主缆系统

主缆系统（共7篇）

主缆系统 篇1

摘要：文章介绍了桃花峪黄河大桥主缆防护施工技术,从关键的施工工序、控制要点以及施工中关键技术进行归纳总结。

关键词：主缆系统,防护,施工技术

1 工程概况

郑州桃花峪黄河大桥位于河南省郑州市西北,郑州与焦作跨黄河交界处,主桥为双塔三跨自锚式钢箱梁悬索桥,跨径布置160 m+406 m+160 m。主梁采用全封闭钢箱梁,断面全宽39 m。主塔采用门型框架结构,塔柱承台至索鞍底面高度约128 m,塔柱旁梁顶面至索鞍底面高度约76 m。

主索鞍主体为铸钢结构,底座支承板为厚钢板焊接结构,采用M64锚栓与塔顶下平板连接,个体最重构件是鞍体,单件达64 t,分两半制造,单体最大起重量为32 t,是主缆体系中安装难度系数最大的构件之一。

主缆索股由37股127丝直径为Φ5.3 mm的高强镀锌钢丝(1 670 MPa)组成,长800.9 m,主跨矢跨比为1/5.8,20%空隙率下的主缆直径为Φ406 mm,采用热铸锚头(ZG310-570),单根净重17.618 t,索股总净重1303.7 t。主缆防护采用不干性腻子、缠丝、聚硫密封剂、防护漆结构。

全桥共有110套索夹,其中12套无吊杆。

2 主缆系统防护

主缆系统为悬索桥主要受力构件,其使用寿命直接决定了大桥的使用寿命,而主缆又是极易被腐蚀的金属制品,所以对主缆系统的防护措施显得尤为重要。又因悬索桥的结构极其复杂,导致其防护施工分为多个部分,根据设计文件和主缆防护施工规范,同时结合项目特点,我们编制如下主缆系统防护方案。

2.1 主缆缠丝段防护

2.1.1 防护施工工艺

(1)扫除灰尘、杂物,再用清洁布或脱脂棉纱醮清洗溶剂(二甲苯或酒精)清洗油污、脂类和锈蚀等,干燥后涂刷磷化底漆一道,干膜厚度为10μm,保证涂覆表面均匀着色。

(2)涂刮1～2道MF-DJ2000F非硫化不干性防腐密封胶(见表1),平均厚度为3 500μm,以填满钢丝缝隙为准,密封膏涂抹完毕后,要注意保护,以免沾上过多灰尘、污物,并及时进行缠丝。

(3)缠丝。

(4)缠丝完成后,使用非金属专用工具将多余的密封膏抹去,并用清洗溶剂清洗干净缠丝表面密封膏及其他污物。

(5)涂刷1道磷化底漆,应保证涂覆表面均匀着色。

(6)涂完底漆4～24 h内刷涂2道云铁底漆,干膜厚度为80μm,遇上低温天气应适当延迟涂刷2道油漆之间的间隔时间。

(7)在涂完第2道底漆4 h～7 d内刮涂MF-860F聚硫防腐密封胶(见表2),平均厚度为2 500μm。按配比准确称量密封胶各组分,用三辊研磨机混合均匀。用专用刮刀将密封胶刮涂到主缆缠丝表面,共刮涂2道,每道间隔应在8h以上,然后再由队伍中技术较好的老师傅刮1道,使整个表面均匀光滑。

(8)涂刮最后一层密封胶后8～48 h内刷涂聚氨酯面漆,干膜厚度为80μm。按规定比例配入固化剂,用搅拌器充分搅拌面漆各组分至均匀,共刷涂聚氨酯面漆3道,每道面漆涂装间隔时间为4 h～30d,最后在主缆顶推刷宽度为30 cm的防滑面漆,便于主缆检修道的行走。

注:实验条件为温度(23±2)℃,相对湿度(50±5)%,混合比例A:B=100:10。

2.1.2 主缆缠丝工艺

2.1.2. 1 施工顺序

主桥投入专业缠丝机2台,上、下游各1台,同时开始施工,缠丝的方向为先中跨后边跨,单跨作业由塔顶向桥面施工。本桥使用的缠丝机均为自带行走系统的一体机,缠丝作业自上而下进行,不会影响到钢丝的缠绕密度,同时有利于将主缆缝隙中隐藏的水分挤压出去。

在近塔处缠丝段,已经刮好腻子的主缆上,安装缠丝机。

2.1.2. 2 缠丝工艺流程框图(如图1所示)

在11号索夹处,涂刮好不干性腻子,安装缠丝机,接通电源,调试机器运转性能,安装丝盘,将最内圈的2根钢丝端头,困扎在索夹最外侧螺杆上,左、右各固定1根,点动缠丝机丝盘按钮,缠绕2圈后,用“丁”字锤将钢丝敲入索夹环缝,在主缆下方采用固结焊的方式固定第3根钢丝端头,同时启动行走电机和缠绕电机,正式缠丝开始。丝盘钢丝用完时,采用固结焊固定端头,新丝盘的钢丝端头与前面丝盘的端头对接,施焊,并在接头3 cm左右的位置,继续使用固结焊,一般保持两端各有3个焊点,继续向前缠丝,到达下一索夹时,先固定2根钢丝端头,最后一根钢丝用手工缠入索夹环缝2圈,焊接固定。一个缠丝周期结束,开始下一节段的缠丝。

2.1.2. 3 技术要领、施工要求及说明

缠丝机组装规范,行走速度与钢丝缠绕速度匹配。本桥缠绕速度控制为15圈/min,行走速度为1 mm/s;索夹端部槽口内缠丝数量不得少于3圈,如图2所示。两索夹中间段的钢丝连接采用对接焊,焊口平整、结实,如图3所示。

两端头缠丝工艺较为困难,即在不影响缠丝盘转动的前提下,钢丝缠到大约距索夹40 mm的地方停下,关闭行走系统,点动缠丝转盘,一圈一圈固接,近索夹端部用钢棒和小锤辅助钢丝进入槽口,然后进行固接。所有钢丝排列密致、紧凑,无重叠、无交叉,缝宽不大于1 mm。缠丝过程中出现飞丝、背丝现象,必须马上停止,并且启动后退装置,重新缠绕,对钢丝接口和意外损坏的镀锌层要及时补喷镀锌漆。缠丝拉力为2.5 kN,必须确保缠丝紧密。固接焊和对接焊时都不可以伤及主缆钢丝。

主缆紧缆时用的捆绑钢带,原则上是随缠丝的节奏,在缠丝机所到之处逐一解除,本桥中为了使防护面尽量完整,决定先由防护作业人员拆除一半的钢带,进行清洗涂装,然后剩下的则在缠丝过程中由缠丝人员拆除并填补未涂装腻子的空白之处。雨天及主缆潮湿状态时不得进行缠丝作业。缠丝机跨越索夹时应防止擦伤主缆。在非工作状态,缠丝机要予以固定,并切断电源。施工过程中注意猫道悬挂绳的解除和安装,严禁乱拆。保证猫道悬挂绳间距不大于12 m。不允许猫道面层有漏洞,要求猫道栏杆绳及侧网完整可靠。作业人员上岗前须经过专业培训,施工时要严格履行岗位职责。

2.2 主缆非缠丝区防护

涂刷底漆1道,应保证涂覆表面均匀着色。涂完底漆4～24 h内刷涂2道云铁底漆。用MF-860F聚硫防腐密封胶填平主缆表面缝隙,并整形为圆滑过渡曲线。用高强玻璃布或橡胶涂胶布在一侧涂上MF-860F聚硫防腐密封胶进行缠绕,共缠2层,缠绕过程中要避免空鼓、缺胶现象。在缠绕后的表面均匀刮涂2～3道MF-860F聚硫防腐密封胶,并整形光滑。涂刮最后一层密封胶后8～48 h内刷涂聚氨酯面漆。用搅拌器充分搅拌面漆各组分至均匀,按规定比例配入固化剂,并用搅拌器搅拌混合均匀。共刷涂聚氨酯面漆3道,每道面漆涂装间隔时间为4 h～30 d。面漆的颜色应符合色卡要求。

2.3 索夹及散索套结构缝隙的防护

索夹环缝、对接缝的密封涂装,先采用MF-DJ2000F非硫化不干性密封膏对其内缝进行填充密封,并在密封膏外面加密封橡胶条,最后用MF-860F聚硫防腐密封胶嵌缝,并整形光滑,然后按要求进行涂装。

