波形钢腹板箱梁

波形钢腹板箱梁（共8篇）

波形钢腹板箱梁 篇1

引言

波形钢腹板箱梁在国外的应用已比较广泛, 尤其是日本和法国。我国对这类结构的研究还处于起步阶段, 设计理论和设计方法都不成熟, 还没有成熟的设计验算方法。将波形钢腹板应用于实桥的工程很少, 目前仅有河南光山县的泼河大桥、江苏淮安的长征桥、重庆大堰河桥、宁波甬新河桥。

为推广这类结构在国内的应用, 参考国内外已有的设计、验算资料, 对波形钢腹板箱梁桥在设计过程中需要验算的部位、内容和方法进行介绍, 为工程设计人员提供参考和借鉴。

1 结构验算内容与方法

1.1 验算对象与内容

波形钢腹板预应力混凝土箱梁桥的上部结构由混凝土桥面板和波形钢腹板组成, 根据结构的受力特性, 弯矩和轴向力由混凝土桥面板承受, 剪力由波形钢腹板承受, 扭矩由两者共同承受。

在波形钢腹板预应力混凝土箱梁桥的设计中需要对安全性和使用性等性能进行验算分析, 以保证结构的可靠性。验算的主要位置有: (1) 梁结构在顺桥方向的验算, 即对结构弯曲状态下的安全性验算; (2) 波形钢腹板剪切验算; (3) 钢和混凝土结合部验算; (4) 混凝土桥面板的验算。对于波形钢腹板箱梁结构, 钢腹板的剪切失稳和钢混结合部的抗剪能力是研究得主要对象。另外, 基本验算项目为弯曲和剪切。

在使用性能验算中, 由于公路桥梁恒载比例大, 结构刚度大, 行车、噪音、振动对结构影响很小, 可以忽略。但是波形钢腹板和混凝土桥面板的结合部在使用极限状态下产生错位会影响结构变形, 需要对结合部在行车状况下进行验算。

本文着重介绍结构达到安全性要求的设计验算过程、验算方法、验算指标, 并介绍波形钢腹板剪切验算方法。

1.2 验算方法

1.2.1安全性验算

结构在满足安全性能的条件下需要进行验算。对于公路桥梁, 由于活载引起的振动、疲劳较小, 基本上可以忽略这些因素, 但是当波形钢腹板之间采用新的焊接构造时, 需要另行单独验算安全性。

波形钢腹板在桥轴向呈褶皱形状, 已有研究表明轴向等效弹性模量是钢材实际弹性模量的几百分之, 腹板基本上不能抵抗轴向力, 抗弯设计时可以不考虑它的作用, 只计入上、下混凝土翼板, 波形钢腹板箱梁桥的弯曲计算波形钢腹板箱梁结构的抗扭刚度相比混凝土腹板箱梁桥要小, 但是可以通过增加横隔板来克服这一缺陷, 而且已有研究证实效果很明显[2,3,4]。

在对桥面板进行设计验算时, 可以根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》4.1条中板的设计弯矩进行设计验算。由于波形钢腹板桥因腹板刚度比混凝土腹板桥要小, 所以支承条件难以和混凝土腹板桥一样。根据本谷桥的设计研究表明, 将简支板弯矩的90%作为设计弯矩可以满足结构的安全性需要[3,11]。

波形钢板的主要优势在于它的抗剪切屈曲能力, 与传统的平腹板相比, 波形钢板的抗剪能力有很大的提高。在波形钢腹板箱梁桥这种组合结构中, 梁的抗剪能力一般由波形钢腹板的剪切失稳控制, 因此对波形钢板剪切失稳的验算是设计过程中的一个重点。研究表明波形腹板的失稳模式有局部失稳、整体失稳和耦合失稳三种[2,3,11], 下面给出三种屈曲形式的临界剪应力计算方法[1,3,11]:

(1) 局部剪切失稳局部失稳是指波形钢腹板在前后转折位置之间的平面钢板的失稳, 弹性失稳强度用τecr, L表示, 计算按简支钢板失稳强度计算

(2) 整体剪切失稳整体失稳是指上下桥面板之间波形钢腹板整体发生失稳的现象, Easley将波形钢板的全部折板作为正交各向异性板。

(3) 耦合剪切失稳耦合失稳强度

2 结论

本文主要介绍了波形钢腹板箱梁桥设计验算对象和方法, 可为工程设计人员提供参考和借鉴。

随着西部开发战略的实施, 波形钢腹板的施工方便且美观的优点很适合西部多山区的状况;并且随着我国钢产量的增加、波形钢腹板制作工艺的成熟以及理论研究工作的深入, 波形钢腹板桥在我国会获得广泛的应用。

波形钢腹板箱梁 篇2

摘 要：根据国内首座波形钢腹板预应力混凝土组合箱梁公路桥——泼河大桥的箱梁构造尺寸，设计了足尺模型试验梁，对其力学性能进行了试验研究。测试了波形钢腹板及顶板的混凝土纵向应力分布、挠度以及腹板剪力、体外预应力量等问题。

研究结果表明：波形钢腹板预应力混凝 组合箱梁的混凝土顶板和底板主要承担弯矩，波形钢腹板则主要承担剪力，箱梁的计算挠度应考虑钢腹板剪切变形的影响，混凝土顶板存在明显的剪力滞效应，同时得出在荷载作用下体外预应力增量呈线性变化规律，且应力增量很小。

关键词：桥梁工程；组合箱梁；试验研究；波形钢腹板；

作者：姓名：何飞

学号：20041151019

体外预应力波形钢腹板箱梁是以波形钢板代替混凝土作箱梁的腹板，并采用箱内体外预应力技术的新型组合箱梁。这种结构形式不仅解决了桥梁轻型化问题，而且由于波形钢腹板具有褶皱效应，使得顶板、底板混凝土因徐变、干燥收缩产生的变形不受约束，从而提高了混凝土板内的预应力效率。法国在这方面作了许多创新性工作，并于I986年建成了最早的波形钢腹板说明该箱梁的弹性工作效率较高，更接近设计理论的混凝土处于弹性阶段的假设条件。箱梁在试验荷载作用下没有出现裂缝，满足《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62—2004)中对部分预应力混凝土构件的要求。

通过对拼茶河桥进行结构理论计算和实桥静载试验测试，试验结果表明箱梁在预制过程中产生的局部缺陷对结构的整体工作性能影响较小，该梁的实际强度和刚度等主要指标满足设计要求，可投入运营使用。PC组合箱梁桥(Cognac桥)，随后又修建了Maupre高架桥、Asterix桥、Dole桥。德国修建了Altwipferg—rund桥、韩国修建了Ilsun桥、挪威修建了Tronko桥、委内瑞拉修建了Caracas桥、Corniche桥。日本到2002年末为止，已建成18座，在建11座。从已建成的桥型来看，该结构的桥梁已由最初的简支梁，发展为后来的连续刚构、斜拉桥等，截面形式也由等高度发展为不影响桥梁结构的耐久性，建议采用环氧树脂结构胶或环氧砂浆对局部缺陷进行修补。

