板式桥梁通用设计图板端应力研究

第３３卷，第２期　２　０　０　８年４月　公　路　工　程　Ｈｉｇｈｗａｙ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｖｏｌ＿３３．ＮＯ．２　Ａｐｒ．，２　０　０　８　板式桥梁通用设计图板端应力研究　杨沪湘　（湖南省交通规划勘察设计院，湖南长沙［摘４１０００８）　要］为进一步了解空心板梁在预应力张拉阶段的应力应变分布，并为交通部专家委员会面向全国的板　式桥梁通用图设计提供依据，通过定性的受力分析后，进行有限元空间分析，并将分析计算结果与空心板桥端部破　坏的调研情况相结合，提出了合理的设计和施工改进措施。　［关键词］板式桥梁；板端应力；有限元空间分析　［中图分类号］Ｕ　４４１’．５　［文献标识码］Ｂ　［文章编号］１００２—１２０５（２００８）０２—００８５—０６　Ｒｅａｓｅａｃｈ　ｏｎ　Ｓｔｒｅｓｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｅｎｄ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｓｔａｎｄａｒｄ　Ｄｒａｗｉｎｇ　ｏｆ　Ｈｉｇｈｗａｙ　Ｓｌａｂ　Ｂｒｉｄｇｅ　ＹＡＮＧ　Ｈｕｘｉａｎｇ　（Ｈｕｎａｎ　Ｐｒｏｖｉｎｃｉａｌ　Ｃｏｍｍｕｎｉｃａｔｉｏｎｓ　Ｐｌａｎｎｉｎｇ　Ｓｕｒｖｅｙ＆Ｄｅｓｉｇｎ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｃｈａｎｇｓｈａ，Ｈｕｎａｎ　４　１０００８，　Ｃｈｉｎａ）　［Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ］Ｈｉｇｈｗａｙ　Ｓｌａｂ　Ｂｒｉｄｇｅ；Ｓｔｒｅｓｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｅｎｄ；ｆｉｎｉｔｅ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｓｐａｃｅ　ａｎａｌｙｓｉｓ　心板板端倒角均出现了不同程度的纵向裂缝，板底　１　研究概况　１．１板式桥梁板端常见病害情况　倒角出现的裂缝较多，板顶倒角亦有少部分裂缝。　纵向裂缝最大长度达２２　ｃｍ左右，最大宽度近　０．１　ｍｍ，裂缝位置见图１。　板式桥梁是公路桥梁中最为量大、面广的常用　桥型，它构造简单、受力明确，可采用钢筋混凝土和　预应力混凝土结构，能适应各种形状的弯、坡、斜桥，　因此，在高速公路、一般公路和城市桥梁中都得到十　分广泛地采用。尤其是在建筑高度受到限制的条件　下和平原微丘地区的中、小跨径桥梁，因其可以有效　降低路堤填土高度，具有少占耕地、节省土方工程量　等优点，特别受欢迎。　然而从板式桥梁的应用情况来看，板端裂缝问　题不论在公路桥梁还是城市桥梁中都已经成为非常　普遍的问题。很多预应力混凝土空心板经施加预应　　ｌ１２４　叶　ｌ　图１　板端倒角裂缝位置分布图（单位：ｃｍ）　②赣州市某跨河简支梁桥，跨度３０　ｍ，梁体混　凝土标号ｃ　每跨由１５片等截面后张法预应力混　凝土空心板梁组成。空心板梁在预制过程中，发现　力后，板端倒角就出现了不同程度的纵向裂纹，而且　随着端部预应力筋作用处砼承压能力的逐步丧失，　裂缝将继续向跨中发展，从而严重影响预应力砼空　心板的耐久性。