1、精選優(yōu)質(zhì)文檔-傾情為你奉上*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(shè)計左幅中心樁號為K64+375.850，共2聯(lián) (3-40)+(3-40)m；右幅中心樁號為K64+355.650，共2聯(lián) (3-40)+(4-40)m。上部結(jié)構(gòu)采用預(yù)應(yīng)力砼(后張)T梁，先簡支后連續(xù)。下部結(jié)構(gòu)0、6(左幅)、7(右幅)號橋臺采用U臺接樁基，0（右幅）號橋臺采用U臺接擴大基礎(chǔ)，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(chǔ)。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(chǔ)，

2、且樁基礎(chǔ)已于2011年5月終孔。本次對其高墩進(jìn)行計算分析。主要分析結(jié)論：1、墩頂縱橋向有約束時，失穩(wěn)安全系數(shù)=10.91，墩身穩(wěn)定性安全。2、墩頂縱橋向無約束時，失穩(wěn)安全系數(shù)=4.29，安全系數(shù)偏小。本次分析報告提出以下兩個方案：方案一：將現(xiàn)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(wěn)安全系數(shù)=6.97，安全性得到提高。 方案二：對本橋進(jìn)行重新分聯(lián)，左幅分為三聯(lián)：40+（4*40）+40m，右幅分為三聯(lián)：2*40+（4*40）+40m，將高墩全部固結(jié)，以達(dá)到穩(wěn)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、使用階段橋梁墩柱結(jié)構(gòu)驗算安全。4、施工階段裸墩

3、狀態(tài)受到順橋向風(fēng)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(shè)置浪風(fēng)索，防止墩身在風(fēng)荷載作用下發(fā)生過大的位移)保證墩身的結(jié)構(gòu)安全。5、根據(jù)原橋橋型圖3號墩中風(fēng)化板巖頂部高程236.12，而設(shè)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(shè)計為嵌巖樁，請注意樁底高程的控制。6、本次分析墩身砼按C40考慮，請注意修改相關(guān)變更圖紙。以下將對本橋高墩穩(wěn)定以及結(jié)構(gòu)安全性做詳細(xì)分析：二、高墩屈曲安全性分析原橋設(shè)計左幅中心樁號為K64+375.850，共2聯(lián) (3-40)+(3-40)m，上部結(jié)構(gòu)采用預(yù)應(yīng)力砼(后張)T

4、梁，先簡支后連續(xù)。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(jù)變更文件2,4號墩實測墩高分別為46.1m和44.8m且與下構(gòu)固結(jié)，3號墩為過度墩墩高45.9m，非固結(jié)。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(lián) (3-40)+(4-40)m。上部結(jié)構(gòu)采用預(yù)應(yīng)力砼(后張)T梁，先簡支后連續(xù)，其中3,4，5號橋墩為薄壁墩，根據(jù)變更文件4,5號墩實測墩高分別為45.9m和44.3m且與下構(gòu)固結(jié)，3號墩為過度墩墩高45.8m，非固結(jié)。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(jié)墩左幅2號墩（46.1m）和最高非固結(jié)墩左幅3號（45.9

5、m）墩按實測墩高進(jìn)行計算，在midas里面建立空間桿系模型進(jìn)行屈曲穩(wěn)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(jìn)行分析（由于變更圖紙中出現(xiàn)墩柱兩種混凝土型式C30，C40，為偏安全設(shè)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：P1=8603.2KN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=10696B墩頂活載：（根據(jù)本次設(shè)計的部頒T梁上構(gòu)通用圖說明）P5=3637KN墩頂縱向約束考

