桥承载能力

2024-06-15

桥承载能力（共4篇）

桥承载能力篇1

1 工程概况

某旧桥修建于20世纪60年代,是三跨简支梁结构,单跨长度均为13.3m,宽度为6.4m。每跨简支梁均由6片Π梁组成,Π梁宽度为100cm,高度为99cm,两片梁肋宽度为17cm,翼板厚度为30cm,Π梁的纵向受力钢筋为8Ф32+4Ф25的光圆钢筋,箍筋为Ф10@200。

2 数据采集

旧桥服役年限达近50年,由于养护不及时,病害日积月累,Π梁梁底出现大量的裂缝,包括结构性的和非结构性的,同时桥面排水系统失效,使得梁底钢筋锈蚀相当严重,该桥最大的锈蚀率达到12%;保护层严重风化,通过手持雷达,测得实际保护层厚度为32mm;通过电阻应变片测量钢筋变形,传感器测出力的大小,从而求得钢筋弹性模量Es;利用回弹仪测混凝土抗压强度fc。

3 实测承载力计算

1)文献[1]表明当锈蚀率较小时,可以不考虑钢筋锈蚀造成钢筋和混凝土之间粘结性能退化,当钢筋锈蚀率大于1.2%时才考虑钢筋和混凝土之间的应变不协调。因此当锈蚀率小于1.2%时认为(η)=1,当锈蚀率大于1.2%时定义函数(η)=εcs/εsu,其中,εsu为钢筋的屈服应变;εcs为钢筋达到屈服应变时钢筋对应位置处混凝土的应变。

文献[2]通过对不同锈蚀率的(η)和η绘制成散点图(见图1),为了得到(η)的最佳关系表达式,分别采用线性回归、抛物线拟合和一阶指数增长拟合,通过对不同回归方法的结果与散点的相关系数R的比较,最终确定最符合试验数据的回归结果。

a.若采用线性回归,则有:(η)=-0.322+0.587η线性回归与散点的相关系数R=0.892 5;b.若采用抛物线拟合,则有:(η)=1.489-0.266η+0.065η2回归曲线与散点的相关系数R=0.954 1;c.若采用一阶指数增长形式拟合,则有:(η)=0.486+0.49eη/4.488回归曲线与散点的相关系数R=0.957 5。

采用一阶指数增长形式拟合,相关系数都高于其他两种方法,因此作为求(η)的计算式。由于该桥的平均锈蚀率为6%,因此通过计算得(η)=1.634,β=0.9。

2)锈蚀钢筋强度的退化与锈蚀程度有关。文献[3][4]进行了大量锈蚀钢筋力学性能试验,试验结果表明,随着钢筋截面损失率的增大,屈服强度和抗拉强度的下降幅度增大,而且当钢筋严重锈蚀后,σ—ε曲线发生很大的变化,没有明显的屈服点,屈服强度与抗拉强度非常接近。将钢筋的实测锈蚀率及抗拉屈服强度制成散点图(见图2),经过对散点的线性回归,得到了光圆钢筋实际屈服强度随锈蚀率变化的计算式。

锈蚀HPB 235钢筋:fy′=fy(1.139-155.3η),相关系数R=0.921 4,其中,fy′为随锈蚀程度的变化的钢筋抗拉屈服强度;fy为钢筋抗拉屈服强度设计值;η为钢筋锈蚀率。通过计算得fy′=fy(1.139-155.3η)=239.03MPa。

3)实测钢筋平均弹性模量Es=184 000MPa。

4)实测混凝土抗压强度fc=37.4MPa。

5)相对受压区高度的计算:

ξ=0.06,所以ξ<ξb,为适筋梁。

6)腹板宽度b=340mm、梁总高度h=990mm、翼缘宽度bf=1 000mm、翼缘高度hf=300mm。所以实测正截面抗弯承载力为:Ms=(2 600/2)×(13.3/2)+(0.99×1-0.66×0.69+0.06×0.06)×6×25×(13.32/8)=10 430.04kN·m。

4 理论承载力计算

该桥为π型截面,其正截面抗弯可以按照T型截面同样计算,假设翼缘全受压fsd×As<fcd×bf×hf,X=[fsd×As-fc×(bfb)×hf]/fc×b=47cm<ξb×h0,所以属于大偏心受压。

对受拉钢筋取矩:Mu=1 652.2kN·m,则理论计算的全桥正截面抗弯承载力Mj=1 652.2×6=9 913.2kN·m。

5 结语

本文通过锈蚀率对钢筋抗拉强度以及钢筋混凝土之间应变的不协调,对旧桥理论值和实测值进行求解,做出比较:Mj/Ms=0.871,得出钢筋锈蚀对旧桥承载力的影响,为旧桥加固提供了理论依据。

摘要：通过对某旧桥的实际情况进行数据采集,分别进行了实测承载力计算和理论承载力计算,分析钢筋锈蚀对旧桥的极限承载能力的影响,同时将实测值和理论值进行了对比,从而为旧桥加固提供了依据。

关键词：锈蚀率,抗拉屈服强度,极限承载力

参考文献

[1]牛荻涛,卢梅,王庆霖.锈蚀钢筋混凝土梁正截面受弯承载力计算方法研究[J].建筑结构,2002,32(10):14-17.

