螺旋支撑杆论文

螺旋支撑杆论文（共4篇）

螺旋支撑杆论文 篇1

0引言

近年来,快速Z箍缩[1,2,3]驱动等离子体内爆在国内外都是研究热点。在Z箍缩脉冲功率装置中,需要传输MV,TW量级的高功率脉冲。因此高功率脉冲传输器件的选择是至关重要的。由于高功率电脉冲在介质区传播时受介质电场击穿强度的限制,要求介质的空间尺度较大,特别是在Z箍缩汇聚的靶区附近将承受非常高的场强,以致几乎所有的介质传输线都将被击穿,从而使传输失效。与其他介质传输线相比,真空MITL能承受高电压、高功率的特性,能够实现高功率脉冲的传输、汇聚等[4,5]。同轴MITL是实现多路汇流常用的传输器件,比较有代表性的有俄罗斯的ANGARA-5和美国的DECADE[4]。

在实际应用中,同轴MITL的长度一般都是几米甚至十几米或更长,为了固定内导体的位置,设想运用螺旋金属支撑杆连接内外导体。由于螺旋支撑杆的引入,对同轴MITL的传输特性势必会带来相应的影响。要正确分析螺旋支撑杆带来的影响,必须对直同轴MITL以及带螺旋支撑杆的MITL有非常清晰的认识,开展对比性研究。本文正是基于这一点,从数值模拟的角度出发,对同轴MITL开展研究工作。分析了同轴MITL的传输特性;研究同轴MITL与负载的匹配情况,并对直同轴MITL以及带螺旋支撑杆的MITL的工作过程进行对比数值模拟研究,得到添加螺旋支撑杆带来的影响。

1同轴MITL的磁绝缘建立过程及工作阻抗

与一般的真空同轴传输线相同,当脉冲功率加载到同轴磁绝缘传输线上时,将在极间产生电磁场。当在阴极表面产生的场强超过阴极电子发射的阈值时,阴极便开始向极间发射电子。在初始阶段,传导电流在极间产生的磁场不够强,无法阻止电子打到阳极上。但随着脉冲电压逐渐增大,将使传导电流、角向磁场增大,当使电子正好打不到阳极时,同轴传输线便建立起了磁绝缘现象[6,7]。

考虑到传输线极间电子的存在将影响同轴传输线的阻抗,这里主要分析当处于稳态阶段时磁绝缘传输线的工作阻抗。本文研究的同轴MITL的磁绝缘是负载限制性磁绝缘,这种磁绝缘的形成主要取决于负载所决定的电流。可将MITL的磁绝缘状态用磁绝缘稳态流理论[4]来描述。 根据文献[4,9]可得同轴MITL的阻抗为:

$\begin{array}{l}{\rm Z}{}_0=\frac{V{}_{\text{a}}}{{\rm I}{}_1}=\frac{(\gamma {}_{\text{a}}-1)m{}_{0}c{}^2}{{\rm I}{}_1\text{e}}=\\ {\rm Z}{}_{\text{c}}\left[\frac{\gamma {}_{\text{a}}-1}{\gamma {}_1^3\cosh {}^{-1}\gamma {}_1}\right](1)\end{array}$

式中:Zc为同轴传输线的特性阻抗[10,10];γ1为磁绝缘形成后电子鞘边缘电压V1对应的相对论边缘势:

$\gamma {}_1=1+\frac{\text{e}V{}_1}{m{}_{0}c{}^2}(2)$

γa为阳极电压Va对应的相对论边缘势:

$\gamma {}_{\text{a}}=\gamma {}_1+(\gamma {}_1^2-1){}^{\frac{3}{2}}\cosh {}^{-1}\gamma {}_1(3)$

2同轴MITL的数值模拟

2.1 同轴磁绝缘传输线的参数结构

设计一同轴MITL的长度L=2 000 mm,内筒半径Rc=110 mm,外筒内半径Ra=150 mm,输出端口所加的负载是轴对称平板二极管(如图1所示)。直同轴传输线输入端口的馈入电压为正弦脉冲电压,上升沿为100 ns,设定内导体阴极的电场强度超过阈值场强250 kV/cm,内导体阴极便开始向极间发射电子。对于带螺旋支撑杆的同轴MITL,是在直同轴MITL的1 500 mm处添加了一螺旋支撑杆,具体结构如图2所示。