6、慮約束轉(zhuǎn)動，不約束縱向位移。C40墩頂有約束Midas計算結(jié)果項目第一失穩(wěn)模態(tài)第二失穩(wěn)模態(tài)第三失穩(wěn)模態(tài)墩頂橫載(kN)106961069610696墩頂活載(KN)363736373637計算結(jié)果43.00171.5285.7換算為墩頂荷載(kN).2.5失穩(wěn)模態(tài)動態(tài)文件名有約束1.avi有約束2.avi有約束3.avi結(jié)果描述（動態(tài)模型詳見midas相關(guān)失穩(wěn)模態(tài)動態(tài)附件）：根據(jù)計算顯示：第二、三階失穩(wěn)臨界力均比第一階大。根據(jù)以上分析及帽梁計算的結(jié)果，40mT梁上構(gòu)自重及汽車作用到墩帽頂?shù)暮奢d為P=14333kN；出現(xiàn)第一階失穩(wěn)的安全系數(shù)為=/14333=10.91。計算結(jié)果顯示墩身穩(wěn)定性較為

7、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：P1=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(jù)本次設(shè)計的部頒T梁上構(gòu)通用圖說明）P5=4688KNC40墩頂無約束Midas計算結(jié)果項目第一失穩(wěn)模態(tài)第二失穩(wěn)模態(tài)第三失穩(wěn)模態(tài)墩頂橫載(kN)921492149214墩頂活載(KN)468846884688計算結(jié)果12.7102.3241.7換算為墩頂荷載(kN)59639.6.0.0失穩(wěn)模態(tài)動畫文件名無約束_1.avi無約束

8、_2.avi無約束_3.avi結(jié)果描述（動態(tài)模型詳見midas相關(guān)失穩(wěn)模態(tài)動態(tài)附件）：根據(jù)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(wěn)定性。根據(jù)以上分析及帽梁計算的結(jié)果，40mT梁上構(gòu)自重及汽車作用到墩帽頂?shù)暮奢d為P=13902kN；出現(xiàn)第一階失穩(wěn)的安全系數(shù)為=59639.6/13902=4.29。失穩(wěn)時墩頂發(fā)生縱橋向位移達(dá)1.0m。此模型為墩頂無縱橋向約束，適用于過渡墩設(shè)滑板式支座處（左右幅均為3號橋墩）。由于此模型安全系數(shù)較小，本次分析做如下建議：方案一：將現(xiàn)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(jìn)行重新分聯(lián)，左幅

9、分為三聯(lián)：40+（4*40）+40m，其中第一聯(lián)和第三聯(lián)上構(gòu)均為簡支T梁，第二聯(lián)為先簡支后連續(xù)T梁；右幅分為三聯(lián)：2*40+（4*40）+40m，中第一聯(lián)和第三聯(lián)上構(gòu)均為簡支T梁，第二聯(lián)為先簡支后連續(xù)T梁，以達(dá)到穩(wěn)定性要求。由于按方案二重新分聯(lián)后所有高墩均為固結(jié)，按墩頂有縱向約束安全系數(shù)來看，所有高墩（含左幅2,3,4和右幅3,4,5號橋墩）穩(wěn)定性均較為安全。故以下僅對本次建議方案二進(jìn)行分析論證，既3號墩變更為2.3*2.3m方柱式墩屈曲穩(wěn)定安全性進(jìn)行分析3、 將3號墩改為方墩2.3m×2.3m 計算其屈曲穩(wěn)定圖4、方柱有限元模型方柱墩頂無約束Midas計算結(jié)果項目第一失穩(wěn)模態(tài)第二失

10、穩(wěn)模態(tài)第三失穩(wěn)模態(tài)墩頂橫載(kN)921492149214墩頂活載(KN)468846884688計算結(jié)果20.67163.3289.3換算為墩頂荷載(kN)96896.9.16.1失穩(wěn)模態(tài)動畫文件名無約束_1.avi無約束_2.avi無約束_3.avi結(jié)果描述（動態(tài)模型詳見midas相關(guān)失穩(wěn)模態(tài)動態(tài)附件）：根據(jù)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(wěn)定性。根據(jù)以上分析及帽梁計算的結(jié)果，40mT梁上構(gòu)自重及汽車作用到墩帽頂?shù)暮奢d為P=13902kN；出現(xiàn)第一階失穩(wěn)的安全系數(shù)為=96896.9/13902=6.97。計算結(jié)果顯示墩身穩(wěn)定性較為安全。