以下是收集到的几种空心板桥的开　裂情况。　已经张拉尚未封端的４片中板梁在梁端部位发生　裂缝。裂缝为两侧腹板与顶、底板的相交处顺梁方　向开裂，且每处都有。缝长大多３２～５０　ｃｍ，最长　６７　ｃｍ，缝宽多为０．１～１　ｍｍ，最大２　ｍｍ，见图２。　１．２板式桥梁板端研究概况　①某立交桥采用１６　ｍ跨后张法预应力混凝土　空心板梁，该板在混凝土强度达到设计强度９０％时　预应力锚固区的研究在国内外始终是一个热　点，从预应力技术诞生到现在一直有不少学者对预　张拉预应力钢筋。在预加应力施工过程中，发现空　［收稿日期］２００７一ｌ２一ｌ０　［作者简介】杨沪湘（１９６９一），男，湖南常德人，高级工程师，主要从事公路桥梁设计与研究工作。　维普资讯 http://www.cqvip.com

８６　公路图２裂缝示薏（单位：ｃｍ）　应力锚固区的力学特性和设计方法进行研究，局部　承压破坏原理也由“套箍强化”理论逐渐发展为“剪　切破坏”理论　，相应的国外规范对这方面内容也　多次进行修改。　各种设计规范对预应力梁端面张拉裂缝的控制　虽有构造要求，但不够全面具体，对设计而言，实用　性还不强，还不能直接依据规范进行配筋设计。本　文通过对新、旧规范下板端进行的有限元空间计算　模型计算，分析了空心板板端受到锚下预压力后整　个梁端的应力及变形分布情况，同时将分析计算结　果与空心板桥端部破坏的调研情况相结合，确定了　板端合理的布筋方式，可有效控制端面张拉裂缝。　以往对于类似空心板梁结构的设计计算模型，　均按平面结构处理，其共同特点是不能模拟梁端复　杂的受力特点。对于小跨度梁，由于施加的预应力　较小，其引起的拉、剪应力问题也较小；但施加的预　应力随着跨度的加大也大幅度增加，如果其数值过　大或施加方式过于集中，加之设计人员不细心处理　此区域的话，就很可能导致梁端某些区域的拉、剪应　力超出极限值，造成裂缝的发生和开展。　２板式桥梁板端空间受力分析　２．１局部承压锚下应力分析　预应力砼空心板的预加力，是以集中荷载形式　直接作用在梁端面的一个较小部分，且经过梁端的　一段过渡区段逐渐均匀地传递到整个截面上。根据　圣维南原理，过渡区段一般不超过空心板高度ｈ。　且在距梁端部约等于ｈ的长度内，即过渡区段，应力　分布非常复杂。在经过该过渡区段之后，空心板截　面上的压应力才能变成线性分布，即和按偏心受压　弹性公式计算的应力分布相一致。　经过研究，在端部长度为ｈ范围内，砼受到的预　压应力是依靠锚具和其下面的垫板传递过来的，当　钢绞线张拉时，钢绞线立即缩短，其巨大的张拉力便　工程　３３卷　立即作用于空心板上。此时配置预应力钢筋的端部　砼犹如作用了一个较大的局部承压力，这使预应力　钢筋周围砼和其相邻的砼之间产生了巨大的应变　差，即预应力钢筋周围砼的应变远大于相邻砼的应　变。这种情况下在靠近端部截面处产生向内的力即　横向压应力，在其它部位处则产生向外的力即横向　拉应力，这种横向拉应力是导致空心板产生纵向裂　缝的主要原因。这实际上为混凝土的劈裂破坏。　综上所述，空心板张拉后，端部出现裂纹，其主　要原因是端部砼的应变差和端部水平面上的拉应力　所致。因此，板端混凝土强度及配筋将是影响板端　混凝土质量的直接原因。　２．２局部承压破坏原理　试验表明　，混凝土局部承压强度值要比抗压　强度标准值大得多。