2.4 主索鞍防护

清理钢丝表面;钢丝表面刮涂MF-DJ2000F非硫化不干性密封膏;填放锌块;涂刷MF-860F聚硫防腐密封胶;安装索鞍盖板;索鞍外表面进行油漆处理。

2.5 锚固钢箱后端面防护

清理干净外表面,刷涂底漆1道,保证涂覆表面均匀着色,刷涂云铁底漆2道,再刷涂聚氨酯面漆3道。

2.6 锚具防护

锚具防护包括主缆锚头防护和吊索锚头防护2个部分,采取相同的防护工艺:清除锚具表面油污、杂物等有害物质;锚具表面涂刷专用防护油脂2道,防护油脂不能漏涂也不能严重堆积;安装防护罩,防护罩表面刷涂环氧富锌底漆;刷涂聚酯面漆,面漆颜色根据业主要求确定。

2.7 防护施工中的注意事项

注意通风和对皮肤的保护;清洗主缆和油漆施工时需佩戴防护眼镜;注意防火;组合成分的配比不得有误;两道工序间的间隔时间需符合标准要求;主缆防护作业需佩戴安全带;对已施工部位进行检查,未能达标的地方需及时修整。

3 主缆防护的质量控制

3.1 进场材料要求

进场材料应具备合格证和出厂检验报告,符合相应的检验标准:丁基胶MF-DJ2000F;聚硫防护密封胶MF860F——满足Q/6S1280—2001;环氧云铁底漆——满足相应标准;聚氨酯面漆——满足相应标准;缠绕镀锌钢丝——满足GB/T24215—2009。

3.2 防腐涂装的质量管理

施工环境应保持清洁,防止灰尘、雨水、油污污染。进行涂装施工时,如温度、湿度超出工作允许范围,应采取相应措施或停工。涂装施工如遇下雨,应用防雨棚遮住完成涂装的主缆。在结露的季节,每天的施工时间宜安排在早晨9时至下午4时30分之间进行。

3.3 缠丝的质量要求

缠丝的总体方向宜由高处向低处进行,而2个索夹之间则应从低到高进行。缠丝始端应嵌入索夹内不少于3圈,并宜施加固结焊。钢丝的缠绕应密贴,缠丝拉力按照设计要求为2.5kN。节间缠丝每间隔1～1.5 m宜进行一次并接焊,并焊部位应在主缆上表面30°圆心角所对应的圆弧范围内。完成缠丝后,挤出的不干腻子应清除干净。

4 结语

按照上述施工技术措施,我们高效地完成了桃花峪黄河大桥主缆系统防护施工,保证了施工质量,为今后同类型桥梁施工提高了宝贵的经验。

主缆系统 篇2

关键词：悬索桥,锚碇系统,主缆,腐蚀环境

1 引言

改革开放后, 我国大跨度桥梁建设进入快速发展阶段, 特别是大跨度缆索支撑桥梁更是势头凶猛, 我国的桥梁设计和建造水平跨入了世界前列。但由于桥梁施工过程控制不严、水分进入缆索等原因导致桥梁缆索系统的耐久性较低, 在10~20年 (甚至更短) 就要换索, 悬索桥在运营一段时间后必须重新防护缆索系统, 主缆缆索系统的早期防护不力不仅对人们生活带来不便, 也给社会带来了沉重的经济负担。尤其对于锚碇系统中的缆索, 受到锚室内腐蚀环境的影响, 会对缆索造成腐蚀破坏, 因缆索受力大, 截面小, 导致缆索应力非常大, 且由于钢绞线材质较脆, 在轻微的腐蚀作用下也会导致较大的断面损失率, 所以专门研究缆索腐蚀破坏对全桥影响很有必要。本文主要应用midas civil模型对缆索腐蚀进行模拟, 得出其对全桥的受力分析。下面首先介绍一下缆索腐蚀机理。

2 腐蚀环境下缆索腐蚀类型和机理

缆索作为主要受力的构件, 其安全性、可靠性和稳定性对桥梁的安全运行起到至关重要的作用, 其自身钢丝强度和防腐蚀性能必须有更高要求。通过对国内近几年修建的悬索桥主缆的防腐蚀进行调查发现, 在锚碇内部, 由于腐蚀性介质含量较多, 湿度较大, 对主缆的腐蚀最严重, 主缆断丝较多, 所以必须对锚碇系统中主缆腐蚀情况进行研究。

主缆是通过多束钢绞线缠绕在一起组成的, 但因为缠绕的不紧密, 会留有很多空隙, 使得湿气、氧气和污染物更容易通过残留的空隙进入主缆内部。主缆腐蚀类型主要有腐蚀疲劳、应力腐蚀、化学腐蚀和电化学腐蚀, 腐蚀的影响因素主要有钢绞线材料本身特性、主缆所处的腐蚀环境和缆索的受力情况等。下面分别介绍一下腐蚀影响因素对主缆的破坏机理。

(1) 主缆钢绞线材料

主缆材质为高强度冷拔碳素钢丝, 虽然钢丝强度高、塑性低, 但是在防护不佳情况下主缆的防腐蚀能力很差, 特别当主缆含碳量逐渐提高时, 其腐蚀程度会有明显增大。尤其在腐蚀性元素较多的锚室内, 腐蚀介质与雨水的混合作用会导致锚室内环境水变为酸性, 进一步加剧钢丝的腐蚀, 最终导致桥梁产生严重的安全隐患。

(2) 腐蚀环境

锚室内的腐蚀环境相对比较复杂, 不仅包括大气环境、水环境, 也包括固体污染物环境, 这些环境的共同作用严重影响主缆的安全运行。

(3) 应力状态

主缆作为悬索桥的主要承重构件, 一直处于高应力工作状态, 同时受到腐蚀环境的影响, 在腐蚀环境因素和应力的共同作用下, 导致主缆更容易发生应力腐蚀, 严重的造成断丝等病害, 影响桥梁的安全性。

针对上面主缆腐蚀存在的情况, 本文通过建立Midas模型对忠县长江大桥主缆不同腐蚀程度对全桥受力变形进行研究。

3 工程实例

3.1 忠县长江大桥概述

重庆忠县长江大桥位于忠县县城忠州镇东北方的红星娱乐城上游, 跨越长江, 桥梁全长1199.73m, 主桥长560m, 引桥长639.73m, 垂跨比为1/10.5, 主缆中心距离为19.50m, 桥面净宽18m。主桥为单跨加劲桁架梁悬索桥, 跨径560m。索塔两座, 利川侧索塔高为142.3m, 重庆侧索塔高为153.3m。

3.2 锚碇系统中主缆腐蚀对全桥受力及变形的影响分析

本文通过应用MIDAS CIVIL 2010建立忠县长江大桥有限元模型, 分析研究主缆腐蚀对全桥其他构件受力影响, 通过主缆直径减少来模拟腐蚀程度。模型模拟了主缆直径分别减少5.1mm、10.1mm、15.2mm、20.3mm、25.3mm和30.4mm等六种情况, 分析其对主缆、吊杆、索塔、上弦杆等构件受力及变形的影响。全桥模型及索塔模型如图2。

在模型中, 考虑了恒载、活载、温度荷载、风荷载等四种荷载工况组合下对其他构件的受力及变形的影响, 四种工况组合分别用Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ表示, 如表1所示。

把上面6种腐蚀程度等效模型得到的数据分别与未腐蚀模型进行差值分析, 经过数据及图形的整体分析研究, 发现上述四种荷载组合下, Ⅰ和Ⅱ得出的差值差别不大, Ⅲ和Ⅳ得出的差值差别不大, 所以本文只列出了差值较大、变化明显的两组组合进行分析。

3.2.1 腐蚀程度不同对主缆的应力和变形的影响

(1) 对主缆应力的影响

本文应用MIDAS CIVIL 2010中只受拉的单元来模拟主缆, 通过上面的六种模型来模拟腐蚀对主缆应力及变形的影响, 通过与原始模型对比, 得出不同腐蚀程度下的应力变化图, 如图3、图4所示。

