+徐變+降溫取

16、55C55=0.00055;KiLi-橋墩抗推剛度與橋墩距橋臺距離的乘積；R -橋臺摩擦系數與上部結構豎直反力的乘積，如為滑板支座,由以上參數可計算得到:X=85.96m2、收縮徐變、降溫產生的水平力水平力按照下式計算，即：H C t X Ki其中：C收縮系數；t 收縮徐變或降溫的溫度差；X橋墩距離變形零點的距離；Ki 橋墩抗推剛度。收縮徐變、降溫產生的水平力位置收縮徐降溫C=1E-5X0。變4#墩19.416.1675#墩2.5192.0996#墩21.9218.266表中水平力正號表示力的方向指向小樁號過渡墩（橋臺），負號表示力的方向背離 小樁號過渡墩（橋臺）。3、墩頂制動力計算橋梁一聯長

17、度：440=160m均布荷載 qk=10.5KN/m 集中荷載 R=320KN一列車道荷載的 10%（160X10.5+320）X10%=200KIN165KN故：總制動力 Hz=2002.34=468KN每個橋墩上分配的制動力為：Hi B墩頂制動力位置制動力單位4#墩132.719KN5#墩132.719KN6#墩202.562KN4、風力計算橫橋向風荷載假定水平的垂直作用于橋梁各部分迎風面積的形心上，其標準橫橋向風壓的 70 淙以橋墩迎風面積計算”O值按照 JTG D60-2004 第 4.3.7 條公式計算Fwhk0klk3VdAwhko=l.o ；Ki-風阻力系數，由 JTG D60-

18、2004 表 437-6 查取kl 表位置直徑 b(m墩高H(m)t/bk14#墩2.346.2125#墩2.346.2126#墩1.8211.7691.54& -地形、地理條件系數，由 JTG D60-2004 表 4.3.7-1 取用，本橋取為 1.3 ；冷-考慮地面粗糙程度類別和梯度風的風速高度變化修正系數，由JTG D60-2004 表 4.3.7-3 取用，本橋按照 50 米高度、B 類地面粗糙程度，取為 1.29 ；& -陣風風速系數，本橋按照 B 類地表，取為 1.38 ；2g -重力加速度，g=9.81m/sV10 38.4m/s按照 JTG D60-2004

19、第 4.3.7 條第 2 款，“橋墩上的順橋向風荷載標準值可按0.012017e0.0001Z其中：k0-設計風速重現期換算系數，對于單孔跨徑為大橋和特大橋的橋梁,k2k5V10；縱橋向、橫橋向風力表位置K0K1K2K3K5W0(KN/m2) Awh(m2)Fwh(KN)FwZ(KN)4#墩1.021.151.31.380.35243.3252.1176.55#墩1.021.151.31.380.35243.3252.1176.56#墩1.01.541.021.31.380.3537.841.551.5、橋墩墩墩底彎矩計算1 收縮徐變產生的彎矩收縮徐變產生的彎矩表位置墩高水平力(KN)彎矩(K

20、Nm)4#墩48.219.4935.085#墩48.22.519121.46#墩2321.92504.162、降溫產生的彎矩產生的彎矩表位置墩高水平力(KN)彎矩(KNm)4#墩48.216.167779.25#墩48.22.099101.76#墩2318.266420.13、汽車制動力產生的彎矩橫橋向風壓的 70 淙以橋墩迎風面積計算”O汽車制動力產生的彎矩表位置墩高水平力(KN)彎矩(KNm)4#墩51.5132.71968355#墩51.5132.71968356#墩23202.5624658.94、風荷載產生的彎矩風荷載產生的彎矩表位置墩高水平力(KN)彎矩(KNm)4#墩48176.

21、584725#墩47176.58295.56#墩2351.51184.55、橋墩單側溫差產生的彎矩(由 MIDAS Civil v7.9 計出)橋墩單側溫差產生的彎矩表位置墩高水平力(KN)彎矩(KNm)4#墩-4108.05#墩-4159.06#墩-315.0按橋梁滿負荷時因溫度作用致使墩頂受到上構伸縮引起的強制縱橋向水平位移 作為使用階段墩身最不利情況。mn1、基本組合按照 JTG D60-2004 第 4.1.6 條計算:mnM=1.QX收縮徐變彎矩+1.4X制動力彎矩+0.7X1.4X降溫彎矩+1.1X風荷載彎矩+1.1X橋墩單側溫差）N=1.QX（蓋梁墩身）+1.0X上部恒載+1.0

22、X活載2、短期組合按照 JTG D60-2004 第 4.1.7 條計算mnSsdSGik1 jSQjki 1j 1Ms=1.0X收縮徐變彎矩+0.7X制動力彎矩+0.8X降溫彎矩+0.75X風荷載彎矩+0.75X橋墩單側溫差Ns=1.0X（蓋梁+墩身）+1.0X上部恒載+0.7X活載3、長期組合按照 JTG D60-2004 第 4.1.7 條計算mnSldSGik2 jSQjki 1j 1Ms=1.0X收縮徐變彎矩+0.4X制動力彎矩+0.8X降溫彎矩+0.75X風荷載彎矩+0.75X橋墩單側升溫Ns=1.0X（蓋梁F墩身）+1.0X上部恒載+0.4X活載荷載基本組合表位置M(KNm)N(

23、KN)4#墩20954.328025.75#墩19380.0328025.76#墩8592.93317796.5“活載”中已計入沖擊系數 0.27。0(i 1GiSGikQiSQ1kmn荷載短期組合表位置M(KNm)N(KN)4#墩14100.0224032.17se0ys5#墩13235.7323816.126#墩6381.3816705.35活載”中不計沖擊系數荷載長期組合表位置M(KNm)N(KN)4#墩12799.0122941.075#墩11961.8422725.026#墩4398.9817539.89活載”中不計沖擊系數。2、配筋計算及承載能力驗算橋墩配筋表位置墩咼尺寸根數直徑保護層厚含筋率(m)(m)(mm)(mm)%o4#墩46b*h=2.3*2.36832611.65#墩45b*h=2.3*2.36832611.66#墩21D=1.84628611.1表中鋼筋根數為一側墩壁單層鋼筋根數裂縫計算按照 JTG D60-2004 第 643 條:ss30 dWfkcaCsT)Es0.28102z 0.87 0.12(1) h0h0Asbh(