关于局部承压问题，以往大多　以“套箍强化”理论来解释局部承压板下混凝土承　压强度提高这一基本特性，并以此建立计算模式。　根据这一理论，当局部承压应力超过某一限值后，局　部承压区混凝土内部就会出现微裂缝，随着承压应　力的增加，微裂缝将急剧开展，混凝土则不断产生横　向扩胀；但是，承压区周围的混凝土却限制其侧向变　形，起着套箍作用而使其承压强度增高，故称为“套　箍强化”理论。然而，试验研究发现，运用该理论说　明局部承压的多种复杂破坏形态，存在着一些矛盾。　近年来，国内外根据对局部承压的开裂和破坏　机理的研究，提出了以“剪切破坏机理”为依据的计　算局部承压的理论和方法。试验研究认为，在局部　荷载Ⅳ作用下，局部承压构件可以假想为一个带有　多根“拉杆”的拱加图３（ａ）所示。紧靠承压板下的　混凝土，纵向承受着局部荷载Ⅳ，横向承受拱顶侧向　压力　；离承压板较远的部位，则由假想“拉杆”承受　由Ⅳ引起的横向拉力　。当Ⅳ增加到使假想“拉　杆”承受的拉力　达到其抗拉强度时，则在局部承　压区产生局部纵向裂缝，见图３（ｂ），此时的荷载称　为局部承压开裂荷载Ⅳ。当荷载继续增加时，裂缝　将进一步延伸，拱顶部位的内力重分布，“拉杆”的　合力中心到拱顶的压力中心间的距离七，ｈ继续加　大，而使Ｔ／Ｎ的比值下降。承压板下承受三向应力　的混凝土，此时所受到的横向压应力也随之降低，因　而逐步形成剪切破坏的楔形体，如图３（ｃ）所示。　２．３各规范对局部抗压强度和抗裂强度的规定的　计算比较　各设计规范在近年都有更新，公路桥规于２００４　年推出新版本ＪＴＧ　Ｄ６０—２００４，混凝土规范于２００２　维普资讯 http://www.cqvip.com

第２期　杨沪湘：板式桥梁通用设计图板端应力研究　８７　与新桥规类似，８９结构规范也通过限制构件局　部受压区的截面尺寸来满足抗裂性能。规范在第　４．５．１条和第４．５．２条给出了截面限制公式和局部　抗压承载力公式，如下：　Ｆｔ≤１．５　Ａｌ　Ｆｔ≤（　（ａ）　（ｂ）　（ｃ）　＋Ｐｖ　。，　）Ａｌ　由于依据的理论原理一致，８９结构规范计算公　图３局部承压破坏机理示意图　式与新老桥规基本相同，但在具体系数取值上有微　年更新版本ＧＢ５００１０—２００２。同时，一直沿用的预应　力空心板梁标准图仍然依照的是旧规范。旧的标准　在新规范中是否安全，新旧规范及各规范之间的规　定有何异同，了解其中的一些相关问题，对于揭示实　际构件设计中存在的缺陷是有意义的，本文结合一　具体的工程实例进行了相应的计算比较。在此我们　将常用到的各规范中相应公式进行简单比较。　①公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计　规范　（ＪＴＪ　０２３—８５，简称“８５公桥规”）。　８５公桥规以“剪切破坏机理”为理论背景，在第　４．１．２４条和第４．１．２Ｓ条给出了混凝土构件局部承　压强度和抗裂公式，分别为：　Ｎ　≤０．６（　Ｒ。＋２　Ｒ　）Ａ　Ｎ，≤０．０９ａ（ＡＲ１＋４５Ｒ　）　式中：　为局部承压强度提高系数，取值为：　ｐ＝　其余参数的意义参见８５公桥规。　②公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计　规范　（ＪＴＧ　Ｄ６２—２００４，简称“新桥规”）。　新桥规并未给出抗裂公式，以限制构件局部受　压区的截面尺寸来满足结构抗裂性能，在第５．