通过对图形进行分析, 工况Ⅱ和Ⅳ下截面的变化量基本一样, 当腐蚀深度为15.2mm以下时, 腐蚀引起的应力变化量差别不大;当腐蚀深度加深时, 各个截面的应力差值有了明显变化, 其中在1/8截面变化量最大。对于同一个截面来说, 随着腐蚀程度的加深, 截面的应力变化量逐渐变大, 主缆的安全系数逐渐降低, 对桥梁的安全运营产生很大的影响。

(2) 对主缆X、Y方向变形的影响

通过对主缆X、Y方向的位移变化量进行分析, 发现腐蚀程度对其影响较小。

(3) 对主缆Z方向变形的影响

通过对工况Ⅱ和Ⅳ下主缆Z方向的位移变化量进行分析, 得出在同一个腐蚀程度下, 各个截面的变化量呈现左右对称变化规律。当腐蚀深度为10.1mm时, 位移变化量超过了10mm, 随着腐蚀深度的增加, 位移变化量越来越大, 腐蚀深度为25.3mm时, 位移变化量达到了100mm以上。对于同一个截面来说, 随着腐蚀程度的加深, 截面的位移变化量逐渐变大, 呈现出线性变化规律, 变化量较大, 分析表明腐蚀程度对Z方向的位移影响较大。

3.2.2 锚碇系统中腐蚀程度的不同对索塔的弯矩和变形的影响

(1) 对索塔塔底弯矩的影响

通过对图7、图8进行分析, 发现同一个腐蚀程度下, 各个截面的弯矩变化量没有规律。但对于同一个截面来说, 腐蚀程度越深, 弯矩变化量越大, 并呈现出线性变化规律, 结果表明腐蚀程度对索塔塔底的弯矩影响较大。

(2) 对索塔X、Y、Z方向变形的影响

通过对索塔塔顶X、Y、Z方向位移变化量进行分析, 发现腐蚀程度对其影响较小。

3.2.3 锚碇系统中腐蚀程度的不同对吊杆的应力和变形的影响

(1) 对上、下游吊杆应力的影响

通过对上下游吊杆应力变化量进行分析, 发现腐蚀程度对应力影响较小。

(2) 对吊杆变形的影响

(1) 对上、下游吊杆X、Y方向变形的影响

通过对上下游侧吊杆X、Y方向的位移变化量进行分析, 发现腐蚀程度对其影响较小。

(2) 对上游侧吊杆Z方向变形的影响如图9、图10所示。

(3) 对下游侧吊杆Z方向变形的影响如图11、图12所示。

通过对上面图形进行分析, 在同一个腐蚀程度下, 上下游侧的位移变化量对称。工况Ⅱ下, 腐蚀深度为10.1mm时, 位移变化量最大达到15mm;工况Ⅳ下, 腐蚀深度为5.1mm时, 位移变化量最大达到20mm。对于同一个截面来说, 随着腐蚀程度的加深, 截面的位移变化量逐渐变大, 呈现出线性变化规律, 表明腐蚀程度对上下游侧吊杆Z方向的位移影响较大, 对全桥的安全运营有很大影响。

3.2.4锚碇系统中腐蚀程度的不同对弦杆变形的影响

(1) 对弦杆X、Y方向变形的影响

通过对弦杆X、Y方向的位移变化量进行分析, 发现腐蚀程度对其影响较小。

(2) 对弦杆Z方向变形的影响

通过对图13、图14进行分析, 在工况Ⅱ和Ⅳ下, 弦杆Z方向的位移变化量呈现出对称规律。工况Ⅱ下, 腐蚀深度为10.1mm时, 弦杆Z方向的位移变化量最大值达到了15mm, 随着腐蚀深度的增加, 位移变化量越来越大;工况Ⅳ下, 腐蚀深度为5.1mm时, 由腐蚀引起的弦杆Z方向的位移变化量最大值达到了20mm。由此可见, 对于同一个截面来说, 腐蚀程度越深, 截面位移变化量越大, 并呈现出线性变化规律, 结果表明腐蚀程度对弦杆Z方向的位移影响较大。

4结论

(1) 通过建立主缆不同腐蚀深度的有限元模型, 并通过与未腐蚀模型的数据差值进行对比分析, 发现腐蚀程度越深, 对主缆应力、Z轴向位移、索塔弯矩、上下游侧吊杆和弦杆Z方向的位移变化量影响越大。

(2) 本文建立模型进行分析时, 只是从宏观上进行了考虑, 但因主缆存在应力腐蚀、疲劳腐蚀等腐蚀情况, 存在主缆脆断的突然性, 所以需进一步从微观上进行分析, 减小主缆突然断裂的概率。

参考文献

[1]Hao Wang.Parameter effects on the dynamic characteristics of a super-long-span triple-tower suspension bridge[J].Journal of Zhejiang University SCIENCEA, 2010, 11 (5) .

[2]刘锦.悬索桥隧道锚数值模拟分析研究[D].重庆:重庆交通大学, 2010.

[3]吴海斌.国内预应力锚杆 (索) 防护要求与存在的问题[J].中国三峡建设, 2002 (8) :13-14.

[4]李士彬, 张伟平, 顾祥林, 等.加速锈蚀钢筋的疲劳试验研究[J].铁道科学, 2010, 32 (5) .

[5]冯秀峰.混合配筋部分预应力混凝土梁疲劳性能研究[D].大连:大连理工大学, 2005.9.

[6]卢树圣.现代预应力混凝土理论与应用[M].北京:中国铁道出版社, 2000.

主缆系统 篇3

关键词：悬索桥,主缆内力,振动法,锚跨索股张力

悬索桥主缆内力分析主要通过对组成主缆的各索股进行测试分析,然后估算主缆内力。应用最为广泛的是振动法测估拉索索力,其原理如下:

1)通过测得拉索振动固有频率,应用动力学振动基本方程和结构边界条件,估算拉索索力;2)在测得各索股张力的基础上,通过空间力学分析,估算主缆总张力。

1 锚跨索股固有振动分析

1.1 振动方程的建立

对于静力平衡状态下,拉索的线性方程为:

$y(x)=\frac{4d}{l{}^2}(1-x)x$ (1)

其中,l为拉索两锚固端点之间的索长;d为xoy坐标平面内的拉索垂度。

应用动力学普遍原理建立拉索固有振动方程:

EI$\frac{\partial {}^4\eta }{\partial x{}^4}$$-{\rm T}{}_0\frac{\partial {}^2\eta }{\partial x{}^2}-\text{Δ}{\rm T}\frac{\partial {}^{2}y}{\partial x{}^2}+m{}^{\ddot{\eta }}=0$ (2)

式中:EI——拉索的弯曲刚度;

T0——op方向拉索索力;

ΔT——由于拉索振动而产生的索力增量;

m——拉索单位长度质量;

η(x,t)——拉索在y方向上的振动位移。

1.2 拉索固有振动分析

两端铰结拉索固有振动固有频率为:

$\omega {}_n^2=(\frac{n\text{π}}{l}){}^4\frac{E{\rm I}}{m}+(\frac{n\text{π}}{l}){}^2\frac{{\rm T}{}_0}{m}(n=1‚2‚3‚4\cdots )$。

拉索索力为:

${\rm T}{}_0=\frac{4ml{}^{2}f{}_n^2}{n{}^2}-\frac{n{}^2\text{π}{}^{2}E{\rm I}}{l{}^2}$ (3)

其中,fn为拉索第n阶固有振动频率。

1.3 锚跨索股张力实用计算公式

当取一阶基频时,即n=1,式(3)可简化为:

${\rm T}{}_0=4ml{}^{2}f{}_1^2-\frac{\text{π}{}^{2}E{\rm I}}{l{}^2}$ (4)

在工程实际中进一步简化为常用的锚跨索股索力计算实用公式:

T0=4ml2f${}_1^2$ (5)

2 工程实际应用

以某市长江公路大桥多年来健康监测锚跨张力测试及主缆总张力估算为例,介绍此方法的实用性。表1为该长江公路大桥2003年6月采用上述实用方法所测算的北锚上游104根索股中53根索股张力统计表。

3 结语

分析表明:所测53根索股总张力为67 341.28 kN,实测索股平均张力$\overline{{\rm T}}=67341.28/53=1270.29$kN<1 289 kN(理论值),受力安全。