为了使脉冲功率在负载处不产生放射,要求同轴MITL的工作阻抗与负载尽可能保持匹配。在这里选用的负载是轴对称平板二极管(如图1所示),内导体为阴极,外导体为阳极,阴极沿轴向发射电子,阴阳极沿轴向的间距为d,内导体半径rc=110 mm,外导体半径ra=150 mm。由于阴阳极正弦脉冲电压的峰值约为0.55 MV,可通过式(1)算得同轴MITL稳态阶段的理论阻抗值约为10.7 Ω。运用Chipic电磁粒子模拟软件进行测试,通过调节轴对称平板二极管间距d,使二极管的阻抗等于同轴MITL稳态阶段的理论阻抗值,从而使同轴MITL与负载二极管相匹配。

2.2 同轴MITL的数值模拟结果

在电磁粒子模拟软件下,根据具体的结构参数,建立带螺旋支撑MITL模型(如图2所示),运用MPI并行算法对其进行分段并行数值模拟。分别在A(输入端口)、B(螺旋支撑杆前端)、C(螺旋支撑杆后端)、D(轴对称平板二极管处)设了相应的电压、电流观测,通过相应的观测数据得到带螺旋支撑杆的同轴传输线的传输效率。

在输入端口A处测得的脉冲电压如图3中曲线a所示,脉冲电压的峰值约为0.552 MV,在37 ns时,内导体阴极便开始向极间发射电子,导致阴阳极击穿,使测得的输入电压开始降低;到45 ns时,出现了一定的磁绝缘效果,使脉冲电压随着馈入电压上升。输出端口的脉冲电压如图3中d曲线,脉冲电压的峰值约为0.539 MV,在37 ns时,输出端口的电压开始受到电子击穿的影响,开始下降;到45 ns时,由于传输线磁绝缘现象的建立,输出端口的电压也开始随着馈入电压上升。在螺旋支撑杆前后端观测的电压分别为图3中的b,c曲线,前端曲线的峰值约为0.55 MV,后端曲线的峰值约为0.54 MV。由此可知,在螺旋支撑杆处电压有损失,在100 ns峰值处损失约为0.01 MV。

在B处螺旋支撑杆前端观测的阳极电流如图4所示。峰值约为114 kA。

B处观测的阴极电流如图5所示,峰值约为107 kA,阳极电流为阴极电流与极间电子电流之和。在C处螺旋支撑杆后端观测的阳极电流如图6所示,峰值约为109 kA,C处观测的阴极电流如图7所示,峰值约为97.5 kA。则得输出端口D处连接的负载二极管的电流如图8所示,脉冲电流峰值约为108.6 kA。图9为100 ns时带螺旋支撑杆同轴传输线的粒子实空间图,在螺旋支撑杆位置之前,同轴传输线的磁绝缘现象非常明显;但在支撑杆之后,同轴传输线的磁绝缘效果不是很好,特别是在靠近螺旋支撑杆的一侧,损失了一部分电子。

3螺旋支撑杆对传输线的影响

带螺旋支撑杆的同轴磁绝缘传输线结构,是在同轴磁绝缘传输线的结构上添加了一个螺旋支撑杆。螺旋支撑杆使传输电压偏小(见图3),在输入端口和输出端口观测到的电压峰值约减少了0.01 MV,峰值处损失率约为2%。螺旋金属支撑杆连接在内外导体之间,有一定的导流作用,但螺旋支撑杆产生感抗,具有扼流作用。如图10所示,螺旋支撑杆有电流通过,产生磁场B。这就使阴阳极之间的电压有所偏小,而不会无限制减少。

螺旋支撑也使通过同轴磁绝缘传输线的阴、阳极传输电流偏小(如图4～7所示)。观测B,C处的阳极、阴极电流可知,螺旋支撑杆使阳极脉冲电流峰值约减少了5 kA,阳极电流损失率达到了4.4%;使阴极脉冲电流峰值约减少了9.5 kA,阳极电流损失率达到了8.9%。这在3个部位造成电流损失的原因,一是,尽管螺旋金属支撑杆具有扼流性,但还是会损失一部分电流;二是,阳极突出部分及螺旋支撑杆的引入,使位于螺旋支撑杆的电场变小,在螺旋支撑杆位置的阴极附近,角向磁场变小,这将使极间部分电子得不到束缚,从而损失部分电子和部分电流;三是,螺旋支撑杆使同轴传输线末端部分位置的磁绝缘性不是很好,使阴阳极之间损失了部分电子,这也引起了部分电流的损失。