７．１　条给出其具体公式，为：　ｏＦｌｄ≤１．３田　ｆｌｆｃｄＡｌ　同时，新桥规对局压净面积作出了更详细的规　定，并给出了工程中常用锚具的取值。　’　新桥规对构件局部抗压承载力在第５．７．２条规　定如下式：　ｏＦｚｄ≤０．９（田　ｄ＋ｋｐ　。，ｆｓｄ）Ａｉ　新桥规公式在形式上与８５公桥规区别不大。　新桥规体现出高强度混凝土在结构中得应用，具体　反映在混凝土强度影响系数田　和间接筋影响系数ｋ　的取值上，当混凝土强度在Ｃ　。～Ｃ。。时，田　取１．０～　０．７６．ｋ取２．０～１．７０。　③工业与民用建筑混凝土结构设计规范　（ＧＢＪ１０—８９）（简称“８９结构规范”）。　小不同。　④工业与民用建筑混凝土结构设计规范　（ＧＢ５００１０—２００２）（简称“结构０２规范”）。　结构０２规范，对局部受压尺寸和抗压承载能力　的规定如下：　Ｆｌ≤１．３５岱ｃ岱ｌ｝ｃＡＩｎ　Ｆｚ≤０．９（　ｚ　＋２　ｏｔｐ　。，Ｙｙ）Ａｉ　与新桥规类似，结构０２规范新增加了考虑采用　高强度混凝土影响的系数和，可以认为桥规中的ｋ　＝２ａ。　⑤美国后张预应力混凝土手册　（Ｐｏｓｔ．Ｔｅｎｓｉｏ－　ｎｉｎｇ　Ｍａｎｕａ１）。　美国后张预应力混凝土手册对构件局压抗裂性　能并未作明确要求，对构件的局部抗压承载力通过　限制局部平均应力来满足，而没有考虑间接钢筋的　加强作用，只是指出如果锚具位于薄弱的混凝土截　面处，需要配置钢筋以承受拉应力，并指出足够的构　造钢筋应布置在离锚具ｄ／２的范围内。（ｄ为混凝　土截面高度）。具体计算公式如下：　在使用荷载下：　・ｒ——　——————一　≤０・６ｆ；ｄＡ￣ＳＡｔ，　但　不得大于在传递荷载下（即构件的预张拉　控制荷载）：　ｊ　ｃｐ≤Ｑ・８｝ｃｔ　Ａ　ｂ／Ａｔ，一０・２　但值不得大于１．２５。　根据以上的规范，分别对前述的２０　Ｉｎ板梁构件　的锚固区承载力进行计算。为方便比较，美国后张　预应力手册中的支撑应力转化为承载力。通过对　比，发现：　①各规范的计算结果接近，计算公式也基本相　同，只是在材料强度和部分系数取值上有所不同；　②与结构规范相比较，考虑到结构物的工作环　境和荷载性质，桥梁规范的安全储备较高；　③美国后张预应力手册中，对局部承压平均支　承应力的限制，未考虑间接钢筋的影响，较为保守。　维普资讯 http://www.cqvip.com ８８　公路工程　３３卷　考虑到实际采用的锚固体系为一个立体的结构　锚固在混凝土中，受力情况很复杂，因此有必要采用　试验和有限元的方法进一步分析板梁锚固端的应力　应变情况。　元具有塑性，蠕变，膨胀，应力强化，大变形和大应变　能力。　ｅ．模型建立及边界约束。结构计算分析按空　心板全长建立的有限元模型。在约束处理时，认为　３板式桥梁板端空间分析　３．１　板式桥梁板端空间计算模型　ａ．计算对象工程背景。为进一步了解空心板　张拉过程中梁处于简支状态，所以对一边端头施加　横向、纵向和竖向（即　，Ｙ，　三个方向）的线位移约　束，另一端施加横向及竖向的约束，新旧标准模型见　图４、图５。　梁在预应力张拉阶段的应力应变分布，作为研究项　目的一个内容，对新旧标准图的２０　ｍ预应力砼空心　板进行构件制作过程中，预应力张拉工序下梁的端　部应力应变的有限元计算分析。分析工况为预应力　张拉阶段，采用等效荷载法对张拉过程进行分析。　计算分析采用了ＡＮＳＹＳ大型有限元分析软件。