11、從安全性角度考慮，本次設(shè)計推薦方案二，對本橋進(jìn)行重新分聯(lián)。三、對結(jié)構(gòu)安全性進(jìn)行驗算（按2.3m×2.3m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(jié)構(gòu)安全性按施工階段考慮最不利情況為架橋機過孔將要結(jié)束時。此時單孔T梁已經(jīng)架設(shè)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=3406KN，M=3406*0.7=2384.2kn.mB:架橋機荷載：中心支點89t，距橋墩中心1.5m（通過臨

12、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=0D：風(fēng)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(jié)，墩頂自由）按偏壓構(gòu)件計算配筋，683213.5滿足規(guī)范要求。裂縫計算按照J(rèn)TG D60-2004 第6.4.3條：裂縫寬度：0.076mm根據(jù)以上的分析結(jié)果

13、可知橋墩在施工階段安全可靠。同理計算D=2.3m圓柱墩按7032配筋滿足規(guī)范要求，裂縫寬度：0.069mm。2、按使用階段最不利組合驗算墩身結(jié)構(gòu)安全性、橋墩集成剛度計算假定1、一聯(lián)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30。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(shè)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25。6、4,5，6號橋墩為固結(jié)墩。、橋墩集成剛度計算1、橋墩幾何參數(shù)計算 橋墩幾何參數(shù)位置邊長或直徑墩高面積A墩慣矩mm

14、mm44#墩2.346.210.582.335#墩2.346.210.582.336#墩1.8215.10.72、橋墩抗推剛度計算按照規(guī)范計算抗推剛度時，混凝土的抗彎彈性模量取抗壓彈性模量的0.8倍，橋墩抗推剛度按照下式計算,即：其中：E-混凝土彈性模量，C30混凝土，E=3×104MPa； H-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(lián)，橋墩的集成剛度按照下式計算,即：由于4,5，6號墩均為固結(jié)，本次設(shè)計集成剛度按橋墩剛度考慮。、橋墩墩頂水平力計算1、一聯(lián)橋梁變形零點計算變形零點按照下式計算,即：

15、 其中：C收縮系數(shù)，計算中按照混凝土收縮+徐變+降溫取55，C=1E-5×55=0.00055； -橋墩抗推剛度與橋墩距橋臺距離的乘積； -橋臺摩擦系數(shù)與上部結(jié)構(gòu)豎直反力的乘積，如為滑板支座，取0。 由以上參數(shù)可計算得到：X=85.96m2、收縮徐變、降溫產(chǎn)生的水平力 水平力按照下式計算,即： 其中：C收縮系數(shù)； 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(chǎn)生的水平力位置收縮徐變降溫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(fù)號表示力的方向背離小樁

16、號過渡墩（橋臺）。3、墩頂制動力計算橋梁一聯(lián)長度：4×40=160m，均布荷載qk=10.5KN/m，集中荷載Pk=320KN一列車道荷載的10%為(160×10.5+320)×10%=200KN165KN故：總制動力Hz=200×2.34=468KN每個橋墩上分配的制動力為：墩頂制動力位置制動力單位4#墩132.719KN5#墩132.719KN6#墩202.562KN4、風(fēng)力計算橫橋向風(fēng)荷載假定水平的垂直作用于橋梁各部分迎風(fēng)面積的形心上，其標(biāo)準(zhǔn)值按照J(rèn)TG D60-2004第4.3.7條公式計算。；其中： k0 - 設(shè)計風(fēng)速重現(xiàn)期換算系數(shù)，對于單孔跨