参考文献

自锚式悬索桥主缆无应力长度计算 篇4

1 工程概括

松原天河北汊桥为双塔空间索面自锚式悬索桥, 主梁分为预应力箱梁段、钢混结合段、钢混组合梁段三个部分, 锚跨及边跨锚墩附近为预应力混凝土箱梁, 跨径布置为 (40+100+266+100+40) m。索塔采用人字型索塔, 索塔基础为分离式承台+群桩基础。每根主缆由37束每股含127Φ5mm镀锌高强钢丝索股组成, 安全系数K>2.5。索股两端采用热铸锚头。为了适应边跨至主跨主缆布置的转换, 主索鞍采用空间鞍槽, 中心索股竖弯半径3.8m, 横弯半径10.0m, 边跨采用散索套进行散索。松原天河大桥北汊桥立面布置如图1。

2 建立有限元模型

Midas/civil建立悬索桥模型, 首先采用节线法通过内力平衡条件求得主缆的水平力和线形, 再通过非线性分析精确求解主缆索段的无应力长度, 然后以节线法确定的近似线形为基础, 使用悬链线索单元做更精确平衡分析[4]。

利用Midas/civil建立了松原天河北汊桥的有限元模型。首先在建模助手中输入主缆锚固点、理论顶点、中跨主缆跨中点等控制点坐标、材料特性和自重等基本信息, 得到初始平衡状态。为了模拟真实的自锚式悬索桥受力状况, 需要对模型部分特性进行修改。其修改部分如下:

(1) 主缆锚固点模拟。主缆锚固点与加劲梁采用刚性连接, 以加劲梁中心为主节点, 锚固点为从节点。

(2) 主梁模拟。主梁标准阶段为钢混叠合梁, 采用联合截面可以较好模拟主梁的刚度。

(3) 支座模拟。加劲梁与主塔横梁之间用一般弹性连接, 刚性值根据实际支座的型号确定, 加劲梁梁端采用一般支撑, 释放顺桥向约束和绕横向的转动。

(4) 主索鞍模拟。主塔顶的节点和该处主缆的节点使用上下两个节点模拟, 两个节点间使用刚性连接。

(5) 散索套模拟。采用新建端支点与加劲梁刚性连接, 仅释放顺桥向约束。理论散索点与端支点采用弹性连接的刚性进行连接, 调整理论散索点的局部坐标系, 使得弹性支撑方向垂直于主缆。

(6) 静力荷载工况。静力荷载工况包括自重、二期荷载、索夹、吊杆处的锚头、检修系统。

对模型进行修改后, 采用悬索桥精确分析控制功能, 进行精确平衡分析, 直至收敛。然后进行一次成桥分析, 可以得出初始的无应力长度, 笔者只考虑中心索股的无应力长度, 其他索股的无应力长度可以通过索股间的几何关系求得。

3 主索鞍处无应力长度修正

通过Midas/civil计算出中心索股的无应力长度, 需要对主索鞍和散索套的无应力长度进行修正。为了适应主缆的空间线性, 主索鞍鞍槽也是空间线性的, 主缆通过鞍槽进行了竖向和横向两次转向, 所以需要求得空间圆曲线长度进行修正。在索鞍支承范围之外的索股线形为自重作用下的分段悬链线, 但由于主缆轴力很大, 用连接关键点的直线求解并不会引入很大的误差[5]。因此, 关键节点之间的长度用直线求解。主缆与主索鞍竖面和平面的水平夹角如表1。

3.1 竖面内主缆修正

在主索鞍处, 算出切点到理论顶点的长度、圆曲线的长度、此段主缆的弹性伸长量, 就可计算出主缆在主索鞍处的无应力长度修正值。由设计图纸可知主缆的理论顶点和鞍座半径, Δc为主索鞍圆弧中心线偏离鞍座中心线的距离, 如图2所示。

主索鞍处边跨无应力长度修正:

主索鞍处中跨无应力长度修正:

边跨弹性伸长量:

中跨弹性伸长量:

式中:Lo、Lz分别表示边跨和中跨TP点到IP点的长度;Sb、Sz分别表示边跨和中跨圆弧的长度;Tb、Tz分别表示Midas/civil算出边跨和中跨的无应力长度;ΔLo、ΔLz分别表示边跨和中跨修正段的弹性伸长量。

由于本桥主缆在主索鞍鞍槽内为空间圆曲线, 上述方法需要进行三维扩展方能使用。

3.2 空间索面主缆修正

本桥中, 主缆从边跨至中跨通过鞍槽进行了竖弯和横弯两次转向, 此段曲线用纵向里程坐标x表示的参数方程为[5]:

主缆在鞍槽内的圆曲线长度为[5]:

式中:R1、R2分别表示中心索股的竖弯半径和平弯半径;f (x) 、g (x) 分别表示竖弯和平弯的圆弧方程;Sb圆弧、Sz圆弧分别表示边跨和中跨的圆弧长度;x1、x2为主、边跨切点里程坐标;x0为圆心坐标。

4 散索套处无应力长度修正

后锚垫板中心到理论散索点的无应力长度为L=10.7541m, 根据几何关系修正理论散索点到后锚垫板之间各索股的无应力长度, 如图3所示。第n根索股在后锚垫板与锚垫板中心的距离为D1, 此索股在理论散索点处与中心索股的距离为D2, 第n根索股锚固位置到理论散索点的距离为Ln, 修正后的长度为L修正。圆心到理论散索点的距离为6.19m, 圆心到某根索股的半径R=6.19-D2。

经过主索鞍和散索套处主缆无应力长度修正, 得到最后的主缆无应力长度, 中心索股无应力计算结果如表2。

5 结论

(1) 通过Midas/civil建立悬索桥一次成桥模型, 计算出初始主缆无应力长度。一期、二期恒载对成桥状态影响很大, 因此确定悬索桥恒载是计算主缆无应力长度的基础。

(2) 考虑主索鞍和散索套圆曲线的影响, 对主缆无应力长度进行修正。为了适应主缆的空间线性, 主索鞍鞍槽也是空间曲线的, 需要对鞍槽内的主缆无应力长度进行竖向和横向修正。

(3) 主缆架设一旦完成, 主缆的线性和长度很难调整, 因此主缆的无应力长度计算非常关键。经过Midas/civil计算出初始无应力长度, 修正主缆在主索鞍和散索套处的无应力长度, 误差在允许范围以内。说明利用Midas/civil建模计算出的数据是可信的, 经过上述方法可以计算出下料长度。本文为空间索面自锚式悬索桥主缆无应力长度计算提供参考和借鉴。

参考文献

[1]龙飞, 许福友, 张哲.自锚式悬索桥的特点及工程应用[J].中外公路, 2010, 30 (5) :131-135.

[2]李子奇, 樊燕燕.自锚式悬索桥的主缆无应力长度计算分析研究[J].城市道桥与防洪, 2007, 12 (12) :91-94.

[3]胡娜, 张永水, 成宁波.涪陵青草背长江大桥主缆无应力长度计算[J].重庆交通大学学报:自然科学版, 2011, 30 (4) :709-711.

[4]北京迈达斯技术有限公司.用Midas做悬索桥分析[M].北京:2004.

[5]梅秀道, 汪正兴, 朱巍志, 崔清强.空间索面自锚式吊桥索股下料长度求解方法及敏感性分析[J].中外公路, 2008, 28 (5) :171-174.

[6]梅秀道, 汪正兴, 秦建刚, 崔清强, 刘彦峰.悬索桥索股下料长度求解方法及其影响因素分析[J].工程设计学, 2008, 15 (4) :308-312.

[7]王国兴.自锚式悬索桥主缆线形控制与吊索张拉分析[D].西安:长安大学, 2008.

