预应力箱梁桥的过度变形-：帕劳的创纪录跨桥和其他范例

Zdeněk P. Bažant, Hon.M.ASCE¹; Qiang Yu²; and Guang-Hua Li³

摘要：在帕劳的科罗尔巴伯尔图阿普岛（KB）桥部分预应力混凝土箱梁中，其中有一个记录为241米跨度（791英尺），有人提出了一个由于几年、几十年挠度损失的性能范式，十分引人注目。最近发布的数据中有所需的数据，并展示如何分析和设计可以改进。在1977年建立了分段，18年后产生了一个与设计曲面相差1.61米（5.3英尺）的梁跨中挠度，经过三个月的拖延补救预应力,产生它在1996年崩溃了的后果。与三维分析相比，传统的箱梁挠度分析方法存在误差达20%，虽然对于桥梁有更大的错误，但相对KB桥来说有更高的跨度比。然而，即使三维有限元分析与积分不能解释观察到的变形时，美国混凝土学会，日本协会的土木工程师，欧洲国际混凝土委员会（或欧洲国际预应力混凝土委员会，国际联合会），和加德纳和Lockman使用的徐变和收缩预测模型。这些模型给出了18年的挠度估算，比测量和屈服不现实的形状的偏转历史降低了50 - 77%。他们还预测了18年的预应力损失为46%到56%，低于测量的平均预应力损失，为50%。B3模型，是唯一的理论基础模型，给出了一个预应力损失时默认的参数值40%，低估了18年的偏转42%。然而，B3模型中输入的几个参数是可调的，如果他们是根据布鲁克斯的长期实验室测试调整的，得到所有的测量都紧密配合。早期变形及其外推，重要的是能够捕捉B3模型现实的收缩率的差异和干燥徐变在引起的截面壁厚的差异的性质。顶板的温度和可能开裂的差异也需要被考虑在内。其他范例上的数据最近已发布在日本四桥和捷克。他们的过度变形也可以被解释。第二部分介绍了详细的分析方法和所学到的经验教训。

DOI: 10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0000487. copy; 2012 American Society of Civil Engineers.

数据库主题词：徐变；收缩；箱梁；适用性；挠度；大跨度桥梁。

作者关键词：预应力箱梁；桥梁；节段架设；剪力滞；设计标准；混凝土；松弛。

1麦考密克学院教授和W.墨菲土木工程和材料科学教授，土木与环境工程系，西北大学，2145谢里丹路， CEE/A135，Evanston，IL 60208（通讯作者）。电子邮件：z-bazant@northwestern.edu。

2匹兹堡大学土木工程系助理教授，西北大学博士后研究员，Evanston, IL 60208.

3西北大学研究生助理Evanston, IL60208.

注:这份手稿于2010年2月1日提交，2011年8月1日通过，在2012年5月15日在线出版。讨论期间开放直到2012年11月1日；单独讨论必须提交个人论文。本文是结构工程学报的一部分，138卷，6号，2012年6月1日。copy;ASCE，ISSN 0733-9445 / 2012 / 6-676–686 / 25美元

引言

重大灾害的成因丶适用性损失的解释始终对结构工程进展是一个好的机会。举个例子，帕劳共和国在热带西太平洋，托格尔通道穿越科罗尔巴伯尔图阿普岛之间，，通过科罗尔巴伯尔图阿普岛桥的过度变形（KB）桥提出了收缩徐变分析和设计这样一个机会，[图1（a）]。在1977年当它完成时，主跨度241米（791英尺）创造了节段预应力混凝土箱梁的世界记录(Yee 1979). 最后的偏转，测量从0:3的凸轮设计的误码率差(or 12 英寸.)，预计将在0.76至0.88米（30至34.6）终止，所预测的设计（ABAM 1993; Khaled Shawwaf，个人通信，2008年九月18）基于原CEB-FIP设计建议（1970–1972）。根据1971美国混凝土协会（ACI）模型（ACI 1971），今天仍然生效（2008年被批准）（ACI 2008a），根据麦当劳等人目前的分析，测得的挠度被预测为0.71米（28英寸）（2003）和0.737m（29英寸）。