从粒子相空间图可以看出,由于螺旋支撑杆在阴阳极之间的连接,使位于螺旋支撑杆处以及末端的部分同轴磁绝缘传输线处对电子的箍缩现象不是很好,故影响磁绝缘现象。主要原因是在螺旋金属支撑杆之后的同轴线内,传导电流在极间产生的角向磁场不能很好地束缚电子,以致不能起到磁绝缘的效果。

4结语

本文从理论上分析了同轴MITL极间电子分布、电子损失以及磁绝缘现象的形成,深入理解了磁绝缘现象产生的条件。运用粒子模拟软件对理论匹配的带螺旋支撑的MITL进行了数值模拟,并对模拟结果进行了分析。

深入探讨了螺旋支撑杆对同轴MITL传输电压、传导电流以及传输线的磁绝缘性等各方面的影响。阳极电流的损失率为4.4%,阴极电流的损失率达到了8.9%,电磁场以及粒子实空间都有相应变化。同时也从同轴磁绝缘传输线的特性上分析了产生这些影响的相关原因。

从对比数据模拟及分析可知,添加的螺旋支撑杆所带来的影响比较大,因此提高同轴MITL的传输效率是下一步工作的关键。这些将对今后开展一些相关同轴磁绝缘传输线的研究有一定的参考作用。

参考文献

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汽车背门支撑杆布置优化方法 篇2

背门支撑杆的布置是汽车后门设计中的关键点, 它能否得到科学布置关系到背门可否正常开合, 对用户使用体验产生直接性影响。汽车背门是在具备支撑杆支撑下, 和其自重一同作用以铰链旋转为中心达到开合的[1]。但在实践中, 支撑杆的布置优化有待进一步提升。本文应用力学结合Excel法对汽车背门支撑杆的布置进行优化探讨。

1 支撑杆的基本情况

所谓支撑杆, 就是由气体、液体等为运行介质的弹性器件, 主要是由活塞杆、缸筒及活塞等元器件相连构成。活塞具备通气孔, 其两侧气压基本一致, 其产生的支撑力是因为两侧受力面的不同, 弹力大小可在气压设置基础上进行确定的[2]。从理论角度来看, 应用公式进行相关推算, 其不呈现线性变化, 但是气道在运行中, 因阻尼和摩擦的共同影响, 活塞两侧气压同等具有滞后性, 因而气弹簧的作用力呈近于线性变化。

其中, F为运行时支撑力;Fmax为最大支撑力;Fmin最小支撑力;L为运行总距离;△L为瞬时运行距离。

2 支撑杆布置的基本原则

汽车背门支撑杆的科学布置需要遵循这几个基本原则: (1) 因受汽车自身形状局限, 支撑杆和铰链间会有一个角度, 在布置时, 该角度不得于球接头和相连器件间发生相对运行时出现干扰, 否则易出现磨损; (2) 汽车背门闭合时, 支撑杆轴线上方延长线如位于铰链前侧, 其布置应进行上端固定;如其延长线在铰链后侧, 则应进行下端固定布置。 (3) 汽车背门闭合时, 支撑力和车门重力形成的合力应产生关闭车门的作用, 确保安全; (4) 汽车背门如在提升状态, 支撑力应确保车门升至最高点, 并确保稳定的升速。 (5) 背门在闭合过程中, 支撑力和背门的重力应保持一个平衡点, 确保安全, 该平衡点应控制在人体腰部位置。 (6) 开合力的大小尽量控制在40到80牛顿。 (7) 为确保安全性, 车门提升时速度不宜太快, 以免发生意外;当张开到最大角度时, 需要减缓速度, 使其平稳, 避免出现抖动。

3 支撑杆布置优化方法应用

3.1 支撑力的计算

支撑杆和XZ水平面支撑力计算分析

在进行正式计算前, 应将支撑杆布置的操作模型进行简化[3]。因支撑杆实际位置和XZ水平面有一个小角度, 所以可对其水平布置采取几何学分析, 如图所示。

通过把支撑杆实际位置的力值经过XZ水平面简化后计算出的力值转化在坐标角度基础上进行转换, 可简化计算过程, 有助于提高计算结果的准确性。在XZ水平面内应用相对坐标,