参考文献：

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法[R]，1982．

[4] 谌润水，胡钊芳．公路桥梁荷载试验[M]．北京：人民交通

波形钢腹板箱梁 篇3

波形钢腹板PC组合箱梁桥是用波形钢腹板取代混凝土腹板或平钢腹板的一种新型箱梁结构。自从20世纪80年代末期法国建造了世界上第一座波形钢腹板PC组合箱梁桥———Cognac桥, 此后世界上一些国家相继采用了该种箱梁结构。波形钢腹板PC组合箱梁桥相对于传统混凝土腹板箱梁桥有诸多优点:1) 波形钢腹板抗剪切刚度大, 解决了混凝土腹板开裂问题;2) 波形钢腹板轴向伸缩刚度几乎为零, 它对混凝土上、下顶底板徐变、收缩变形不起约束作用, 大大提高了预应力利用效率;3) 用波形钢腹板替代混凝土腹板, 减轻了桥梁上部结构重量, 从而减小了下部结构尺寸, 降低桥梁总造价等等一些优点。

但以往的研究多是针对其静力学展开的, 对该种桥型的动力学方面研究还是比较滞后的。本文是以实际工程背景泼和大桥为实例, 研究了车速、路面不平顺、桥梁阻尼对冲击系数值的影响;并在最后总结了各国规范得出的冲击系数值, 对数值解进行了对比分析。

2 动力分析模型的建立

2.1 工程背景简介

为了分析各种因素对波形钢腹板箱梁桥的影响。本文选择了泼和大桥为桥梁分析模型。泼和大桥是国内第一座波形钢腹板PC组合箱梁公路桥, 桥梁模型采用泼和大桥为冲击系数计算模型。全桥为4×30 m连续梁, 桥宽为13 m+2×1.5 m, 设计采用等高截面, 截面高1.6 m, 顶、底板厚0.15 m, 腹板厚0.008 m, 波形钢腹板斜交角为20°, 设计荷载为公路—Ⅰ级。

2.2 桥梁有限元模型

采用通用有限元软件ANSYS建立桥梁模型。顶、底板及腹板单元选为Shell63单元, 腹板与顶、底板连接采用接触单元Contal169, Targe175进行模拟。全桥共划分为97 019个单元, 86 958个节点。约束采用在跨中一端支座处约束节点X, Y, Z平动自由度, 其他支座处约束X, Y平动自由度。桥梁有限元模型图及波形钢腹板局部图见图1, 图2。

2.3 桥梁动力特性

采用子空间迭代法提取桥梁前十阶振型及相应频率, 限于篇幅, 只列出前四阶振型图, 桥梁前十阶频率如图3, 表1所示。

3 车桥耦合振动方程

车桥耦合振动分析采用将桥梁与车辆分为两个子系统, 分别建立各自振动方程, 通过桥梁与车轮接触点几何相容条件与力的平衡关系来进行耦合。论文计算采用模态综合技术, 即广义坐标离散的方法:首先求出桥梁自由振动的频率与振型, 利用振型的正交特性, 同时桥梁动力响应主要由若干个低阶模态控制, 所以大大减少计算工作量, 最后方程通过数值分析来进行求解。车辆与桥梁的运动方程分别表示为:

其中, Mb, v为桥梁、车辆的质量矩阵;Cb, v为桥梁、车辆的阻尼矩阵;Kb, v为桥梁、车辆的刚度矩阵;Fb, v为作用于桥梁、车辆的耦合作用力;Yb为桥梁位移;Uv为车辆位移。

车桥耦合系统振动中, 车辆振动对桥梁产生的惯性力为:

单个车轮i施加给桥梁的作用力表示为:

其中, Fvi为车轮振动对桥梁产生的惯性力;Zi为i车轮处竖向位移;ri为i车轮处路面不平顺;mig为i车轮分配到的重力;Δi为第i车轮相对于桥面的竖向位移。

利用Matlab数值计算软件采用Newmark-β逐步积分法求解车桥耦合动力方程。

4 车桥耦合振动响应影响因素分析

冲击系数实质上是考虑移动车辆、桥梁系统相互作用的强迫振动和车辆对桥梁的“冲击”作用等的一个综合性动力系数, 定义为如下公式:

其中, ydmax为梁最大动挠度;ysmax为梁最大静挠度。

本节车辆加载数量为单车, 桥梁加载方式为偏载及中载, 共分为两个工况, 具体加载工况如图4所示。影响车桥耦合振动的因素较多。先后分析了车速、桥面不平顺、桥梁阻尼对冲击系数的影响。

4.1 车速对冲击系数值的影响

车辆速度选为从低速到高速, 分别为10 m/s, 20 m/s, 30 m/s, 40 m/s, 50 m/s。桥梁阻尼比为0.02, 暂不考虑桥面不平度的影响, 采用matlab编制程序算出各片梁在各工况下的最大动挠度值, 限于篇幅, 为了分析各因素对冲击系数值的影响, 取桥梁各工况下的最大动挠度值进行分析, 桥梁最大动挠度为边梁第一跨跨中在偏载下动挠度值。具体动挠度见图5。

具体冲击系数值计算见表2。

动力放大系数随车速增大变化规律见图6。

从上述边梁各跨中动挠度图中可以看出, 车辆行驶速度对边梁各跨中动挠度值影响较明显, 随着车速的增加, 边梁各跨中动挠度值除个别车速外, 呈上升趋势。这一特点在动力放大系数图中也明显体现出来。并且车速越低, 动挠度曲线波动越明显, 相反, 随着车速的增加, 曲线的波动越加的平缓。这是因为车速越低, 车辆在桥梁上的行驶时间越长, 导致车桥耦合振动时桥梁的高频波动得以充分发展。当车速较快时, 桥梁的高频波动还没有来得及出现, 汽车就已经离开了桥梁, 从而动挠度曲线更加的光滑。

4.2 路面不平度对冲击系数值的影响

路面不平度具有很大的随机性, 目前研究路面平整度时, 一般均将其看作平稳的高斯过程, 采用路面功率谱对其进行描述。数值模拟路面不平度时主要有三角级数叠加法、快速傅里叶逆变换法、白噪声法等。因而, 即使采用同一路面等级, 不同方法得出的路面不平度也依然存在很大的随机性。车辆速度为30 m/s, 曲线选为边梁在偏载时的第一跨跨中动挠度曲线进行分析, 路面不平度分别为光滑路面, A, B, C级路面, 桥梁阻尼比为0.02。