18年后，在施工结束时挠度测量达到了1.39米（54.7英寸）并且保持增长(ABAM 1993; Berger/ABAM 1995a). 节段拼装过程中积累了0.22米（9英寸）的一个额外的徐变挠度，使实际的弯度只有0.075米（3英寸）时，0.30米（12英寸）的设计拱度不满足悬臂的加入(Khaled Shawwaf, 个人通信，2008年9月18日）)。因此，18年的总偏转为1.61米（5.3英尺）。

由于行预应力补救延迟了三个月进而导致桥梁坍塌使两人死亡，多人受伤。（SSFM 1996; Parker 1996; Pilz 1997, 1999; McDonald et al. 2003; Burgoyne and Scantlebury 2006）[见图1（b）]

图1:（一）在帕劳的科罗尔巴伯尔图阿普岛桥（1977）；（b）巴伯尔图阿普岛侧崩溃后（1996）（图片由DYWIDAG国际系统和Wiss, Janney, Elstner Associates，Inc.许可）

由于法律诉讼的结果，调查机构收集的技术资料，在这一重大灾难，将许多年不可用的工程公众。全球47个专家组（见附件），因此在班加罗尔称为第三世界结构工程师大会提出了一个决议，对工程伦理的理由，对有关ASE的所有技术资料主要结构倒塌分析的必要性，包括在帕劳的桥。该决议于2007年11月6日通过，并得到广泛分发。2008年一月，帕劳共和国总检察长允许发布必要的技术数据。

本部分的研究(参见 Bažant et al. 2012），更新了2008的初步报告（Bažant et al. 2008）和扩大最近的一篇（Bažant et al. 2010），比较现有的各种模型的性能旨在解释过度的长期挠度附加原因。最重要被理解的原因是因为最近的数据采集（Bažant等人。2011A，B，C）显示类似，主要是过度的，69个相似的桥跨的挠度（可能更多）。在第二部分中详细介绍了该分析方法（(Bažant et al. 2012），也表明结构分析与设计课程在技术委员会的最佳预测模型，可以用来作为一个标准的指南。希望这些经验教训将解决目前棘手的问题，这些课程也应该有助于解释结构的健康监测。对由补救预应力引起的倒塌的解释，将为随后的文章延期。 即将发表的文章（Yu等人.2012）,进一步与流行的商业桥梁徐变程序比较（sofistik）。

桥梁描述与分析所需的数据输入

主跨241米（791英尺）由两对称混凝土悬臂梁在跨中横向滑动铰链连接。每一个悬臂由25个不同的深度的现浇段从主墩14.17米（46.5英尺）到跨中3.66米（12英尺）。主跨两侧是72.2米（237英尺）长边跨中箱梁部分装满石渣在主墩的力矩平衡桥。总长度为386米（1266英尺）。顶板的厚度范围从主墩432毫米（17英寸），至跨中280毫米（11英寸）。底板厚度从主墩1153毫米（45.4英寸）到跨中178毫米（7英寸）。相对于梁的深度在腹板有356毫米（14英寸）的一个非常小的厚度，它在整个主跨是恒定的。典型的横截面如图2所示。

图2：半箱梁的三维视图，主墩的横截面和主跨中的截面，主墩预应力钢筋的布置

I型波特兰水泥被用于上层建筑(Khaled Shawwaf, 个人通信,2008年九月18日) 。混凝土的质量密度。顶板被平均厚度为76毫米（3英寸）的混凝土路面覆盖，密度为。被粉碎的玄武岩岩石的最大骨料粒径大约19毫米（3∕4英寸），由马拉卡尔岛上的采石场提供。由帕劳海滩上的沙子作为细集料，通过机械手段使其洗氯共内容范围内允许(Berger/ABAM 1995b)。

虽然杨氏弹性模量Ec的混凝土没有原始测量是总所周知的，在1990年通过岩心样品试验获得了一些信息(JICA 1990)。这些测试结果显示 。1995年，进一步的芯样试验(Berger/ABAM 1995a)之前的改造显示孔隙率是EC约21.7 GPA（3150 ksi）。两者的研究软件显示值低于约23%的价值从设计抗压强度根据ACI经验公式进行估算，即28.3的GPA（4110 ksi）。卡车载重试验由日本国际合作机构（JICA）期间进行现场调查。匹配的有限元弹性分析提供了跨中挠度，经过校正根据ACI公式具体年龄，大约22的GPA平均28天的EC (3,190 ksi) (JICA 1990). 。对EC值进行分析，给出了平均负载测试箱梁的弹性模量。