计　算过程中材料特性参数及荷载取值如下：　①截面尺寸：横断面为空心矩形截面，跨径　２０　ｍ的板高新标准图为０．９５　ｍ，旧标准图为　０．９０　ｍ。　②材料特性：Ｃ４０混凝土；弹性模量Ｅ＝３．２５　×１０　ＭＰａ；泊松比　＝０．２；温度线膨胀系数　＝１．０　×１０一。　１５．２钢绞线；弹性模量Ｅ＝１．９５×　１０　ＭＰａ；钢束张拉控制应力为１　３９５　ＭＰａ。　ｂ．空间计算假定。分析为了分析腹板受到锚　下预压力后整个梁端的应力及变形分布情况，计算　时做如下处理：　①假定混凝土为各向同性的线弹性材料；　②预压力换算为锚下均布荷载；　③单元类型为块体单元，在受力敏感区域单元　划分较小；　④主梁约束方式采用简支。　ｃ．材料模型。由于设计中预应力张拉阶段粱　体处于弹性变形状态，为减少计算量，在ＡＮＳＹＳ软　件分析计算中定义混凝土为线弹性材料。　梁中所配普通钢筋与混凝土相比所占面积较小　对梁整体的弹性模量影响很小，所以普通钢筋的影　响在分析中忽略不计。　锚垫板和预应力筋也采用线弹性材料模型，弹　性模量为１．９５×１０”Ｎ／ｍ　。　ｄ．单元选取。锚垫板采用ｓｈｅｌｌ６３壳单元模　拟。该单元每个节点有６个自由度：　，Ｙ，　方向的　线位移以及围绕　，Ｙ，　轴的旋转。　梁体采用ｓｏｌｉｄ４５实体单元模拟。ｓｏｌｉｄ４５单元　用于构造三维实体结构。单元通过８个节点来定　义，每个节点有３个沿ｘｙｚ方向平移的自由度。单　图４　新标准模型及约束情况图５　旧标准模型及约束情况　ｆ．单元划分。预应力模拟按等效荷载法的要　求建立，即把张拉控制应力转化成均布荷载施加在　锚锭板上。划分后的单元数达到７万个，锚固端附　近的平均单元长度为６　ｃｍ。网格划分情况见图６、　图７。　一一　图６　新标准整体单元划分　图７　旧标准整体单元划分　情况图　情况图　３．２空间计算结果及其分析　①粱端部横向（横桥向）应力分布。图８、图９　为新旧标准图梁端部分横向应力分布情况。从图中　可以看到端部截面上锚垫板之间的区域基本上均处　于受拉状态，顶板表面靠近端部区域也处于受拉状　态，随着离开端部的距离增加拉应力逐渐变为压应　力。在锚垫板与混凝土的连接处出现了应力集中的　图８新标准图等效荷载模　图９　旧标准图等效荷载模　型端部横向应力分布　型端部横向应力分布　维普资讯 http://www.cqvip.com

第２期　杨沪湘：板式桥梁通用设计图板端应力研究　８９　现象，因此端部最大横向拉应力出现在顶板的锚垫　板之间的区域，新标准图最大应力值为０．５８　ＭＰａ，　旧标准图最大应力值为０．８６　ＭＰａ。　②端部纵向（顺桥向）应力分布。从图１０、图　１１可看出，新旧标准图端部纵向最大拉应力均出现　在锚垫板与混凝土的结合处，由于应力集中，新标准　图最大拉应力为２．０　ＭＰａ，旧标准图最大拉应力为　１．７　ＭＰａ，应力在锚定板处向两边迅速变小。　圈ｌ０新标准圈等效荷载模　圈Ｉｌ　１日标准圈等效荷载模　型端部纵向应力分布　型端部纵向应力分布　③第一主应力的描述。从图１２、图１３中显示　可以看出，新旧标准图端部锚垫板所在的端部区域　内的第一主应力主要表现为拉应力，锚垫板附近的　应力情况较复杂。　圈ｌ２新标准圈等效荷载模　圈ｌ３　１日标准圈等效荷载模　型端头第一主应力分布　型端头第一主应力分布　新旧标准图顶板和底板的横向应力分布和腹板　的纵向应力分布均显示出这样的规律：拉应力在靠　近锚垫板的区域迅速增大到最大值然后随着距离的　增加其值迅速减小。