从图7可以看出, 在相同车速下, 随着路面状况的下降, 各级路面动挠度曲线围绕着光滑路面动挠度曲线波动幅度越大。所以随着路面状况的下降, 桥梁冲击系数值变大。可以得出路面不平度是影响冲击系数的主要因素之一。各级路面冲击系数值见表3。

4.3 桥梁结构阻尼对冲击系数的影响

桥梁结构阻尼比选用为0.02, 0.05, 0.08, 车辆行驶速度为20 m/s, 不考虑路面不平度对动挠度的影响, 边梁在偏载下的各不同桥梁结构阻尼情况下的第一跨跨中动挠度如图8所示。

阻尼比对冲击系数的影响见表4。

从上述不同阻尼比所对应的桥梁动挠度图及冲击系数表中可以看出, 桥梁阻尼能在一定程度上影响桥梁的冲击系数值。图9局部放大图 (一) 反映出随着阻尼比的增大, 能有效的减小冲击系数值;并且从图10局部放大图 (二) 中可以看出, 曲线的波动幅度随着桥梁阻尼比的增大变得更加的平缓。

5 结语

通过本文研究, 可以得出以下结论:

1) 随着车速的提高, 波形钢腹板连续梁桥动挠度及冲击系数值有增大趋势。

2) 路面等级是影响车桥耦合振动的主要因素之一, 随着路面等级的降低, 桥梁冲击系数值显著提高。

3) 桥梁结构阻尼能在一定程度上减小桥梁动挠度值。随着桥梁阻尼比的增加, 桥梁跨中动挠度值减小, 并且, 曲线的波动幅度变得更加的平缓。

4) 尽管现行规范对冲击系数值的定义较老规范有明显提高, 以桥梁基频函数取代以跨径为函数的冲击系数值, 但本文得出冲击系数不仅和桥梁基频有关, 还与车速、路面不平顺等有关。这在设计中应当引起注意。

摘要：以实际工程背景泼和大桥为实例, 分析了车速、路面不平顺、桥梁结构阻尼对连续梁桥冲击系数值的影响, 分析结果表明, 随着车速的增加, 桥梁动挠度及冲击系数值有增大趋势;路面不平顺是影响车桥耦合振动值的主要因素之一, 随着路面状况的恶化, 桥梁动挠度值明显增大;桥梁结构阻尼能在一定程度上减小桥梁冲击系数值。

关键词：波形钢腹板,车桥耦合,振型,冲击系数

参考文献

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[7]刘玉擎.组合结构桥梁[M].北京:人民交通出版社, 2005.

波形钢腹板箱梁 篇4

关键词：波形钢腹板,箱梁桥,施工方法

1 概述

波形钢腹板PC组合箱梁桥中波形钢板指波折形的钢板, 该桥型是20 世纪80 年代由法国人提出的一种新型钢混组合结构。可以简单看成在混凝土桥梁的基础上将腹板换成波折形的钢板, 并在箱梁内预设体外束的一种桥梁结构形式, 具体的箱梁构造见图1。波形钢腹板PC组合箱梁桥的结构受力、施工性能、经济效益都较好[1,2,3,4,5,6,7,8,9], 所以该桥型在国内外发展迅速。

2 施工方法

我国波形钢腹板连续梁中小部分是采用先预制后拼装的方法, 如泼河大桥均采用预制梁段整跨吊装。少量采用满堂支架法施工, 如卫河特大桥, 但是一旦桥位水流湍急或水深较大, 以及主跨的增大, 则必须采用悬臂施工法。悬臂浇筑波形钢腹板桥的技术刚刚起步, 经验不多。顶推法是一种较先进的施工方法, 但是该方法对顶推设备、施工技术的要求较高, 因此在国内尚无此类施工案例, 但这种工法是未来的重要发展方向, 一旦技术成熟, 它的应用优势是明显的。

2. 1 满堂支架施工法

淮安长征人行桥 ( 如图2 所示) 由东南大学设计[9], 于2005 年1 月竣工。它是我国建成的第一座波形钢腹板PC组合箱梁桥, 其跨径布置为 ( 18. 5 + 30 + 18. 5) m, 体外预应力配筋, 支架法现浇施工。上部结构采用单箱单室等截面斜腹板三跨连续箱梁。

长征桥采用支架上现浇的施工方法。上部结构是在支架上现浇施工, 步骤为搭设施工支架→支架堆载预压→底板钢筋和转向器制作安装→波形钢腹板定位→梁底板、预应力转向块混凝土浇筑→顶板、翼板混凝土浇筑→施加预应力。为保证通航, 采用支架施工, 整个底模都是在贝雷架上完成的, 在中跨设两个临时墩, 保证施工期间的通航[10]。

卫河特大桥位于河南濮阳, 于2010 年竣工, 全长2 289. 66 m, 主桥跨径为 ( 47 + 52 + 47) m, 是等截面单箱三室波形钢腹板箱梁[11], 采用支架法现浇施工, 如图3 所示。

2. 2 先简支后现浇连续施工法

光山泼河公路桥 ( 如图4 所示) 是我国建成的第一座波形钢腹板PC组合箱梁公路桥, 由河南省交通规划勘察设计院设计, 于2005 年7 月竣工[12]。泼河桥全长120 m, 是一座装配式波形钢腹板PC连续箱梁桥, 横向由4 片小箱梁组成, 纵向为4 × 30 m先简支后连续的连续梁桥。

泼河大桥的施工分5 个阶段, 阶段1: 预制单跨30 m的简支梁, 然后张拉预应力, 阶段2: 安装简支梁结构的临时支座, 利用架桥机吊装各片小箱梁组成简支梁, 阶段3: 现浇连续段, 待其强度达到90% , 张拉墩顶负弯矩钢筋, 阶段4: 拆除临时支座, 完成简支变连续的体系转换, 阶段5: 完成桥面铺装和附属结构[13]。

2. 3 悬臂现浇法

山东鄄城黄河公路大桥位于德州至商丘高速公路上一座70 m + 11 × 120 m + 70 m的波形钢腹板变截面连续箱梁桥, 如图5所示。该桥采用悬臂浇筑法施工, 首先搭支架浇筑0 号块, 强度达到设计值的80% 后再对称浇筑后续号块[14]。

2. 4 顶推施工法

日本岛崎川桥是11 跨波形钢腹板PC组合连续箱梁桥, 也是世界上第一个采用波形腹板为导梁进行顶推的案例[15]。波形腹板都是工厂预制好的构件, 在实桥施工时可借助腹板的结构作为顶底板混凝土浇筑的模板。该桥的墩高基本都超过30 m, 为冬季施工便利和经济性等综合因素考虑, 采用顶推施工法较为适宜。