通过一系列换算后, 最终得到背门开关时的力值, 其计算公式为:

其中, θ为汽车背门最大的张开角度。

3.2 应用Excel计算模型来优化布置

汽车背门支撑杆优化布置的相关参数, 应作为设计进行输入。要强调的是如输入数据未能满足布置要求时, 应重新输入, 并新增一逻辑判断来告诉设计人员输入值有无达到要求。

在进行初次计算时, 应该按照以往布置经验把相关参数准确输入, 进而获取MF和MG存在的关系, 以及F开、F关的计算结果。当背门张开时平衡点保持在8°上下, 其张开过程的速度相对较快, 同时F开仅仅26N, F关则达到75N, 如此是无法满足开合汽车背门的要求。因为这个力值对衡量布置具有重要作用, 其直接关系到用户的直观体验, 因此每次进行支撑杆布置和优化时, 应该以这两个力作为主导;另外, 还应充分注意到力矩的变化情况, 支撑杆的力值尽量往小控制, 如此可有利于车身和背门的性能, 不会增加成本。通过不断调整和优化后, 把支撑杆两端支点的平面坐标进行改进后, F开、F关及MF具有大幅改善。如果背门张开到约15°时, MF和MG会处在平衡范围内, 符合设计和布置要求。但当F开的值为48N, F关的值为44N时, 该组数据对于用户操作极为科学合理, 不会出现施力过大或过小情况。同时, 当张开角度通过平衡范围时, MF的值是比MG要大的, 而两者的变化是趋于一致的, 如此可有效避免打开速度过快, 与此同时, 应有效配合阻尼产生的作用, 背门开合过程均能控制在设计范围之内。

4 结论

总而言之, 汽车背门支撑杆布置要到最佳效果应充分掌握优化方法。在实际布置中, 应能创建准确、客观、合理的计算模型, 由于汽车背门在有一定的摩擦力, 支撑杆又存在阻尼, 所以大大增加了计算分析的难度。另外, 背门在开启过程中的速度计算只能给予一个理论参考数值。本文主要研究了汽车背门支撑杆布置的优化方法, 通过应用Execl计算模型, 有效简化了计算程序, 使参数尽量统一达标, 通过对平面位置坐标的变化对支撑杆的相关力值的准确性和可靠性进行全面剖析, 并进行优化。科学有效的将汽车背门支撑杆布置的一些难点问题予以解决, 该方法不但改进了优化方式, 还提升了设计效率, 具有重要的实践参考价值。

参考文献

[1]谭能堃.SUV掀背门气撑杆布置与优化[J].科技传播, 2013, 23 (04) :94-95.

[2]张文, 王征.汽车背门支撑杆布置优化方法[J].汽车工程师, 2013 (01) :37-40.

螺旋支撑杆论文 篇3

滑模施工工艺在我国已用了几十年的发展历史, 特别是在近几年中滑模施工工艺得到了迅猛的发展。然而对于滑模施工中支撑杆力学性能的研究还不是十分的深入, 随着高层建筑物、构筑物的发展, 对于支撑杆的力学性能研究已经迫在眉睫。本文根据典型的工具式支撑杆的实际情况, 介绍支撑杆在轴向力作用下的力学性能。一般情况下, 支承杆上端与千斤顶的连接可视为铰接, 下端的约束条件要根据实际情况确定, 可取铰接、固接或介于两者之间的弹性固接, 在本文中主要讨论其为铰接。

1 轴向力作用下的支撑杆

设两端铰接支撑杆在临界力Pcr作用下可在微弯状态维持平衡, 其弹性近似微分方程为:

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(1) 式通解为v=Asinkx+Bcoskx (2)

式 (1) 中的A、B为积分常数, 可由支撑杆的边界条件确定。两端铰支支撑杆的边界条件为:

在x=0, x=l, v=0。 代入式 (2) 得

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由式 (3) 的第一式可知B=0, 由于支撑杆处于微弯状态, 因此位移v不应为零, 为得到v的非零解, 常数A、B不应全为零, 为此, 式 (3) 的系数行列式必为零, 即