[2]彭莉.锈蚀钢筋混凝土柱极限抗压承载力研究[D].北京:硕士论文,2008.

[3]惠云玲,林志伸,李荣.锈蚀钢筋性能试验研究分析[J].工业建筑,1997,27(6):10-13.

[4]袁迎曙,贾福萍,蔡跃.锈蚀钢筋的力学性能退化研究[J].工业建筑,2000,30(1):43-46.

桥承载能力篇2

1、试验桥概况

某大桥老桥建成于1971年年底, 计净跨4×50m, 全桥长233.2m, 桥面净宽9.5m, 由于经济建设迅速发展, 过桥交通量急剧上升, 加上病害较多及设计荷载等级较低, 原有桥梁已不能满足过境需要, 为此对老桥进行改造。鉴于原桥梁墩台质量较好, 且下部通航及利于两岸百姓早日通行, 经计算分析, 对原下部结构保留利用, 创新性的采用“莲花托”以拓宽上部结构, 即在老桥墩向各个方向拓展建造桁架结构, 在桁架结构上继续建造系杆拱, 既拓宽桥面又提高了通航能力。改造后桥梁主桥为四孔等跨系杆拱, 单孔计算跨径52.0m, 桥面布置为:0.25 (栏杆) +2 (人行非机动车道) +0.75 (拱肋) +16 (机动车道) +0.75 (拱肋) +2 (人行非机动车道) +0.25 (栏杆) =22m (桥梁全宽) , 较基础及原上部结构宽一倍左右。但现场大桥因非机动车流量较大等原因, 已将机动车道削减隔离为两车道。

2、结构理论分析及现场检测

2.1 承载能力评定

在试验跨控制截面布置应变及位移测点, 按换算加载车辆进行实际加载, 利用机电百分表和DH3815N数据采集系统采集不同试验加载工况下的结构应力响应及位移响应, 并与理论计算结果相比较, 进而判断大桥的实际承载能力和实际刚度。

本次测试选取主桥第三孔L/2截面及3L/4截面、第四孔拱脚截面作为测试截面, 相应的横桥向有两种工况 (中载、偏载) , 偏载主要是为了寻求横向分布的最不利状态。主要测试内容为:1) 工况Ⅰ:中载下L/2处最大正弯矩及最大挠度;2) 工况Ⅱ:偏载下L/2处最大正弯矩及最大挠度;3) 工况Ⅲ:偏载下L/4处最大正弯矩;4) 工况Ⅳ:偏载下L/4处最大负弯矩;5) 工况Ⅴ:偏载下拱脚处最大负弯矩;6) 工况Ⅵ:偏载下拱脚处最大推力。

根据检测数据分析各控制截面的受拉端实测应变小于相应的理论计算值, 跨中控制截面的受压端应变校验系数较大, 但远未超过混凝土抗压强度;各控制测点实测挠度大多比相应的理论计算值小, 虽偏载作用下偏载侧校验系数相对略偏大, 但未大于1, 表明结构的实际承载力尚能满足原设计要求, 跨中截面安全储备较大, 实测残余应变较小, 相对残余不大于20%, 表明结构在试验荷载作用下处于弹性工作状态。

2.2 动力特性分析

为了有效地测得试验孔 (第三孔) 的动力性能, 根据计算分析将竖向振动测点布置在振幅较大的L/4附近截面, 横向振动测点布置在振幅较大的L/2附近截面, 采用静载试验的加载重车一辆, 分别以10、20、30、40km/h的速度均匀行驶, 使桥梁产生不同的激振, 反复采集信息, 采用加大采集样本的办法减小测试误差, 取得动载的振动波形。

由表1可见:动载试验中竖向一阶实测频率较理论计算基频高, 这说明实测结果反映的结构竖向刚度比计算结果反映的竖向结构刚度大, 分析认为该桥实际的竖向整体动刚度基本达到设计要求, 具备一定的抗冲击性能;横向一阶实测频率较理论计算基频低, 根据规范定为较差状态, 但两者差别不是很大, 这说明实测结果反映的结构横向刚度比计算结果反映的横向结构刚度小, 但考虑到实际测试精度及有限元分析亦有可能存在一定的允许范围内误差, 分析认为该桥实际的横向整体动刚度安全系数偏低, 不是非常充足。