2. 5 Rap-Con / RW施工法

日本在悬臂施工方法的基础上做了改进, 提出了Rap-Con/RW ( Rapid Construction of Ripple Web) 的新方法[16,17,18,19]。在n - 1 节段混凝土顶板预制件吊装与n节段底板模板安装同步进行, 此时n + 1 节段架设腹板节段。这样的施工顺序可大大节省传统悬臂施工法的周期。

2. 6 利用腹板先行架设顶推法

贺军, 刘玉擎等[20]提出一种新方法, 折形腹板先架设, 利用其上下翼缘板抵抗弯矩, 为稳定性考虑在两侧腹板间设置一定间距的横撑; 以波形钢腹板为平台, 将预制好的混凝土底板吊装到位;以波形腹板和混凝土底板为工作平台, 现浇横隔梁和转向块; 然后现浇混凝土顶板; 再安装混凝土顶底板。张拉顶板预应力筋和体外索, 完成二期荷载。

3 结语

波形钢腹板箱梁 篇5

关键词：桥梁工程,波形钢腹板,组合箱梁,单箱多室,有限元

上世纪80年代,法国CB公司发明了波形钢腹板组合梁桥,设计并修建了世界上首座波形钢腹板组合桥——Cognac桥,自此开启了该组合桥在世界范围的大发展。目前针对该组合梁桥的力学,国内外许多学者做了大量的科学研究并得到了很多有意义的研究成果[1,2,3],然而这些研究大都是针对等截面组合梁来开展的,随着该组合桥梁在城市立交中的应用,不可避免会存在横向宽度不一致的桥梁,针对该变宽等异形箱梁而言,其受力性能受平面几何形状影响很大,并且相对复杂。本文针对该问题建立组合箱梁的有限元模型对变宽度波形钢腹板组合箱梁的力学性能进行研究,并分析其与等宽波形钢腹板组合箱梁力学特性的差异。

1 计算模型

1.1 模型概况

变宽和等宽箱梁模型均为单箱3室简支箱梁,采用相同的跨径布置如图1所示。箱梁横截面如图2所示。变宽箱梁短边顶板宽b1=18.3 m,底板宽b2=11 m,腹板间距d=3.5 m;长边顶板宽b1=22.8 m,底板宽b2=15.5 m,腹板间距d=5 m。等宽箱梁截面与变宽箱梁跨中位置截面相同,顶板宽b1=20.5 m,底板宽b2=13.25 m,腹板间距d=4.25 m。等宽箱梁和变宽箱梁的顶、底板厚度及箱梁高度相同,顶板厚h1=30 cm,底板厚h2=25 cm,箱梁高H=3.5 m。腹板采用1200型波形钢腹板。其中箱梁的顶、底板材料选取C50混凝土,腹板选用Q345钢材。等宽及变宽单箱3室波形钢腹板箱梁的几何模型示意如图3所示。

1.2 有限元模型建立

箱梁的有限元模型采用通用有限元软件ANSYS来建立。本文采用壳单元模拟箱梁的顶、底板。顶、底板与腹板之间采用共节点的方式进行连接。部分有限元模型如图4所示。为了对比研究不同的变宽尺寸箱梁的力学性能,建立了3种形式的变宽模型(如图5所示),箱梁尺寸如表1所示。

2 结构受力性能分析

2.1 变形分析

结构的变形是反映结构受力最为直观的指标,分析变宽波形钢腹板组合箱梁与等宽波形钢腹板组合箱梁的受力差异,首先要确定其在不同荷载作用下的变形差异。分别考虑对称荷载和偏载作用下箱梁的变形,对称荷载包括自重、跨中横桥向线均布荷载、偏载考虑跨中位置集中荷载(施加在边腹板位置),其中线均布荷载的荷载集度为10 k N/m,集中荷载的大小为550 k N。分别提取箱梁顶板的竖向位移沿横桥向和纵桥向的分布并进行总结,计算结果如图6~图8所示[4]。

从计算结果中可以看出,等宽和变宽箱梁在承受上述荷载时,其竖向变形非常接近。变宽箱梁随着截面的逐渐增大,其截面的抗弯刚度EI也逐渐增大。如果忽略掉箱梁的剪切变形和轴向变形,某点的竖向位移为:

式中:为单位力作用在该点引起的某微段上的弯矩;MP为微段上的实际弯矩。在跨中线均布荷载的作用下,箱梁的竖向位移应该具有如下规律:荷载作用下,箱梁相当于在纵向受到了一个集中力作用,其在跨中位置的位移应当略大于等宽箱梁在跨中的位移,在跨中位置到宽截面之间的某个位置两者的竖向位移相同,之后等宽箱梁的竖向位移开始大于变宽箱梁。计算得到的结果与理论相符合。但这种差异引起位移结果差距很小,基本可以忽略,表明变宽单箱多室波形钢腹板箱梁在整体上的力学性能与等宽箱梁相差不大。在箱梁顶板承受偏心集中力时,变宽箱梁与等宽箱梁在跨中位置的竖向变形趋势相同,其位移的相对差值保持在5%以内。变宽箱梁虽然在纵桥向几何尺寸发生了一定的改变,但其几何尺寸的改变幅度不大,尺寸改变对箱梁整体刚度的影响很小。

2.2 腹板剪力分配

单箱多室箱梁发生弯曲时,因为剪力流存在,分配至每块腹板的剪力大小是不同的。使用理论方法计算箱梁的腹板剪力分配过于复杂,一般情况下采用有限元方法来分析。分别考虑在自重和跨中线均布荷载作用下变宽波形钢腹板组合箱梁中腹板与边腹板的剪力分配,线均布荷载的荷载集度为10 k N/m。在纵桥向,取1/8截面、1/4截面、3/8截面、5/8截面、3/4截面、7/8截面提取腹板剪力。由于跨中截面的剪应力在跨中线均布荷载作用下存在突变,忽略该截面的剪力。在自重和跨中线均布荷载作用下,关键截面剪力沿纵桥向的分布如图9所示[5,6,7,8,9,10]。

从图9中可以看出,变宽箱梁和等宽箱梁纵桥向同一位置的截面腹板承受的剪力相差很小,这也印证了两者在总体上的力学性能很接近。关键截面边中腹板剪力比沿纵桥向的分布如图10所示。

从图10中可以看出,虽然模型中的4个箱梁对应截面的剪力大小基本相同,但分配至每个截面的剪力大小却有明显差异。变宽箱梁边中腹板的剪力比在自重及跨中线均布荷载的作用下有如下规律:

(1)变宽箱梁与等宽箱梁的边中腹板剪力比差异在短边半跨与长边半跨有不同的规律;