主缆系统 篇5

自锚式悬索桥以其超强的跨越能力与优美的造型被越来越广泛地应用,因为其主缆系统为悬索桥主要受力构件,所以主缆的成型质量对主桥的成桥精度和桥梁使用寿命起决定性作用,是悬索桥施工的关键工序之一。但由于主缆非线性显著,温度、施工和制作误差等对主缆的架设线形影响非常敏感,而主缆架设线形误差对悬索桥成桥线形和内部应力分布有较大影响,故对主缆的线形控制就显得尤为重要。本文结合武西高速公路桃花峪黄河大桥工程实例,重点介绍了自锚式悬索桥主缆架设的施工技术,具体包括猫道架设、牵引系统安装、索股架设、索股线形调整、紧缆。

2 工程概况

桃花峪黄河大桥是武(陟)西(峡)高速公路跨越黄河主河槽的一座特大桥,其主桥采用(160+406+160) m双塔三跨自锚式悬索桥,为目前在建最大跨度自锚式悬索桥。

主缆采用预制平行钢丝索股(PPWS),为平面线形,布置在钢箱梁两侧,中跨矢跨比为1:5.8。主缆共计2根,每根主缆共有37根索股,每根索股由127根直径为5.3 mm的高强镀锌钢丝(1 670 MPa)组成。主缆全长800.9 m,索夹内主缆孔隙率为18%时主缆直径为401 mm,索夹外主缆空隙率为20%时主缆直径为406 mm,单根主缆重651.9 t。

3 主缆架设技术

3.1 总体施工方案

主缆架设采用直接牵引法先架设三跨分离式猫道,钢箱梁合龙后,在两侧猫道上,分别布置单线往复式牵引系统,架设单元索索股及其他索股,塔顶索股横移入鞍、南北锁头锚固、紧缆、猫道体系转换。

主缆单元索股架设采用单线往复式牵引,上下游各布置1组。在133号墩上放置放索盘,在南锚梁上固定2台15 t牵引卷扬机,由北向南牵引单元索股,北锚梁上安放2台2t副牵引卷扬机,负责将牵引索牵至放索盘,每根单元索股牵引到位后,由反牵卷扬机反牵送入锚索管,进行索股锚固。

3.2 猫道架设

3.2.1 猫道结构

猫道整体采用三跨分离式结构,平行于主缆空缆线形,与主缆中心相距1.2 m,猫道净宽3 m,一端锚固在塔顶索鞍底板上,另一端锚固在箱梁顶面上,为增加猫道的抗风稳定性,中跨猫道设置2道横向天桥和8根抗风制振索,每个边跨设置4根抗风索(如图1所示)。

猫道由承重索、横梁、面层网片、扶手、扶手绳、安全绳、横向天桥、抗风索等结构组成,具体组成材料如下。

(1)猫道承重索:每条猫道采用6根6×37 mm+1φ32 mm天然纤维芯钢丝绳作为猫道承重索,两端分别通过分配梁与销轴固定在钢箱梁顶面和塔顶主索鞍底板上。

(2)猫道门架:主要用于限制锚端承重索的高度,采用∠50 mm×5 mm角钢制作而成,按50 m一道布置。

(3)猫道横梁:由10号槽钢加工而成,每道间距为4 m,用于增强猫道的稳定性;

(4)栏杆与扶手绳:栏杆采用∠50 mm×5 mm角钢,间距为4m。扶手绳采用φ12 mm钢丝绳,栏杆中间设置2道φ8 mm高强钢丝绳,作为安全栏杆绳。

(5)猫道面层:猫道宽度为3 m,面层铺设钢板网一道,两侧安装高度为450 mm的侧网,侧网与面层均采用网格大小为100 mm×60 mm的钢板网。在猫道面无横梁区段采用50 mm×50 mm×1 000 mm木条作为防滑设施。

3.2.2 猫道架设工艺流程

安装主跨承重索锚固端分配梁→逐根对称安装猫道承重索→调整承重索线形→铺设猫道面层→安装扶手索与栏杆→安装抗风索→安装边跨猫道→猫道检查验收。

3.3 架设准备

3.3.1 牵引系统安装流程

在猫道横梁上安装主缆托轮→在主索鞍顶拉杆孔处,安装过鞍滑道,使索股顺利通过主索鞍→调整塔顶吊架结构,将两侧钢轨横放,作为锚端承重索在塔顶的竖向支撑点→架设锚端承重索,锚端承重索距猫道高度约3 m,两端锚于锚梁上→在猫道上安装主牵引索、副牵引索、开口滑车等(采用轨道小车牵引方式牵引,如图2所示)→调试系统运转状况。

3.3.2 展索区布置与索股上桥

在133#北侧副桥现浇段桥面设展索区,索股采用吊装支架法提升上桥面展开。

在副桥132#～133#墩之间距133#墩16 m的桥面处,沿副桥中心线左右箱梁翼板上,预留4 m×4m的后浇带,并在乔面搭设吊装支架,利用吊装支架提升索股并放入展索盘后横向移动到展索位置。

3.4 基准索架设

(1)索股牵引。①用设置于北锚梁上的2 t卷扬机将单元索股锚头从放索盘上牵引展开至猫道起始端。②在索股端部安装握索器,用手拉葫芦与锚端承重索上的滑车相连。③由北向南牵引锚头,到达塔顶处,用2只手拉葫芦交替完成锚头的转换,翻过2个塔顶。④索股锚头到达南锚箱处停止,卸下牵弓连接装置,在散索套标志线前端3 m左右的位置安装握索器,同时对锚跨段索股进行整形后用反牵卷扬机将锚头送入锚箱内。⑤北侧锚索股整形与南侧同步进行,锚头入锚箱则等到南侧完成后进行。⑥按照主缆索股上的制作标记,在南、北方向大致居中对称的位置上,合理放置单元索股。

(2)整形、入鞍。①索股牵引到位后,在主索鞍两侧大约距索鞍15 m的位置上,安装握索器。②用塔顶改装的吊装支架,使用卷扬机、手拉葫芦共同将索鞍段主缆索股提升起来,使整节段索股处于无应力状态。③使用方形夹具,将提升段索股由六边形整理成正方形,通过支架顶端的横梁将索股横移至索鞍上对应槽口位置。慢慢放松葫芦,参照索股上的标记线,让索股自中间向两侧缓慢入鞍,同时在已经入鞍的索股面上用合适宽度的木方跟进,保证索股完全入鞍后仍然整齐美观。

(3)锚头入锚。两塔顶索股入鞍以后,开始锚跨入锚。在反牵卷扬机的牵引下,锚跨段索股有向下滑动趋势,这时工人手动辅助索股进入锚箱,直至散索套处标记大致与散索套标志线对齐,后锚端拧上锚固螺母,解除反牵装置,开始下一根索股的牵引准备工作。

(4)线形调整。基准索的调整,一般按照先中跨、后边跨的原则进行调整。具体方式分为白天的初调和晚上的精确调整2个部分:①基准索初调。在架索过程中,根据索股上的多处标记线,将索股放到相应位置上,白天由监控人员根据温度与设计温度的差值,计算出基准索的相对垂度,通过全站仪测量,分别使用手拉葫芦,大致将索股调到控制高度。②基准索精确调整。由于白天温度较高,且温差变化较大,索股钢丝的长度及主塔偏位会发生变化,无法准确测量各控制数据,因此对基准索的精确调整放在夜晚温度相对恒定时作业。基准索精确调整采用绝对矢度、垂度调整。中跨调整仍然依靠索鞍两端的索夹和手拉葫芦进行,边跨用精度较高的千斤顶进行调整。同时测量部门应在第一轮调整结束后,每隔1h复测1次,并记录数据。所测数据由监控人员汇总处理,持续3d复测,符合标准后,开始普通索股的架设。

3.5 普通索股架设

按照基准索股的架设工艺架设普通索股,但普通索股的线形采用相对矢度、垂度控制,即参照基准索的线形,辅以特制卡尺,在每天清晨温度还未明显升高之前,调整前一天架设的索股。每上一层索股,相对下一层索股要高出半根索股的高度,2层直接相叠的索股之间,保持若即若离状态,略高出0～5 mm,且不能压住下方索股。待所有索股架设完毕后,检查所有索股高度,对偏差较大的索股进行整体调整,直至满足要求。

3.6 索股架设难点及控制方法

牵引速度控制为8 m/min;使用鱼雷夹夹住索股,防止索在牵引过程中发生扭转;在中跨跨中位置安装“V”形托架,防止索股在架设过程中受大风振动的影响。

3.7 紧缆

3.7.1 紧缆顺序

中跨处由跨中向两塔顶进行,距塔顶约50m位置时,改由塔顶向下进行;边跨处由桥面向塔顶进行,同样在距塔顶约580 m时改由塔顶向下进行。

3.7.2 预紧缆

预紧缆,即将原为正六边形的索股,通过预紧缆机挤压成圆形的过程。为了避免温度对主缆的影响,预紧缆须在清晨太阳出来以前进行。

(1)分段。将主缆按20 m每段分段,在分段处索股外包裹一层保护布袋,然后用φ12 mm镀锌钢丝绳沿主缆捆绑至少2圈,再用手拉葫芦或撬棍收紧钢丝绳,边收紧边用木槌敲打断面不规则处,将主缆收紧,初步成圆后用镀锌铁丝进行捆绑。