17、徑為大橋和特大橋的橋梁，k0=1.0； K1 - 風(fēng)阻力系數(shù)，由JTG D60-2004表4.3.7-6查取k1表位置直徑b（m）墩高H(m)t/bk14#墩2.346.2125#墩2.346.2 126#墩1.8211.7691.54 K3 - 地形、地理條件系數(shù)，由JTG D60-2004表4.3.7-1取用，本橋取為1.3； K2 - 考慮地面粗糙程度類別和梯度風(fēng)的風(fēng)速高度變化修正系數(shù)，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； K5 - 陣風(fēng)風(fēng)速系數(shù)，本橋按照B類地表，取為1.38； g 重力加速度，g=9.81m/s2 V10

18、 38.4m/s按照J(rèn)TG D60-2004第4.3.7條第2款，“橋墩上的順橋向風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值可按橫橋向風(fēng)壓的70%乘以橋墩迎風(fēng)面積計算”。縱橋向、橫橋向風(fēng)力表位置K0K1K2K3K5W0(KN/m2)Awh(m2)Fwh(KN)FwZ(KN)4#墩1.0 2 1.15 1.3 1.38 0.35243.3252.1176.55#墩1.0 21.151.31.380.35 243.3252.1176.56#墩1.0 1.541.021.31.380.35 37.841.551.5、橋墩墩墩底彎矩計算1、收縮徐變產(chǎn)生的彎矩收縮徐變產(chǎn)生的彎矩表位置墩高水平力(KN)彎矩(KNm)4#墩48.219

19、.4935.085#墩48.22.519121.46#墩23 21.92504.162、降溫產(chǎn)生的彎矩產(chǎn)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23 18.266420.13、汽車制動力產(chǎn)生的彎矩汽車制動力產(chǎn)生的彎矩表位置墩高水平力(KN)彎矩(KNm)4#墩51.5132.71968355#墩51.5132.7196835 6#墩23 202.5624658.94、風(fēng)荷載產(chǎn)生的彎矩風(fēng)荷載產(chǎn)生的彎矩表位置墩高水平力(KN)彎矩(KNm)4#墩48 176.584725#墩47176.58295.56#墩23 51

20、.51184.55、橋墩單側(cè)溫差產(chǎn)生的彎矩（由MIDAS Civil v7.9計出）橋墩單側(cè)溫差產(chǎn)生的彎矩表位置墩高水平力(KN)彎矩(KNm)4#墩-4108.0 5#墩-4159.0 6#墩-315.0 按橋梁滿負(fù)荷時因溫度作用致使墩頂受到上構(gòu)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。、基本組合按照J(rèn)TG D60-2004第4.1.6條計算： M=1.0×收縮徐變彎矩+1.4×制動力彎矩+0.7×（1.4×降溫彎矩+1.1×風(fēng)荷載彎矩+1.1×橋墩單側(cè)溫差）N=1.0×（蓋梁+墩身）+1.0×上部

21、恒載+1.0×活載、短期組合按照J(rèn)TG D60-2004第4.1.7條計算Ms=1.0×收縮徐變彎矩+0.7×制動力彎矩+0.8×降溫彎矩+0.75×風(fēng)荷載彎矩+0.75×橋墩單側(cè)溫差Ns=1.0×（蓋梁+墩身）+1.0×上部恒載+0.7×活載、長期組合按照J(rèn)TG D60-2004第4.1.7條計算Ms=1.0×收縮徐變彎矩+0.4×制動力彎矩+0.8×降溫彎矩+0.75×風(fēng)荷載彎矩+0.75×橋墩單側(cè)升溫Ns=1.0×（蓋梁+墩身）+1.0&#

22、215;上部恒載+0.4×活載荷載基本組合表位置M(KNm)N(KN）4#墩20954.328025.75#墩19380.0328025.76#墩8592.93317796.5 “活載”中已計入沖擊系數(shù)0.27。荷載短期組合表位置M(KNm)N(KN）4#墩14100.0224032.175#墩13235.7323816.126#墩6381.3816705.35活載”中不計沖擊系數(shù)。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(shù)。2、配筋計算及承載能力驗算橋墩配筋表位置墩高尺寸根數(shù)直徑保護(hù)層厚含筋率(m)(m)(mm)(mm)4#墩46b*h=2.3*2.368