(2)在短边半跨,变宽箱梁的长短边比值越大(变宽的程度越严重),其边中腹板的剪力比越大。且在自重和跨中线均布的荷载作用下,边中腹板的剪力比大于1,边腹板承担的剪力要大于中腹板承担的剪力;

(3)在长边半跨,变宽箱梁的长短边比值越大,其边中腹板的剪力比越小。在这两种荷载作用下,大多数情况下边腹板承担的剪力仍然大于中腹板承担的剪力,在自重作用下,变宽箱梁长边半跨靠近跨中位置的某些截面其中腹板承担的剪力会大于边腹板承担的剪力;

(4)变宽箱梁在某些截面增大了边中腹板剪力分配的不均匀性,在某些截面减小了这种剪力分配的不均匀性。

3 结论

文中对变宽单箱多室波形钢腹板组合箱梁的力学特性进行了研究并与等宽组合梁的力学性能进行了对比。通过研究得出,变宽和等宽单箱多室波形钢腹板组合箱梁在总体变形上差异较小,在自重、均布荷载以及偏载作用下组合箱梁上各点的竖向位移几乎相同。然而腹板剪力分配在两种模型中存在较大差异,在变宽箱梁中,分配至每块腹板的剪力与等宽箱梁相差较大,且随着变宽程度的增加,两者腹板剪力分配的差距越来越大。

参考文献

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[9]聂建国,李法雄.考虑腹板剪切行为的波形钢腹板梁理论模型[J].中国公路学报,2011,24(6):40-48.

波形钢腹板箱梁 篇6

自20世纪80年代以来, 世界各国相继建造了一种新桥型——波形钢腹板混凝土 (PC) 箱梁桥。近年来, 我国的预应力混凝土结构专家们也在这方面进行了许多研究。青海省国道G214线三道河中桥是国内第一座采用波形钢腹板跨径达50m (目前亚洲最大跨度) 的简支组合梁结构桥, 亦为交通部西部项目《钢—混凝土组合 (箱) 梁桥建设成套技术研究》的依托工程。

1 三道河中桥波形钢腹板箱梁的结构

1.1 箱梁总体概况

三道河中桥上部结构为1孔50m波形钢腹板单箱双室截面预应力组合箱梁, 顶板宽12m, 底板宽6.5m, 梁高2.5m。顶、底板采用现浇C50混凝土, 腹板采用波形钢板结构。桥梁主要设计指标:计算行车速度:80km/h;桥面宽度:12m;设计荷载:公路一级 (见图1) 。

1.2波形钢腹板的结构尺寸

三道河中桥的波形钢腹板沿桥长共分为5节, 每节长9.6m, 波形钢腹板采用12mm厚的Q345C钢板, 弯折机分段轧制成型, 现场拼接, 波形的振幅为220mm。

1.3抗剪连接件的构造

由于三道河中桥的波形钢腹板采用的是分节扎制现场组装, 故波形钢腹板之间的抗剪连接采用了M22, 10.9级摩擦型高强度螺栓并配合角焊缝的连接方式。

而由于三道河中桥箱梁采用的是单箱双室, 故波形钢腹板与箱梁顶、底板混凝土之间的抗剪连接采用了设置剪力钉和贯穿钢筋两种联结方式。即两侧腹板通过在波形钢腹板的上下端焊接钢制翼缘板, 然后在翼缘板上焊接剪力钉与混凝土连接;中腹板则是设置预留孔, 通过贯穿钢筋与混凝土连接。

1.4预应力体系的构造

三道河中桥的预应力体系由16束体内预应力索和14束体外预应力索组成。体内预应力索为底板直线布筋, 每束由13根!j15.24、标准强度为1860MPa的钢绞线组成;体外预应力索为曲线布筋, 预应力筋通过在横隔板及端横梁位置设转向钢板及转向钢管穿过横隔板和端横梁, 每束由13根!j15.24、标准强度为1860MPa的无粘结钢绞线组成。

2 三道河中桥波形钢腹板组合箱梁的施工

2.1 施工阶段

三道河中桥波形钢腹板组合箱梁的施工分以下五个阶段: (1) 组合箱梁现浇承力支架施工; (2) 波形钢腹板的吊装及固定; (3) 组合箱梁底板施工; (4) 组合箱梁横隔板、端横梁及顶板施工; (5) 预应力筋的张拉、锚固。

2.2 施工工艺流程

波形钢腹板组合箱梁具体施工工艺流程见图3 (本流程中未示出各工序的准备工作等非关键流程) 。

3 三道河中桥波形钢腹板组合箱梁的应力监测

组合箱梁应力监测的目的是监测组合箱梁顶、底板和波形钢腹板在不同荷载阶段的应力状态, 以验证结构受力的合理性。因篇幅限制, 本文仅对跨中截面的应变和挠度的理论计算和监测结果进行对比。

3.1 测点布置

3.1.1应变测点主要布置于1/4跨, 1/3跨和跨中及支点截面。具体测点布置如图4~图7。钢腹板应变花沿纵向布置在支点、1/4跨、1/3跨及跨中处, 在支点处布置两列测点, 即布置在临近支点的两个波面上;1/4跨、1/3跨和跨中均布置四列测点, 即分布在临近这些控制点的四个波面上。

3.1.2挠度观测采用在箱梁的L/4、L/2及支点位置沿横向对称布置百分表。

3.2 主梁的理论应变及理论挠度计算

通过采用平面杆系有限元程序对主梁结构在不同阶段的载荷作用下各截面的理论应变和理论挠度及内力进行计算。

3.3 监测结果分析

3.3.1 梁体应变

通过表1可以看出:实测应变值与理论值相差不大, 应变校验系数介于0.63~0.83之间, 相对残余应变均小于0.2, 满足有关要求。

3.3.2 梁体挠度

通过表2可以看出:实测挠度值与理论值相差不大, 挠度校验系数介于0.84~0.95之间, 相对残余挠度均小于0.1。这表明该箱梁在试验荷载作用下, 结构处于弹性工作范围内。

3.3.3 波形钢腹板的剪应力

通过波形钢腹板在荷载作用下的应变计算出波形钢腹板最大剪切应力为46.677MPa, 小于Q345剪切屈服强度120MPa, 满足要求。

结束语

虽然波形钢腹板组合箱梁桥在我国桥梁工程中应用时间不长, 但通过三道河中桥的施工实践证明:波形钢腹板组合箱梁的结构设计合理、施工简便易行, 加之这种结构的桥梁外形美观, 抗震性好, 使之具有广阔的应用前景。三道河中桥的设计和建设将对该类型桥梁结构在我国的大面积推广起到积极作用。