(2)预紧缆。分段结束后,依次拆除预紧部位前2～4m范围内主缆外层索股绑扎带,装好预紧缆机,上下挤压主缆,大致将主缆挤压成圆形,将直径控制在42 cm左右,使孔隙率达到26%～28%的要求。挤紧后,预紧缆机左右10 cm处各打1道不锈钢带(或者用镀锌铁丝进行绑扎)。预紧缆的频率约1.5 m/道(如图3所示)。

3.7.3 正式紧缆

正式紧缆是用紧缆机把主缆整成圆形,并达到规定的空隙率的过程.正式紧缆的频率约1 m/道。

紧缆施工流程如下:启油泵电机,两侧不断用尼龙锤击打;→挤压主缆成圆后,测量主缆周长和竖、横向直径,如不圆度超标,用整形器调整至符合要求→用气动紧带机收紧钢带→用气动锁扣机将钢带锁紧→紧缆机油泵卸载,复测紧缆后的周长和不圆度,通过周长换算空隙率,核对是否达到标准。

当空隙率达到设计要求时,在靠近紧缆机处左右各打1道不锈钢带,钢带间距为30 cm,锁扣一致放在主缆下方,便于紧缆机的行走,紧缆间距为1 m。

3.8 紧缆质量标准

(1)空隙率:一般位置的空隙率为20%±2%,索夹位置为18%±2%。本桥孔隙率为20%时,主缆周长为1.27 m。

(2)不圆度:紧缆后主缆横径与竖径之差不超过主缆设计直径的±2%。

4 结语

经过精心施工,我们高效地完成了武西高速公路桃花峪黄河大桥的主缆架设工作(如图4所示),具体为2012年12月4日开始主缆架设,2013年2月4日主缆架设完成,2013年2月18日—2月22日线形调整,2013年2月23日—4月6日紧缆完成,经测量,施工线形、空心率、不圆度均满足设计及规范要求,PPWS架设技术在武西高速公路桃花峪黄河大桥表现出较高的优越性,投入设备少,节省时间,创造高效益,为其他类似桥梁的建设提供经验和借鉴。

参考文献

[1]JTG/T F50-2011,公路桥涵施工技术规范[S].

主缆系统 篇6

东北寒冷地区是我国纬度最高、经度最偏东地区, 冬夏两季时空温差跨度大, 大温差效应对结构的影响突出。桥址所处地域的特有气候条件, 不仅对桥梁建设技术提出了严峻的挑战, 而且使长期处于剧烈温度波动的桥梁运营面临着更加严苛的考验。 有文献指出[5], 温差所引起的温度应力甚至可以超过运营期恒载、活载所产生的应力。

本文以东北寒区自锚式悬索桥工程建设实践为依托, 基于空间有限元手段, 建立大桥仿真计算模型, 探讨典型荷载工况下主缆的力学与变形特征, 并考虑主缆弯曲次应力对桥梁设计中控制因素的影响。在此基础上引入桥位所处的东北寒区气候特点, 开展大温差分布模式下的主缆力学特性分析。 以期摸清自锚式悬索桥主缆受不利温差作用的力学响应, 对寒区桥梁设计与运营维护提供数据支撑。

1工程背景[6]

哈尔滨市三环西线跨松花江大桥主桥, 是我国北方高寒地区跨度最大的自锚式悬索桥, 是沟通松花江南北两岸的重要通道。大桥主桥全长556m, 主跨248m, 主梁为梁格体系钢- 混凝土叠合梁构造, 桥梁结构为五跨双塔纵向半漂浮体系。

大桥主桥共设2根主缆, 为空间三维布置, 成桥状态的主跨主缆矢跨比为1 /5; 主跨主缆成桥线形的分段悬链线分布取决于恒载分布, 边跨主缆由水平力系平衡原则确定线形; 每根主缆由37股预制平行钢丝索股组成, 每股预制平行钢丝索股由127根直径 Φ5. 1mm的镀锌高强钢丝组成正六边形; 主缆直径经紧缆后为391mm ( 孔隙率20% ) , 索夹处的主缆直径386mm, 对应的孔隙率分别为20% 和18% ; 主缆采用标准强度1670MPa的镀锌高强钢丝, 设计安全系数大于2. 6; 预制索股两端锚头采用热铸锚, 采用PPWS施工方法。主缆成桥线形见图1。

2有限元模型的建立

主桥结构分析采取空间有限元分析方法进行, 模型由缆索系统、主塔、梁墩、支撑系统等基本构造组成。主梁、主塔及墩采用空间梁单元模拟, 吊索和主缆采用桁架单元模拟, 模型离散为331个节点, 306个单元[7]。有限元三维空间分析模型见图2。 塔与墩底部节点边界条件考虑为固结连接, 约束其三个方向的位移与扭转自由度。在主跨中点位置约束主梁纵向位移, 使桥梁两侧结构响应对称; 考虑桥梁变形的空间效应, 放开对应其的横向约束和转动约束, 允许桥梁横向变形与转动变形; 为保证变形协调, 主缆锚固点、吊索锚固点与响应构造的连接点均采用刚性连接方式; 竖向支座与横向限位支座采用弹性连接方式模拟, 用调节弹性连接单元线刚度的方式实现。

3主缆在恒活载及基本组合作用下力学行为及变形特性

3. 1主缆在典型工况作用下最大轴力

主缆作为受拉构件, 其受力相对明确。根据已有研究成果[8,9], 主缆受力在施工阶段变形和受力呈现较明显的非线性特征, 在成桥后其非线性减弱。 缆索作为柔性构件, 其只能承受拉力, 即不能受压也不能受弯, 其构成材料符合胡克定律。因主缆在恒载作用下所具备的初始张拉力, 主缆与吊索、索梁体系形成自平衡体系, 同时主缆的初始张拉力对后续结构响应提供了强大的“重力刚度”。对于给定的轴力, 主缆垂度与长度的平方成正比, 具有几何非线性性质, 因此计算采取迭代的方法进行, 得到主缆节点关心位置, 在恒载工况、活载工况及基本组合工况下的最大轴力见表1所示。

图3 ~ 图5给出了在三种工况作用下主缆的轴力和线形分布情况。

由图3 ~ 图5可见, 在恒载和活载共同作用下, 主缆最大轴力58693. 7k N, 对应最大应力为611. 5MPa。基本组合下内力为59124. 8k N, 对应最大应力为615. 9MPa。根据设计资料, 主缆材料为标准强度1670MPa的镀锌高强钢丝, 则对应的主缆安全系数为: 1670 /615. 9 = 2. 81 > 2. 5。满足《公路悬索桥设计规范》 ( 报批稿) 9. 3. 3条: “主缆应力验算时, 主要组合下安全系数K不得小于2. 5”的要求。

3. 2主缆在活载工况作用下变形特性

主缆在活载 ( 包含人群) 作用下的不同位置的最大相对挠度及转角见表2所示。主缆在空缆与成桥状态下线形变化对比情况见图6。

从表2可以看出, 主缆在活载作用下主跨跨中发生36. 81cm的下挠, 其它位置不同程度发生下挠; 根据计算过程分析, 主缆在空缆状态横桥向线形为三段折线, 竖直为悬链线; 成桥阶段, 主缆空间线形为多段悬链线组成的索多边形。将空缆线形与成桥线形相比, 可知主缆由空缆状态向成桥状态转变过程中, 主缆在横桥和竖向均有较大位移。各吊索锚固点均经过较大位移才最终达到成桥理想位置, 因此对采取空间分布的主缆应严格控制好施工过程中主缆变形及各锚固点位置; 从图6主缆由空缆向成桥状态转变的过程中, 边跨与主跨主缆均向桥梁中心方向变位, 这种变位显然提高了桥梁的抗扭能力, 同时主缆空间方位向更有利于桥梁受力的状态转变。

3. 3主缆活载弯曲次应力

活载作用会导致的主缆线形变化, 使主缆在鞍座处的倾角发生变化, 引起该处出现局部弯曲次应力, 形成周而复始的变幅弯曲应力循环, 因此需对由活载作用产生的主缆弯曲次应力的大小和危害程度进行讨论。

采用Niels J. Gimsing[10]推导的索鞍处缆索角变位产生的次应力计算公式:

式 ( 1) 中: M1 - 2表示靠近索鞍的钢索内的弯矩; T表示主缆索力; JC表示主缆的抗弯刚度; λbe表示索夹的有效长度; Δφ1表示出索鞍出处的角度变化值; Cb表示索夹之间的距离; d表示主缆直径。按照表1与表2中主索鞍转角及主缆在恒载和活载组合下的拉应力, 可计算得到缆索在鞍座出口处的弯曲次应力幅为65. 9MPa, 该数据表明: 由于主缆在主索鞍处的转角增量很小, 不会明显增大主缆的弯曲次应力, 在设计寿命期间, 疲劳荷载不会对主缆产生足以影响其承载能力的疲劳损伤, 理论上主缆活载弯曲次应力疲劳不控制主缆的设计[11]。

4主缆温度效应分析

4. 1大温差模式下主缆温度次应力计算

主缆组成材料为钢材, 其对温度变化较为敏感, 因此与主缆活载弯曲次应力机理相同, 温度的变化也将引起在主缆内产生温度次应力。而本节重点关注局部温度次应力, 其包括了主缆在支撑点 ( 主鞍座) 处由于温度变化造成的弯曲次应力和主缆在索夹处由于温度变化造成的弯曲次应力。同时我们应关注到, 成桥后主缆在外界温度变化时, 由于热胀冷缩效应会产生变形, 一般主缆在温度荷载下的变形是十分缓慢的, 假设主缆在横截面的材质是均匀一致的, 即可认为主缆钢丝之间没有滑移, 则主缆在不均匀温度作用下的变形会造成主缆横截面附加温度次应力。

据气象资料, 哈尔滨地区年温差较大, 极端最低气温可达到- 42. 7℃, 极端最高气温可达到39. 2℃ 。主缆受大温差的影响计算中做如下假设: 主缆与丝股是理想的柔性索; 主缆与丝股的材料是理想弹性的, 不考虑非弹性变形的影响; 桥梁一期恒载和二期恒载, 包括加劲梁质量、吊索质量等参数。 根据建立的南汊主桥模型, 进行主缆线形计算, 获得的主索鞍的夹角变化示意见图7及表3所示。

注: 桥梁初始 ( 合拢) 温度取0℃

由计算发现, 温度变化与索夹夹角的变化基本成线性关系。计算得到主缆主索鞍处的转角为0. 03°; 主缆在支撑点 ( 主鞍座) 处由于温度变化造成的弯曲次应力按计算, 式中, E为主缆弹性模量, 按设计取值, σcb为主缆轴向应力, 根据实际取546MPa计算, 则南汊主桥主缆在索鞍处的温度次应力: σbl= 10. 8MPa。可见, 由于温度变化造成的主缆转角次应力较小。

4. 2成桥后大温差效应对主缆线形、内力的影响

在成桥后, 主缆的内力线形等均已经确定, 当在外界环境变化时, 由于结构的热胀冷缩性质以及受到的约束影响, 必然导致主缆结构线形和内力产生变化。针对悬索桥在成桥恒载状态下情况, 分别考虑两种不同的温度条件, 即桥梁整体升温 ( 39. 2℃) 和降温下 ( - 42. 7℃) , 迭代计算温度变化对主缆线形和内力的影响。

表4分别给出了南汊悬索桥成桥阶段极端温度下主缆轴力、垂度变化情况。由表4可知:

温度升高或降低对主缆的内力和线形均有较大影响, 温差越大主缆内力变化愈大。边跨主缆的内力增量绝对值较中跨更大, 在温度作用下边跨的受力更为不利。在哈尔滨地区, 考虑一年中极端温度的变化, 南汊主桥主缆轴力跨中的最大变化值为73. 4k N, 主缆跨中垂度由于温度一年中最大变化约为3. 0cm。

5结论

( 1) 主缆在设计荷载作用下, 强度安全储备满足规范要求; 在空缆状态向成桥状态转变过程中, 主缆变位的空间分布状态更有利于桥梁抗扭能力的提高。

( 2) 在活载作用下, 主缆在主索鞍处的转角增量很小, 不会明显增大主缆的弯曲次应力, 在设计寿命期间, 主缆活载弯曲次应力疲劳荷载不会对主缆产生足以影响其承载能力的疲劳损伤, 理论上疲劳不控制主缆的设计。

主缆系统 篇7

朝阳市黄河路大桥为钢筋混凝土自锚式双塔悬索桥, 主桥桥跨布置为73+180+73=326 m。是一座双塔三跨自锚式悬索桥。缆索系统由索鞍、散索鞍、主缆、索夹及吊杆5部分组成。全桥共设2根主缆, 每根主缆由37股平行钢丝成品索股组成, 每股成品索由127丝标准强度σb=1 670 MPa的ϕ5.2 mm钢丝组成, 每根主缆长约367 m, 全桥重约552.6 t。主缆索夹内空隙率为18%, 主缆直径为386.1mm。全桥共116个索夹, 4个散索套, 4个主索鞍。

本桥吊杆顺桥向铅垂布置, 标准段间距为5 m, 每吊点处各设一根吊杆, 全桥共有吊杆116根, 其中刚性吊杆4根, 弹性吊杆112根 (见图1) 。

2工程重点

钢筋混凝土自锚式悬索桥是自身受力平衡系统, 它不能借助外力来平衡自身内部的力, 故此只有索塔两侧荷载对称平衡才能保证全桥力的均衡。平衡、对称原理是自锚式悬索桥设计的基础, 更是施工过程中必须遵循和控制的重点。

对于本桥而言, 要求结构内力和标高的最终状态符合设计要求, 控制主缆索股无应力长度、锚跨索股张力匀值性、对索夹初始安装位置和主鞍分阶段顶推的控制、以及吊杆加载张拉方案优化是本工程的的关键技术。进行主缆索股架设调整控制, 确保基准索股和一般索股的架设精度, 同时使成缆线形达到设计要求, 是施工重点之一。索夹是将桥面荷载通过吊杆传递给主缆, 确保索夹在大桥整个使用期间不产生沿主缆的滑移, 且自身强度满足要求的条件下, 对高强螺栓预紧力的控制也是一项施工重点。

3工程难点

主缆从空缆状态到成缆状态位移很大, 施工各阶段的结构几何形状较难控制, 容易产生各种施工误差和结构的不安全现象。准确无误地控制丝股的无应力长度和架设线形, 特别是直接用来指导施工的基准索股的空缆线形, 这是悬索桥上部结构施工的一大难点。

成桥状态时主塔两侧主缆水平力是相等的, 但空缆状态时往往是不平衡的, 为了保证施工中结构的安全, 通过采取索鞍预偏, 调整各跨主缆的张力, 使相邻两跨在索鞍处保持平衡, 在外荷载施加时再分阶段顶推索鞍到成桥位置, 因而空缆状态、鞍座预偏量和鞍座顶推是悬索桥施工控制中的一项重要内容。主梁上吊杆之间的相互影响给张拉工作带来很大的困难, 这是自锚式悬索桥的结构特性所致。在施工中容易出现标高的不协调和受力的不平衡, 如何优化吊杆张拉施工方案, 以确保吊杆均匀受力和控制可能出现结构应力超限, 也是自锚式悬索桥相对于传统悬索桥施工的一个突出难点。

4针对工程重点、难点施工对策

确保成桥后的结构实际状态尽可能符合设计理想状态, 是本工程的施工重点, 也是难点。为抓住重点, 解决难点, 对施工过程的每一道工序, 均严格执行施工监控的各项指令组织施工。通过施工现场的施工控制来发现问题、改进工艺、指导施工、保证质量。

针对主缆线型控制为施工中重点、难点, 因此在架设中必须控制好基准索股的线型, 通过反复观察和调整达到控制指令及规范对架设的精度要求, 在此基础上进行一般索股的架设。

为确保主缆内各钢丝受力均匀, 在主缆架设中, 各索股进入鞍座槽路, 应处于自由悬挂、若即若离的状态, 测量其中点矢高, 进行调股。这样, 各股矢高调得相等, 各股长度就相等, 各丝才能均匀受力。