梁端整体处于较低的应力状　态，靠近端部主应力较大。　４　改善板式桥梁板端受力的措施　４．１设计方面的措施　在旧标准图中，锚下普通钢筋为单层　１０的钢　筋。通过新旧通用图的分析对比，同时结合旧标准　图的板端锚下钢筋的布置，见图１４；新标准图中综　合考虑各种因素，在锚下布置了双层　１６钢筋网，　具体布置型式见图１５。　４．２施工方面的措施　①钢筋绑扎规范，支模结实稳固。所绑扎钢筋　外观尺寸必须满足规范要求，做到布筋均匀，绑扎　ＬＢ　Ｌｃ　圈ｌ５新标准圈锚下钢筋布置圈　牢固，严禁出现松动现象；由于板端布筋较密，因　此，应注意检查钢筋数量，以防漏筋少筋；模板一　定要支撑牢固，几何尺寸满足要求，不能出现跑　模、漏浆现象。　②振捣密实，加强养生。由于空心板端头钢筋　较密集，灌注混凝土时振捣较困难，因此，除应加　强振捣外，还应采取特殊措施。振捣时应采用插入　式振捣棒，配合附着式振捣器充分振捣，以保证混　凝土振捣质量；混凝土浇筑完毕后，应及时养生，　养生时注意保持混凝土表面湿润，在外界环境温度　较高时应采取覆盖、洒水等措施。　５　结论　从以上分析的结果可以说明，本次板梁的有限　元计算能够对该结构在预应力张拉阶段的内部应力　应变特性作准确的描述，在大部分区域中一般的单　元划分密度已满足精度要求，锚垫板周围区域的精　确应力分析则需要采用精细模型。　为了防止梁端裂缝的出现，采取了以下措施：加　大腹板厚度；沿孔道配置足够数量的横向间接钢筋；　增大锚垫板尺寸等，以上几种措施，可以有效地控制　端部裂缝的发展，保证结构的整体性；同时，施工过　程中也应注意钢筋绑扎规范，支模结实稳固，振捣密　维普资讯 http://www.cqvip.com

公路工程　３３卷　实，加强养生。　陈孟杰．预应为空心板梁预张拉性能分析及截面优化设计研　究［Ｄ］．杭州：浙江大学，２００６．　［参考文献］　Ｒｏｂｅｒｔ　Ｃ．Ｌ．．Ｂｒｅｅｎ　Ｊ．Ｅ．Ｄｅｓｉｇｎ　ａｎｄ　ｔｅｓｔ　ｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎｓ　ＪＴＪ　０２３—８５，公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范　［Ｓ］．　ＪＴＧ　Ｄ６２—２００４，公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规　范［Ｓ］．　ｆｏｒ　ｌｏｃａｌ　ｔｅｎｄｏｎ　ａｎｃｈｏｒａｇｅ　ｚｏｎｅｓ［Ｊ］．ＡＣＩ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　Ｊｏｕｒ＋　ｎａｌ，２０００，９７（８８）：８６７～８７５．　［２］　黄　侨，王宗林．齐嫩公路桥大吨位预应力锚下局部承压问题　ＧＢＪ１０—８９，工业与民用建筑混凝土结构设计规范［Ｓ］．　ＧＢ５００１０—２００２，工业与民用建筑混凝土结构设计规范［Ｓ］．　美国后张预应力混凝土学会著，华东预应力混凝土技术开发　的理论分析及试验研究［Ｊ］．中国公路学报，１９９６，９（２）：８７～　９５．　［３］　白宝鸿，张玉娥．后张法空心板梁端裂缝分析及控制措施［Ｊ］．　桥梁建设，２００３，（４）：７１～７４．　中心译．