摘要：简要介绍目前亚洲最大跨度 (50m) 的波形钢腹板简支组合箱梁公路桥——三道河中桥箱梁实体的结构、施工方法和应力监测, 希望能为以后类似工程的施工提供一些借鉴。

关键词：波形钢腹板,施工方法,应力监测,简支箱梁

参考文献

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波形钢腹板箱梁 篇7

波形钢腹板组合箱梁是用波形钢腹板替代混凝土腹板, 通过抗剪连接件与混凝土顶板和底板连接而形成的组合结构。波形钢腹板不抵抗轴向力, 预加力有效地施加到混凝土顶板和底板上, 同时波形钢腹板对箱梁顶板和底板由于徐变和干燥收缩所产生的变形不产生约束作用, 减小预应力损失[1], 加之波形钢腹板组合梁桥造型美观、施工方便, 在近几年桥梁建设中得到快速发展。对于宽跨比 (B/L) 较大的波形钢腹板组合梁桥, 其结构空间效应明显[2], 桥梁结构设计中一般设置强大的端横梁和中横梁, 来增强支座处主梁的抗剪强度与屈曲稳定性, 调节主梁结构横向受力, 如果横梁设计不合理, 不但起不到调节桥梁结构空间效应的作用, 还会对结构的强度和抗裂性有很大影响。本文依托某波形钢腹板连续组合箱梁桥, 进行横梁结构计算, 分析横梁存在的问题, 提出针对性横梁加固比选方案并对加固方案进行了计算分析。

1 工程概况

桥梁地处滨海地区, 为钢-预应力混凝土连续梁桥, 跨径布置22m+36m+22m=80m, 桥面宽度2.0m (人行道) +24m (行车道) +2.0m (人行道) =28.0m, 双向6车道, 设计荷载为公路-I级。

主梁采用一箱五室直腹板变高截面钢-混组合箱梁, 箱梁顶宽28.0m, 底板宽23.71m, 翼缘悬臂长2.5m。梁高按抛物线变化, 墩顶梁高2.6m, 跨中梁高1.7m;顶板厚27cm, 底板厚25cm, 顶底板与腹板连接处加强。箱梁腹板采用波形钢腹板, 钢板厚度10mm, 钢材种类Q345d, 抗拉强度200MPa、抗剪强度120MPa, 如图1和图2所示。

主梁预应力束采用体内束、体外束混合配筋方式, 混凝土顶、底板布设体内预应力束, 箱梁内布设折线形体外预应力束, 体外预应力束通过横隔梁和横隔板实现转向。边跨端横隔梁厚度1.5m, 每个边跨设2道横隔板;墩顶中横隔梁厚度2.0m, 中跨设3道横隔板。

每个桥墩 (台) 设2个盆式橡胶支座, 支座间距12.0m。

采用满堂支架法现浇施工。

2 结构分析

2.1 有限元模型

波形钢腹板组合梁、横梁浇筑完成后, 采用桥梁博士V3.0.3有限元程序, 按图3、图4所示横梁构造建立有限元模型, 模型划分为49个节点, 48个单元, 12#、38#节点为支座位置, 如图5所示, 对横梁进行计算校核。

主梁自重、二期恒载对横梁的作用, 以横梁处主梁总剪力FQ, n个集中荷载的方式平均施加到横梁波形钢腹板处, 即F=FQ=FQ/N, n为波形钢腹板组合梁腹板数量。主梁自重、二期恒载在横梁处主梁总剪力为17700k N, 以集中荷载方式F施加到横梁上, F=17700/6=2950k N, 集中荷载施加位置为波形钢腹板组合梁腹板对应横梁位置处;车道荷载和人群荷载以横向加载方式施加, 加载区域在程序横向加载有效区域内, 车道荷载和人群荷载在横梁处荷载纵向效应在横向分布调整系数中考虑;按规范[3,4]规定设置。

2.2 计算结果

按规范[3,4]进行横梁承载能力极限状态和正常使用极限状态验算。横梁正截面抗弯承载能力验算结果如图6a和图6b所示, 斜截面抗剪承载力能力验算结果如图6c所示, 裂缝宽度验算如图6d所示。

由图6a、图6b可见, 横梁承担弯矩以负弯矩为主, 横梁最大正弯矩基本满足承载力要求, 在12#、38#节点处承载力不足, 最大差值6.75% (以最大正弯矩为基准) ;在42#、36#节点处承载力不足, 最大差值83.1% (以最大负弯矩为基准) ;由图6c可见, 横梁抗剪承载能力满足。由图6d可见, 横梁裂缝宽度在支座 (12#、38#节点) 附近明显超限, 最大裂缝宽度0.403mm, 超过裂缝最大限制101.5%。

3 加固设计方案分析

横隔梁存在问题为支座范围负承载能力不足, 梁体顶面混凝土裂缝宽度超限, 主要原因在于横梁悬挑长度过大, 导致支座部位处产生过大负弯矩。当前主梁、横梁浇筑完成, 尚未拆除支架, 顶底板体内束、箱内体外束也未进行张拉。根据横梁的受力特点、桥墩尺寸和施工进度, 拟通过增加调高支座改变横梁受力体系、增加预应力束改善横梁受力状况的方法, 设计加固方案, 进行横梁加固方案验算。

3.1 方案一:增加预应力钢束

(1) 加固设计

改变钢筋混凝土横梁为预应力混凝土横梁, 利用钢腹板与横隔梁之间的混凝土过渡段 (0.8m) , 按规范[5]进行植筋增加横梁宽度, 布置预应力束孔道, 增设体内预应力束, 横梁宽度由2.0m增加为2.80m。沿横梁高度方向设置四道预应力束N1、N2、N3、N4, 横隔梁左右两侧对称布置, 共8束, 钢束锚固于主梁边腹板混凝土上, 如图7。

(2) 计算分析

按加固设计方案一建立有限元模型, 加固横梁按A类预应力混凝土构件设计。

规范[4]规定:使用阶段 (标准效应组合) , 应对预应力混凝土受弯构件受压区混凝土截面进行压应力验算, 正截面法向压应力须满足:正截面法向压应力σkc+σpt≤0.5fck, 斜截面主压应力σcp≤0.6fck;在作用 (或荷载) 短期效应组合下抗裂, 应对构件正截面混凝土的拉应力进行验算, 正截面法向拉应力须满足:σst-σpc≤0.7ftk, 斜截面主拉应力σtp≤0.5ftk;同时满足在荷载长期效应组合下正截面法向拉应力须满足::σlt-σpc≤0。