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得kl=nπ (n=0, 1, 2, …) , 将其代入undefined代入式, 得

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由式 (5) 可知, 支撑杆的临界力在理论上是多值得, 但具有实际意义的是其最小值[1], 即n=1, 得

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由 (6) 式可见, 支撑杆的临界力与弹性模量E和截面惯性矩I成正比, 与支撑杆支撑长度l的平方成反比。

现对工程中应用的ϕ25mm钢筋支撑杆和ϕ48×3.5mm的工具式支撑杆做一比较 (见表1) :

(1) 在杆件长度l、弹性模量E相同时, 两者临界力的比等于各自惯性矩之比, 即

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(2) 在临界力Pcr、弹性模量E相同时, 两者的支撑长度l的比等于各自惯性矩开方之比, 即

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由以上分析可见ϕ48×3.5mm钢管和ϕ25mm钢筋面积相同, ①在弹性模量和支撑长度相同时, 其临界力是ϕ25mm的3.5倍左右;②在临界力和弹性模量相同时, 其支撑长度是ϕ25mm的1.8倍左右。由此可见ϕ48×3.5mm钢管的稳定性大大的优越于ϕ25mm钢筋做支撑杆件, 同时ϕ48×3.5mm钢管能大批回收, 回收率达80%[2];而ϕ25mm钢筋在滑模施工中可兼作结构受力筋, 也有有利的一面。因此在施工中我们应根据具体的情况决定是采用ϕ48×3.5mm钢管作为滑模施工的支撑杆件, 还是采用ϕ25mm钢筋作支撑杆。这样才能最大限度的减少支撑杆失稳和节约成本, 提高滑模施工质量。

2 轴向力作用下具有初弯曲的支撑杆

在实际工程中支撑杆不可避免的都有一定的初弯曲, 在本文中假设初弯曲曲线undefined, 其中v0为x截面的初挠度, w0为跨中初挠度。在轴向力作用P作用下, 支撑杆将产生挠度见图2 (b) , 任一截面上的弯矩M=P (v+v0) , 其弹性近似微分方程为

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方程 (9) 的解为

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其中α=P/Pcr, Pcr=π2EI/l2 由边界条件可得:

A=0和B=0, 所以undefined

将v和v0相加得总挠度vt, 即

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由上式可知在x=l/2处支撑杆挠度最大, 最大挠度为

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由以上分析可见, 具有初弯曲的支撑杆随着轴向压力P的增大, 其挠度wl/2增加的很快。在实际工程中做到无初弯曲是显然做不到的, 因此我们应将初弯曲控制在规范规定的范围之内。

3 结 论

支撑杆在轴向力作用下, 其稳定性与压力P成反比, 与初弯曲也是成反比。因此在实际工程中, 我们应将压力P和初弯曲控制在规范规定的范围之内, 以保证支撑杆的正常工作, 最终实现滑模施工的顺利完成。

参考文献

[1]孙训方, 方孝淑, 吴来泰, 等.材料力学[M].北京:高等教育出版社, 1992.

螺旋支撑杆论文 篇4

沪昆铁路客运专线是国家重点在建铁路项目, 某特大桥 (见图1) 由于经过宽约250m的河道。桥梁结构采用下承式、单支撑面系杆拱桥, 桥梁全长272m, 桥宽35m。主跨纵向加劲梁为混凝土箱形结构, 端部设实心截面梁。拱肋为钢箱结构, 拱肋与主梁连接段设钢混结合段过渡。

2 钢箱拱加工制作

钢箱拱主要构件有:外围由圆弧形顶板、椭圆弧形外腹板和底板组成, 内部由中间两道中腹板、普通横隔板、吊点横隔板、吊杆锚管、锚垫板、加劲肋等组成, 材质均为Q345D。在工厂内同时安排多条生产线分道作业, 进行专业化生产, 以保证构件质量和生产进度。

钢箱拱共划分为35个制造节段, 左右各分为17个节段 (GL1-GL17、GL9-GL35) , 以拱肋中心线为轴左右对称一致, 中部拱肋为1个节段, 节段长度在5.3~8.4m之间;靠近拱脚的加厚段, 按图纸长度并向薄板方向延伸至制造节段划分线处。节段划分端口均距横隔板200mm以上, 符合现行国家相关规范和标准。钢混结合段单独制作、发运至现场安装。