自锚式悬索桥的结构特点, 吊杆在加载过程中, 吊杆之间的相互影响很大, 并将直接影响到结构的受力, 这是与地锚式悬索桥施工上最大区别之处。本工程为钢筋混凝土预应力加劲梁结构的自锚式悬索桥, 与钢加劲梁结构的自锚式悬索桥相比, 吊杆的加载过程更为复杂, 需要通过计算机模拟得出吊杆的加载程序。因此, 在吊杆张拉过程中要严格按监控的指令、张拉顺序进行施工。在张拉过程中要对吊杆实施双控施工 (张拉力及位移控制) , 同时要对主梁和桥塔进行实时监控。

其它控制量测:架设索股施工中和调股中, 均应在夜间温度均匀时, 量测股缆矢高和两塔顶主鞍位置, 并应以主鞍位置校正矢高实测值。

5主缆架设、索夹及吊索安装

本桥主缆架设前要先将主索鞍顶推反力架、塔顶起重结构、施工平台、猫道及牵引系统、索鞍及散索套支座等安装就位。

5.1 主缆索股安装及调整

5.1.1 主缆索股安装

索股安装含索盘吊装就位、放索、牵引、提升、横移及整形入鞍入鞍等工作。首先通过牵引索携持主缆索股, 从放束场出发向另一侧行进, 牵引速度以15 m/min左右为宜, 牵引最初几根索时, 要降低牵引速度。在牵引过程中设专人随索股锚头前进, 全程跟踪, 随时用承重索上的手拉葫芦停止锚头的高度, 防止锚头与猫道碰, 注意临时承重绳在受力后出现下挠, 以及扭转、磨损及钢丝鼓丝等现象出现。然后每个塔顶设专人负责锚头的交替转换, 在这里辅以2t葫芦协助携持装置及锚头翻过塔顶。前锚头牵引到达前端横梁锚管口, 解除锚头与承重索上的手拉葫芦的连接。检查整根索股的扭转情况, 从前端锚头开始往后端锚头方向用人工将索股扭正, 保证有红色丝的平面平行朝上, 且红色丝位于六边形的右上角。

当索股牵拉到位后, 在每个塔顶距索鞍两侧约5 m位置分别将握索器安装在索股上, 并将它与挂在门架上的手拉葫芦相连, 通过收紧手拉葫芦把索股从猫道滑轮上提起, 当平稳、缓缓地把索股主索鞍部分同步提升到索塔顶主索鞍上方约30 cm后, 停稳, 检查并确认全跨径索股已完全离开滑轮, 用手拉葫芦将索股横向移到索鞍承缆槽正上方, 等待整形。在距索鞍两侧约0.8 m处的索股上安装六边形夹具, 拆除两个六边形夹具之间索股的绑扎带, 在距索鞍约0.5 m处开始用四边形整形器将索鞍部分索股整形成矩形, 整形时用短钢片分层整理, 以保证整形效果。整形完成后, 两吊钩同时平缓下降, 将整形后的索股放入索鞍承缆槽内如下规定的位置。入鞍方向:塔顶鞍座部位是从边跨侧向中跨侧进行, 入鞍时严格控制索股红色丝在索鞍的位置, 以防索股的扭转。入鞍时将索股在索鞍的标记对准, 并用木楔楔紧。

5.1.2 索股线形调整

索股线形调整主要包括垂度测量、调整、复核等。

为使初步架好的索股与设计规定的线形相吻合, 必须进行索股线形调整。索股分基准索股和一般索股, 而基准索股是一般索股调整的基准, 所以索股调整分基准索股 (绝对垂度) 和一般索股 (相对垂度) 的调整。无论基准索股还是一般索股, 垂度调整均在夜间气温稳定之后进行。调整时, 提前3天用温度计每隔一小时测量气温变化, 把温度变化小的时间定为调整时间。索股调整, 按先中跨后边跨的顺序进行, 边跨调整锚固拉力。基准索股中跨与边跨跨中垂度调整方法是采用三角高程法测量, 利用在跨中设置棱镜测出基准索股跨中点高程, 计算出索股跨中点垂度, 与设计垂度比较, 依据垂度调整表, 计算出索股需移动调整长度, 同时进行温度修正, 来进行垂度调整。完成基准索股的垂度调整后, 必须连续观测三个晚上, 确认基准索股的中跨垂度和上下游基准索相对高差满足精度要求。一般索股采用相对垂度调整法, 调整顺序与基准索股的调整顺序相同。

5.1.3 紧 缆

主缆架设完了后即使垂度调整好了的索股群, 如果索股之间产生温度差。索股的排列就会产生微妙的变化。因此夜间温度均匀, 排列整齐的索股, 到了白天, 受日照的影响也会产生起伏、扭曲等紊乱现象。在夜间温度条件好的情况下, 主缆表面温度趋于一致 (索股的温度稳定) 时, 拆除掉主缆形状保持器后马上进行预紧缆作业。紧缆顺序采用跳跃方式, 均由边跨、中跨自跨中、四分点、八分点位置向两边紧缆。完成初紧缆后, 预紧缆作业完成后, 使用主缆紧缆机将主缆截面紧固为圆形, 并达到设定的空隙率。每隔lm左右紧固一次。当紧缆机紧固到预紧缆时所捆扎的软钢带的位置时, 要将其拆除掉, 以免影响紧固效果。

5.2 索夹安装

索夹的施工放样在悬索桥施工中是相当重要的一环。索夹的位置准确与否, 关系到结构受力状况, 根据实测线形, 按照每个索夹至主塔中心的设计距离, 计算索夹位置, 用全站仪在主缆的相应位置上放出天顶线及索夹位置线。在索夹放样完成后, 对所放点位进行检查, 通常采用距离法。所谓距离法, 就是检验相邻两索夹的吊杆中心线与天顶线的交点之间的距离是否与计算值相符。

索夾安装顺序:中跨是从跨中向塔顶进行, 边跨是从散索位置向塔顶进行。

索夹安装的关键是螺栓的紧固。一般按三个荷载阶段 (即索夹安装时、吊杆索张拉过程中、桥面铺装后) 对索夹螺栓进行紧固, 补充。同一索夹相对应二侧的螺栓应同步紧固, 保证螺栓受力均匀。要随时监控、检查, 发现轴力下降值过大, 应及时张拉螺栓, 使轴力达到图纸规定值, 确保施工安全。

5.3 吊杆安装

当索夹安装完毕, 开始进行吊杆安装, 每个编号索夹上的吊杆长度不同, 必须对号入座安装。吊杆安装顺序可与索夹安装顺序一致, 中跨是从跨中向塔顶进行, 边跨从跨中向塔顶和散索套逐个进行安装。本桥主梁是在满堂支架上现浇完成, 当吊杆安装就位后, 通过在梁下张拉吊杆的方式, 使主梁梁段自重的一部分或全部转移到主缆上。吊杆的加载是一个复杂的过程, 吊杆之间的相互影响较大;且本工程为钢筋混凝土预应力加劲梁, 成型后的主缆相对于混凝土梁而言, 刚度比较大, 若吊杆张拉程序不当, 极易导致混凝土梁受力不均的开裂。为了解决这个问题, 必须根据主梁和主缆的刚度、自重采用计算机模拟的办法, 得出最佳加载程序。并在施工过程中, 通过观测, 对张拉力加以修正。吊杆索力张拉过程应加强对主塔的监测和塔顶索鞍偏移量的变化, 如塔顶偏移量过大可通过调整索鞍偏移量来调节, 利用塔顶反力支架, 用千斤顶将鞍座推到设计、监控的指令位置。顶推前应确认滑动面的摩擦系数, 严格掌握顶推量, 确保施工安全。

6结束语

随着桥梁设计、施工方法的逐渐成熟, 钢筋混凝土自锚式悬索桥由于其美观性和实用性逐步成为大型、特大型桥梁的首选桥型。黄河路大型钢筋混凝土自锚式悬索桥的修建, 为钢筋混凝土自锚式悬索桥在我国城市桥梁建设中的应用奠定了基础, 进一步推动了我国钢筋混凝土自锚式悬索桥的发展, 摸索并总结出大量钢筋混凝土自锚式悬索桥施工经验, 对类似工程具有借鉴意义。

参考文献

[1]张哲.混凝土自锚式悬索桥[M].北京:人民交通出版社, 2005.

[2]王国华.自锚式悬索桥主缆钢绞线穿索施工技术.[J].城市道桥与防洪, 2012, (10) .

[3]魏德新, 蒋建荣, 第五龙.自锚式悬索桥主缆架设施工技术[J].工业建筑, 2011, 28 (9) .