从图8a和图8b可以看出, 方案一加固横梁在持久状况短期效应组合作用下, 支点12#、38#节点附近横梁上缘出现较大法向拉应力, 最大法向拉应力值-4MPa, 大于规范限值-1.85MPa, 超过116.9% (以规范限值为基准, 下同) ;横梁下缘法向拉应力满足规范要求, 斜截面主拉应力-4MPa, 大于规范限值-1.32MPa, 超过203.0% (以规范限值为基准, 下同) 。从图8.c可以看出, 长期效应组合作用下, 支点12#、38#节点附近横梁上缘出现较大法向拉应力, 最大法向拉应力-3.62MPa, 未满足规范长期效应组合不出现法向拉应力要求。

从图8d可以看出, 方案一加固横梁在持久状况标准效应组合作用下, 支点12#、38#节点附近横梁上缘出现较大法向拉应力, 最大法向拉应力值-4.25MPa, 大于规范限值-1.85MPa, 超过129.7%;横梁下缘法向拉应力满足规范要求。从图8e可以看出, 加固横梁上、下缘法向压应力均满足规范要求。从图8f可以看出, 加固横梁最大主压应力均小于规范限值19.44MPa, 满足规范要求;斜截面最大主拉应力值-4.25MPa, 大于规范限值-1.32MPa, 超过220.0%。

3.2 方案二:改变支座布置, 增加预应力钢束

(1) 加固设计

按方案一的布筋方式, 进行植筋增加横梁宽度, 沿横梁高度方向布置N1、N2两道预应力束, 每道预应力束横隔梁左右两侧对称布置, 锚固于主梁边腹板混凝土, 如图9所示, 钢束材料位置与长度见表2;同时, 拆除桥墩上原有盆式橡胶支座, 根据桥墩墩身尺寸, 如图9所示, 在桥墩左右两侧增各增加一个盆式橡胶调高支座[6,7]。

(2) 计算分析

加固设计方案二验算内容与方法与加固设计方案一相同。

从图10a和图10b可以看出, 方案二加固横梁在持久状况短期效应组合作用下, 横梁上、下缘法向拉应力均小于规范限值-1.85MPa;最大主拉应力/主压应力满足规范限值-1.32/19.44MPa要求。

从图10c可以看出, 长期效应组合作用下, 9#、41#节点附近横梁上缘出现法向拉应力, 最大法向拉应力0.143MPa, 满足规范长期效应组合不出现法向拉应力要求, 横梁下缘法向拉应力和主拉应力满足规范要求。

从图10d和图10e可以看出, 方案一加固横梁在持久状况标准效应组合作用下, 加固横梁上、下缘法向拉应力/法向压应力满足规范限值-1.85/16.2MPa要求;从图10f可以看出, 加固横梁斜截面最大主拉应力/主压应力均小于规范限值-1.85/19.44MPa要求。

3.3 方案比选

(1) 从计算结果来看, 横梁加固方案一标准效应组合正截面最大法向压应力15.7MPa、斜截面最大主压应力15.7MPa, 加固横梁应力符合规范限值16.2/19.4MPa要求;短期效应组合正截面最大法向拉应力-4MPa、斜截面最大主拉应力-4MPa、长期效应组合正截面最大法向拉应力-3.62MPa, 超过规范限值-1.85/-1.32/0MPa, 加固横梁抗裂性不满足要求;横梁加固方案二标准效应组合正截面最大法向压应力8.41MPa、斜截面最大主压应力8.41MPa, 加固横梁应力符合规范限值16.2/19.4MPa要求;短期效应组合正截面最大法向拉应力-1.13MPa、斜截面最大主拉应力-1.21MPa、长期效应组合正截面最大法向拉应力0.143MPa, 加固横梁抗裂性符合规范限值-1.85/-1.32/0MPa要求。

(2) 从施工难度和工作量来看, 横梁加固方案一增加8束横梁预应力束, 施工方便。但每个钢腹板两侧横梁混凝土需要钻孔8个, 孔径100~120mm, 钻孔长度850mm, 整个横梁共需钻孔48个, 钻孔长度40.8m, 钻孔工作量大;钻孔破坏了钢腹板的整体性, 钢腹板有效高度减少27%, 削弱了主梁斜截面抗剪承载能力。横梁方案二增加4束横梁预应力束, 增加2个盆式橡胶调高支座, 钻孔工作量小。每个钢腹板两侧钻孔4个, 孔径100mm, 钻孔工作量降低, 对钢腹板有效高度削弱减小;增加盆式橡胶调高支座改善横梁内力分布, 降低了横梁加固工作量。但是, 增设横梁支座需要对主梁进行同步顶升, 成本较大。

(3) 从钢束锚固来看, 横梁加固方案一每根钢束16~20覫js15.2钢绞线, 张拉吨位大, 由于主梁边腹板锚固端空间限制, 导致局部承压区压应力过大, 混凝土容易出现裂缝;横梁加固方案二每根钢束16~20覫js15.2钢绞线, 锚固空间充裕, 效果可靠。

通过以上三个方面比较, 选用方案二进行横梁加固。

4 结论

(1) 原有横梁计算结果表明, 横梁以承担负弯矩为主, 部分范围横梁抗弯承载能力不足, 裂缝宽度过大, 需要加固补强。

(2) 根据横梁的受力状况, 制定了两个加固方案: (1) 利用横梁宽度过渡段进行植筋, 增加横梁厚度, 增设预应力束; (2) 增设预应力束的同时, 改变每个桥墩单支座为双支座, 废除原有支座, 增加支座为特殊调高支座。

(3) 横梁加固方案计算表明, 加固方案一抗裂性不满足规范[4]要求, 能部分解决原有横梁问题;加固方案二满足规范[4]各项指标要求;

(4) 综合计算结果、施工难度与工作量、钢束锚固等因素考虑, 选取了横梁加固方案二, 加固方案二可通过增加调高支座和预应力钢束很好地解决了横梁裂缝宽度超限、承载能力不足的问题。

参考文献

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波形钢腹板箱梁 篇8

1 国外的经典工程案例

德国在2001年建成的Altwipfergrund桥采用了Rap.con/RW施工工法悬臂浇筑施工。日本是建造波形钢腹板桥梁最多的国家, 九州高速公路的津久见川桥是第一座利用波形钢腹板作为施工架设材料, 采用Rap.con/RW悬臂浇筑施工的五跨波形钢腹板PC连续刚构桥, 2004年建成, 其跨径组合为 (49.6+2×75+47+42.6) m=289.2 m, 总宽10.7 m, 墩顶梁高5 m, 跨中梁高3.7 m。

津久见川桥的Rap.con/RW悬臂浇筑施工具体做法:

1) 先在波形钢腹板顶增设宽30 cm左右的翼缘板, 使之具有较大的纵向抗弯和侧向抗弯能力及一定的抗扭能力;2) 然后在作业车推出后, 支撑在已安装到位的第N段波形钢腹板上, 主要依靠波形钢腹板承受底板、顶板混凝土的重量;3) 当混凝土达到强度张拉后, 利用挂篮悬臂安装第N+1段波形钢腹板。最后作业车进入N+1节段, 开展下一节段的施工。采用该工艺, 作业车悬臂长度较长, 通常为2个悬臂节段最大长度+1.5 m。津久见川桥在施工中将波形钢腹板作为架设材料, 该工法的移动作业平台较传统的挂篮更简单、更轻便;顶、底板施工可以在不同节段同时进行, 因此施工作业面更平顺、宽阔。为了简化施工减少现场工作, 本桥采用了预制横梁和顶板预制PC板并全部采用了体外索, 将体外索锚固在预制横梁的齿块上, 简化了预应力索的锚固工作, 在最终节段混凝土浇筑前将波形钢板先连接, 从而减少了悬臂施工用预应力钢材。Rap.con/RW悬臂浇筑施工在日本应用已有30余座, 并在实践中得以不断完善。波形钢腹板桥Rap.con/RW施工方法在日本得到了广泛运用, 表明了该工法具有较好的可施工性。

2 国内的经典案例

我国的波形钢腹板桥建设起步较晚, 但发展迅速, 尤其在大跨度桥梁建设中成果显著, 其中不乏对新工艺的引进、尝试和创新应用。国内的SCC工法正是源于对国外Rap.con/RW施工工法的改进。头道河大桥位于四川省古蔺县叙古高速B标段, 是国内首座采用SCC工法施工的桥梁 (见图1) 。桥梁结构形式为波形钢腹板PC组合箱梁连续刚构桥, 桥墩均为薄壁空心高墩。桥梁跨径布置为 (72+130+72) m;单幅桥单箱单室断面顶板宽12 m, 底板宽7 m。采用1600单翼缘型波形钢腹板 (注:因采用SCC工法, 施工时增设下翼缘板) , 多波连续模压工艺成型, 板厚14 mm~24 mm。头道河大桥的施工方案经过研究与论证, 在波形钢腹板的下缘焊接翼缘板, 形成波形钢腹板工字钢梁, 波形钢腹板PC连续刚构桥SCC工法施工与传统的预应力混凝土连续刚构节段悬浇施工大体相同, 所不同之处在于:1) 节段划分需考虑波形钢腹板承载能力:施工时可以在波形钢腹板下连接件上底缘加焊翼缘板, 使波形钢腹板承受挂篮的重量进行悬臂施工, 在节段划分时需要注意与波形钢腹板承载能力相适应。2) 悬浇节段的划分减少, 同时波形钢腹板的安装不占用工期:由于波形钢腹板箱梁较混凝土腹板箱梁轻, 当按一定节段重量划分梁段时, 节段长度可以适当加大, 本桥单个T构悬浇节段划分为5.8 m+12×4.8 m+1.6 m (合龙段) , 与传统的悬臂浇筑施工相比, SCC工法悬浇节段比传统悬浇节段长约20%, 这样当跨长一定时可以减少节段数量, 有利于加快施工速度。头道河大桥单幅两端对称安装, 一次安装4块钢腹板。一个节段实际天数6.5 d。

d

从表1, 表2可以看出, 采用波形钢腹板桥SCC挂篮施工比常规混凝土桥挂篮施工的悬臂节段工期节省了38%。波形钢腹板桥常规挂篮施工比常规混凝土桥挂篮施工的悬臂节段工期节省了19%。这表明波形钢腹板桥在悬臂施工中能节省较多工期的施工优越性。

2.1 SCC工法的吊挂式挂篮

波形钢腹板连续梁桥的悬臂施工, 目前国内外主要有两种施工方案:国内普遍应用的一种方案是采用主桁架较高的菱形挂篮, 其利于钢腹板吊装, 但重心也相对较高, 这种方案挂篮用钢量也大, 挂篮悬臂端变形大, 前移慢, 同一节段的顶板和底板是同步浇筑完成, 存在上下重叠施工。其代表案例为山东鄄城黄河公路大桥。另一种方案是采用波形钢腹板作为挂篮主承重梁, 在波形钢腹板上安装吊挂式挂篮。目前国内头道河大桥首次成功采用此法, 如图2所示。但在国外应用较多, 其代表性的桥梁是日本的津久见川桥。

SCC挂篮根据功能要求 (见表3) , 主要分为主桁架、上横梁、下横梁、桁车行走系统 (主要包括千斤顶、型钢等) 、锚固系统、底板承重系统、菱形桁架等几部分。

2.2 传统悬臂施工法与SCC悬臂施工法比较

通过实践, 结合实际工程案例, 将传统悬臂施工法与SCC悬臂施工法进行比较, 表明SCC悬臂施工法具有如下几个突出的优点:

1) 挂篮主桁小, 仅吊挂, 整个挂篮重量将近50 t (含钢模板) , 相较传统挂篮130 t (含钢模板) , 轻了70 t以上;2) 施工作业面更为开阔, 顶底板的作业可同时进行, 工作面更安全、平顺;避免了传统挂篮顶底板作业相互干扰的难题;3) 顶底板上预留孔洞减少, 传统挂篮需要较多锚固点, 安全性较差;4) 挂篮直接在波形钢腹板翼缘板上行走, 前移简便, 行走更为安全平顺, 一方面是挂篮轻;另一方面是无需后锚, 行走时无挂篮倾覆的危险;再者是挂篮依靠简易千斤顶即可实现行走;5) 挂篮模板行走就位更为简易, 传统挂篮行走需要多次加固—拆除—加固后锚, 多次倒挂点实现模板的前移, 而此挂篮因底模板直接利用吊挂前移, 可一次性到位, 挂篮行走调整节省时间;6) 张拉作业面开阔, 便于施工;7) 节段施工周期较传统挂篮节省15%以上;8) 顶板可以当作穿束张拉操作平台, 方便施工;9) 用人工少, 传统挂篮施工中一个T构标准节段用工为30人/d~35人/d, SCC工法用工人数为20人/d, 节省40%用工量, 速度快。

3 结语

通过国内外的案例, 对于波形钢腹板桥的SCC工法及挂篮进行了介绍。适用于SCC工法的波形钢腹板桥中, 波形钢腹板上、下部均应有翼缘板或合适构造, 以满足施工中的受力要求。实践表明, 和传统的悬臂浇筑施工相比, 该工法不仅能够大大缩短桥梁建设周期, 而且能够扩大作业面, 减轻挂篮的重量, 方便施工, 是一种优秀的施工法, 同时这种工法也增强了波形钢腹板桥梁的适用性和可施工性, 为其他类似组合结构桥梁的施工提供了借鉴。

参考文献

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