3 钢箱拱整体节段拼装

钢箱拱共划分为35个节段, 编号分别为GL1~GL35。厂内进行节段制造, 在预拼胎架上拼装成节段, 待各项检查无误后才能发运。下面介绍钢箱拱节段制造工艺, 结构示意见图2 (以最长8.4m节段为例) 。制造时将中箱分段先定位在胎架上, 再定位两侧边箱分段, 最后安装顶部分段。

3.1 节段拼装水平胎架制造

胎架是分段制造的基础, 要求具有足够的刚度, 胎架线型值由计算机放样提供, 胎架必须牢固可靠。

为便于节段组装时各分段的定位, 采用激光经纬仪配合钢卷尺在地面预埋铁上分别做出分段的纵、横向定位线, 节段纵向中心线等定位标记, 节段制造每完成一轮, 要重新调整胎架线型及所有标记位置。施工时按胎架图册进行制造。

3.2 节段拼装

拱肋节段采用正装法拼装, 将各分段按胎架上定位标记线确定位置, 对分段间缝口予以调整和修切, 并装焊临时连接件, 以达到工地能顺利重新组装、焊接之目的。

中箱立体单元先定位, 然后左、右分段在胎架上对称制造后, 按中轴线定位, 调整纵、横向位置, 使中横隔板及端口对齐, 外形尺寸满足设计要求, 预留工地拼焊间隙。

3.3 总成匹配预拼装

钢箱拱分段为其长5.3~8.4m (顺桥向) , 宽6.4m (横桥向) , 高3.8m, 分段重均不超过100t, 在工厂内有足够的场地和起吊、运输能力, 组织钢箱拱的总装匹配预拼装。

3.3.1 总成匹配预拼装工艺

为确保钢箱拱节段端口连接外形尺寸的一致性, 防止产生扭曲, 消除焊接变形, 节段拼装是在6个节段一组的匹配胎架上进行, 对全部节段采取分步匹配总装 (1+5节段) 的制造方式进行。

当发现节段尺寸有误或预拱度不符时, 即可在预拼装场地进行尺寸修正和调整匹配件尺寸, 避免在高空调整, 减少高空作业难度和加快吊装速度, 确保钢箱拱顺利架设。

胎架基准面以弧形拱轴线的弦线为水平面, 以拱肋底板形成的拟合曲线的折线面为基面, 进行水平匹配预拼装, 拼装轮次和节段号如下:

第一轮施工:GL1、GL2、GL3、GL4、GL5、GL6

第二轮施工:GL6、GL7、GL8、GL9、GL10、GL11

第三轮施工:GL11、GL12、GL13、GL14、GL15、GL16

第四轮施工:GL16、GL17、GL18、GL19、GL20

第五轮施工:GL19、GL20、GL21、GL22、GL23、GL24

第六轮施工:GL25、GL26、GL27、GL28、GL29、GL30

第七轮施工:GL30、GL31、GL32、GL33、GL34、GL35

3.3.2制造专用总成匹配胎架

胎架模板面平面度用激光经纬仪检查, 模板设在每档横隔板处及端口处, 两节段间加放80mm间距, 胎架上可同时布置6个节段。用全站仪和激光经纬仪精确作出钢箱拱纵向中心线和节段端口检查线等, 并刻划在地标上。

3.3.3 拼装前的准备

(1) 编写出详细的节段预拼装及预安装工艺、预拼装顺序、各安装阶段的放样、模拟标高计算、测量和检查方法等, 并报请监理工程师批准。

(2) 提交节段预拼装的零部件及分段应是经过验收合格的产品;并宜在节段进行预拼装之后再进行涂装。

(3) 钢箱拱预拼装场地应有足够的面积, 至少能容纳6个节段进行预拼装;预拼装场地应有足够的承载力, 以保证在整个预拼装过程中临时支墩不发生沉降。支墩高度的设置, 应根据设计拱度及焊接变形影响综合考虑。

3.3.4 匹配预拼装工艺流程

以左拱第一轮匹配预拼装为例, 总成匹配预拼装流程如下:

(1) 第一节段上胎架定位 (见图3) 。将GL1节段吊装到胎架上定位, 底板与胎模线形贴合, 拱轴线及节段端口与地样标记点对齐;安装上施工铰部件, 核对销孔标高和水平度, 修正施工铰隔板与拱肋中腹板间的间隙。

GL2节段上胎架定位, 定位要求同上, 另需检查二节段间端口的间距和错边, 修正后预装嵌补加劲肋, 安装临时匹配件。

(2) 第二节段定位 (见图4) 。

(3) 其他节段依次定位。按照上述要求依次定位GL3~GL6节段, 匹配节段间端口, 消除结构错边, 使拱肋线型符合设计预拱度线型, 节段间安装临时匹配件, 做好各项检查标志。

(4) 以GL6节段为基准节段进行下一轮预拼。拆解GL1~GL5节段, 转至存放场地以备发运, 按下一轮匹配预拼线型修改胎架, 将GL6节段重新定位 (见图5) , 作为新一轮基准段。

(5) 按新一轮线型依次定位各节段 (见图6) , 检查、修正无误后, 拆解前5个节段, 仍留最后一个节段作为下一轮预拼基准段。

(6) 第四轮预拼

将GL16、GL17、GL18、GL19、GL20节段分别上胎架定位, 先定位中间节段GL18, 再分别定位GL16、GL17、GL19、GL20。待现场吊装方案确定, 大吊装节段划分完成后, 再确定何处留合拢余量。修正端口尺寸、错边, 预装嵌补加劲肋, 安装临时匹配件, 做好各项检查标志。

3.4 匹配预拼装主要工作内容

(1) 在节段总成时, 完成两节段间的箱内嵌补加劲肋的预装。

(2) 修正顶、底板及腹板的长度。钢箱拱空中曲线近似为一圆曲线, 通过对每个节段的顶板与底板及腹板的长度差的计算, 在预拼装时对实际尺寸加以修正。

(3) 修正钢箱拱总长度。每个预拼装节段预拼后, 测量其总长度, 并将该长度与理论长度比较, 其差值可在下一个预拼装单元加以修正, 不使误差累积。

(4) 修整对接口。相邻梁段的端口尺寸偏差难以避免, 预拼装时对相邻端口加以修整, 使之在空中安装时顺利对正及焊接。

(5) 匹配件及检查梯的安装。预拼装时已确定了相邻节段的相对位置, 则把两节段的相应匹配件成对地安装在焊缝两侧, 在高空吊装时只要将匹配件准确定位, 即可恢复到预拼装状态。按设计图要求, 安装检查梯及连接件等附属结构。

(6) 节段标记、标识的制作。节段预拼装检测合格后, 采用激光经纬仪, 钢带等辅助仪器工具, 按工艺要求绘制各类标记。主要标记有端口横向检查线、节段桥上吊装时标高测量点及横撑定位点。

在节段腹板上, 装焊钢字节段编号, 以便节段在存放、吊装过程中易于辨别。

3.5 钢箱拱的检测及测量方法

根据设计图纸、技术规范以及现行相关规范标准的要求, 编制该桥钢箱拱制作检验项目清册、精度要求、无损检测清册、无损检测工艺规程、检验工艺规程等工艺文件, 并征得监理工程师同意, 作为检测依据。

所有用于该桥制作检测的设备工具如全站仪、激光经纬仪、测厚仪、超声波探伤仪、X光片机、钢卷尺、钢板尺、焊角规、游标卡尺等均需计量, 并在计量有效期内且处于完好状态。

构件下料、加工, 顶、底板单元件, 横隔板单元件的首制件严格执行首制件评审制度, 并将检测结果报监理工程师认可后方能批量生产。第一轮节段预拼完成后, 召开首制节段评审会, 评审通过后方能组织后续批量施工。

4 结语

由于受到施工环境、施工场地的限制, 钢箱拱拼装无法采用传统的拼装方式, 采用工厂内“5+1”匹配预拼装后单节段运至现场, 在桥上重新进行立体组拼成三个大节段, 利用塔架分别对三节段进行竖转提升并进行精确合拢。解决了施工中拼装出现的各种技术难题, 最后精确合拢对位, 为今后类似桥梁工程施工积累的大量的宝贵施工经验。

参考文献

[1]GB500017-2003.钢结构设计规范.北京:中国计划出版社, 2003.