预应力产生的DYWIDAG螺纹合金棒材（筋）[屈服强度1034 MPa（）150kip）；直径31.8毫米（1.25英寸）]延长耦合器、固定螺母和灌浆管[直径47.6毫米（1.9英寸）](ABAM 1993; DRC 1996).一些筋强调从一端和两端（(Yee 1979; McDonald et al. 2003)）。每个肌腱的顶力为0.60 MN(135 kip) (DRC 1996).。在主墩上方有316根筋，密集在四层内的顶板（见图2）。他们的结合初始预应力约为190 MN(42,606 kip) (Yee 1979; Pilz 1997; McDonald et al. 2003).相同的螺纹杆用来提供腹板的垂直预应力和顶板水平横向预应力。在腹板布置间距为0.3～3米（1至10英尺）钢筋（Khaled Shawwaf，个人通信，2008年9月18日）。在顶板的横向横向筋间距为0.56米（22英寸）(ABAM 1993; McDonald et al. 2003).

合金钢筋具有屈服强度为1034MPa（150 ksi）和1054MPa极限强度（153 ksi）(DRC 1996)。其杨氏弹性模量为200 GPa（29000 ksi），泊松比假定为0.3，非预应力钢筋(ABAM 1993)在计算中考虑。在崩溃后检查，尽管热带海洋环境，无论是预应力和非预应力钢筋不表现出任何显著的腐蚀迹象虽然有些轻度腐蚀管道。

每一段施工都花了一个星期的时间(TYLI 1996)。当在一段段混凝土强度达到17.2 MPa，刚刚投（2500 psi），12至6的筋被设为为50%的最终顶力(TYLI 1996)。当混凝土强度达到24.1MPa（3500 psi），所有的钢筋在这段被完全终止。相反的对称悬臂节段拼装几乎同时并花了6–7个月(Yee 1979)。

虽然施工密切监测，规划的外倾角，以抵消预期的长期挠度不满足。在节段性安装过程中由于徐变和收缩在跨中造成229毫米（9英寸）的一个凹陷，不能在安装期间得到纠正，因为它需要突然大坡度变化（Khaled Shawwaf，个人通信，2008年9月18日）。最初的凹陷在跨中铰链安装不包括报道的挠度测量或挠度曲线图。

最初2年的挠度是良性的。然而，在1990的长期挠度透露，跨中挠度达到1.22米（48英寸）（JICA 1990），引起掉车辆通道后的不适，振动和路面的过度恶化。1993年（ABAM 1993），偏转已经达到1.32米（52英寸）。1995年，在路面[平均厚度为76毫米（3英寸）]跨中挠度达到1.39米（54.7英寸）并且仍在增长(Berger/ABAM 1995a)。

收缩徐变模型

在适当的近似使用条件下，具体可假设为线性粘弹性与正确性老化开裂，湿度和温度的变化，一个三维干燥徐变（或皮克特效应）。混凝土变形，然后利用一个现有的预测模型的收缩应变 和服从函数J(t，trsquo;)。预测模型分析中考虑的ACI模型（ACI 1971，2008a），预测模型分析中考虑的ACI模型(ACI 1971, 2008a), the Comiteacute; Euro-Internationale du Beacute;ton (CEB),Feacute;deacute;ration internationale de la preacute;contrainte (FIP) (or CEB-FIP, or fib) model (Feacute;deacute;ration internationale du beacute;ton, fib 1999),土木工程师日本协会（JSCE）模型(JSCE 1991),加德纳和Lockman（GL）模型（Gardner 2000; Gardner and Lockman 2001)和B3模型(Bažant and Baweja 1995, 2000; Bažant and Prasannan 1988, 1989a, b; Jiraacute;sek and Bažant 2002).同一计算机程序ABAQUS(SIMULIA, Providence, Rhode Island),同步时间积分基于Kelvin链，用于所有型号 (see Bažant et al. 2012).

基于凝固理论模型B3得到数据的最小偏差(Bažant and Prasannan 1989a, b),这是第一次提出的1995(Bažant and Baweja 1995), 更新了2000(Bažant and Baweja 2000), 总结 Jiraacute;sek and Bažant (2002). B3模型代表一个早期的完善Bažant-Panula and Bažant-Panula-Kim-Xi 模型 (Bažant and Panula 1978a, b, c, d, 1979a, b; Bažant and Kim 1991b,

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