后张预应力混凝土手册［Ｊ］．南京：东南大学出版社，　１　９９０　（上接第７０页）　横向弯矩都有较大幅度的增加，说明地震荷载下桥　道系对拱肋的影响不容忽视。　的竖向弯矩值均较小。拱肋的最大轴压力在考虑桥　道系的影响后，除拱顶附近有所减少，其余截面都有　一定幅度的增加，最大增幅在０．３，Ｊ附近，达３５％，　４桥道系刚度、质量变化的比较　为了解桥道系刚度、质量对拱肋地震响应的影　响，计算分析了桥道系纵、横梁刚度和质量分别增大　ｌ　拱脚截面最大轴压力也增加了１８．３％。拱肋轴压　力的变化特点也反映了多阶振型对拱轴力的贡　献　。拱脚是受力最不利的截面，也是设计时的主　要验算截面，在考虑桥道系作用后，拱脚的轴压力和　１倍时该桥的地震响应。为便于比较，分析时仍采　用上述地震波输入。具体计算结果见表２。　表２　桥道系参数改变时典型截面的内力位移　Ｆａｂｌｅ　２　Ｔｈｅ　ｉｎｔｅｒｎａｌ　ｆｏｒｃｅｓ　ａｎｄ　ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｓ　ｏｆ　ｔｙｐｉｃａｌ　ｓｅｃｔｉｏｎｓ　ｗｈｅｎ　ｃｈａｎｇｉｎｇ　ｔｈｅ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ｂｒｉｄｇｅ　ｄｅｃｋ　注：表中Ｎ表不轴压力，肘。表　横向弯矩，肘　表　竖向弯矩。　从表２中可见，桥道系刚度、质量的变化对拱肋　对拱肋进行地震响应分析，应适当考虑增大拱脚的　安全系数。　的地震响应的影响不同。桥道系刚度的变化直接影　响到拱脚附近的横向弯矩，当桥道系刚度增大一倍　时，拱脚截面的横向弯矩增大了２７．８％，而轴力和　竖向弯矩的变化基本是略有减小。桥道系质量的增　加除了使拱脚轴压力和０．３，Ｊ处竖向弯矩有所增加　外，对其它大部分截面处拱肋的内力的影响是降低　的，减少幅度在２０％以内。　［参考文献］　范立础，胡世德，叶爱君．大跨度桥梁抗震设计［Ｍ］．北京：人　民交通出版社，２００１．　崔军大跨度钢管混凝土拱桥受力性能分析［Ｄ］．浙江大　学，博士学位论文，２００３．　王浩，乔建东，郭　刚等．茅草街大桥主桥的地震反应分析　５　结论　①对于大跨度中承式钢管混凝土拱桥的地震　［Ｊ］．防灾减灾工程学报．２００３，２３（３）：６２～６５　韩林海钢管混凝土结构［Ｍｊ北京：科学出版社，２０００．　谢开仲，秦荣，王建军．大跨度钢管混凝土拱桥地震反应分　响应分析，桥道系的影响不容忽视。特别是在桥道　系参与地震响应后，拱脚附近截面的横向弯矩和轴　力有了较大幅度的增加。　②桥道系刚度、质量的变化对拱肋的地震响应　析［Ｊ］．中南公路工程．２００５，３０（２）：１５～１９　郑家树，金邦元大跨度钢管混凝土拱桥空间反应分析［Ｊ］．西　南交通大学学报．２００３，３８（１）：５３～５６．　陈水盛，陈宝春．钢管混凝土拱桥动力特性分析［Ｊ］．公路．　２００１，（０２）：１０～１４．　影响不同．冈０度增大时拱脚的横向弯矩变化显著，而　质量的增加使大部分截面的内力有所下降。　③对中承式钢管混凝土进行抗震计算时，如仅　郑史雄，周述华，丁贵保大跨度钢管混凝土拱桥的地震反应　性能【Ｊ］．西南交通大学学报．１９９９，３４（３）：３２０～３２４．　邵长江，钱承久，　一元．大跨度悬索拱桥几何非线性空间地　震响应分析［Ｊ］．中南公路工程，２００５，３０（４）：７４～７６．