测试孔阻尼比见表2, 各车速下测得阻尼比都较为接近, 根据规范, 实测阻尼比属于小阻尼振动, 评定结果为无明显裂缝, 满足使用要求。

2.3 分析结果及建议

全桥偏载效应较大, 且横向动刚度富裕量不足, 承载能力、实际刚度设计富裕量较小, 根据现场观测调查, 运煤车等车辆超载超限现象明显, 应继续保持现行两车道交通。

可见, 在非机动车流量较大的城镇地区, 可借鉴此工程实例, 完全利用下部结构拓宽改建, 设置较宽的人行道、非机动车道, 以便充分利用现有资源, 多、快、好、省的改造老桥、危桥。

参考文献

[1]大跨径混凝土桥梁的试验方法.1982

[2]中华人民共和国交通部部标准.公路桥涵设计通用规范.JTJ021-89

[3]中华人民共和国交通部部标准.公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范.JTJ023-85

钢筋混凝土旧桥承载力评定研究篇3

1 评定原理

桥梁承载力是桥梁健康状态的直接表征。按照《公路桥梁承载能力检测评定规程》(JTG/T J21-2011)(后文简称规程),钢筋混凝土桥梁的承载力评定可按以下公式进行:

γ0S≤R(fd,ξcadc,ξsads)Z1(1-ξe) (1)

fd1<Z1fL (2)

δd<Z1δL (3)

公式(1)是针对桥梁承载能力极限状态,而公式(2)、(3)是针对桥梁正常使用极限状态。

公式中各参数符号意义及计算方法如下:

Z1-承载能力检算系数。其计算过程如下:根据结构或构件的表观缺损状况、材质强度和结构自振频率的检测评定结果,获得对应的评定标度,再按其加权值确定结构或构件承载能力检算系数评定标度D,三项影响因素的影响权重按规程表7.7.1-1的方式确定;最后根据D值按表7.7.1-2确定Z1值。特殊情况下,可采用专家调查法确定。Z1值从总体上体现结构的状态。

ξe-承载能力恶化系数。其计算过程如下:根据结构缺损情况、钢筋锈蚀电位、混凝土电阻率、混凝土碳化状况、钢筋保护层厚度、氯离子含量、混凝土强度等检测指标的实测结果进行评定,获得其评定标度,再按其加权值获得结构的恶化状态评定标度E,七项因素的影响权重按规程表7.7.4-1确定;最后根据E值及结构所处的环境条件,按规程表7.7.4-2确定ξe值。ξe值是从更具体的角度体现结构的承载能力退化情况。

ξc-配筋混凝土结构的截面折减系数。其计算过程如下:依据结构材料风化、碳化、物理与化学损伤三项检测结果,获得对应的评定标度,按其加权值确定结构或构件截面损伤的综合评定标度R,三项因素的影响权重按规程表7.7.5-3确定;最后根据R值按规程表7.7.5-4确定ξc值。

ξs-钢筋的截面折减系数。是指使用过程中钢筋发生腐蚀对其截面造成的折减,根据结构沿钢筋的裂缝、钢筋锈蚀、外露程度不同按规程表7.7.6确定。

ξq-活载影响修正系数。根据实际调查的典型代表交通量ξq1、大吨位车辆混入率ξq2和轴载分布情况ξq3,按公式 $ξ_{q} = \sqrt[3]{ξ_{q 1} ξ_{q 2} ξ_{q 3}}$ 计算,ξq1、ξq2、ξq3分别按表7.7.7-1、7.7.7-2、7.7.7-3确定。

2 计算过程

根据公式(1),旧桥的承载能力极限状态下的抗力验算过程如下:首先按照旧桥需要达到的功能要求,按相应规范计算出桥梁承载力R(计算时将旧桥视为新建桥梁,且考虑混凝土、钢筋截面折减的影响);在此结果上,再乘以Z1和(1-ξe),获得最终的结构承载力;再将承载力结果与考虑了活载影响修正系数的荷载效应系数S进行比较。

根据式(2)、式(3),旧桥的正常使用极限状态下的验算过程如下:首先按照旧桥需要达到的功能要求,按相应规范计算出结构变形值及裂缝宽度等数据(计算时将旧桥视为新建桥梁,且应该考虑混凝土、钢筋截面折减及活荷载影响修正系数的影响);将此结果与Z1相乘以后的相应限制进行比较。

3 实例

本文以一座建成于1992年的钢筋混凝土桥梁为例,说明旧桥承载力计算的具体方法。本桥按85规范设计,现因高速公路改造,要求按04新规范进行验算。本桥为一座高速公路立交匝道桥,上部结构跨径(21+30+30+30+21)m,桥宽8.1m,净宽7.0m,梁高2.0m,混凝土采用85规范30号混凝土,钢筋为85规范I级及II级钢筋。

本桥的上部结构检测结果描述如下:全桥多处腹板存在竖向裂缝,最大宽度0.3mm,局部腹板存在斜向裂缝;局部混凝土泛碱,剥皮,钢筋外露锈蚀,局部钢筋锈胀,混凝土破损;部分支座挤压、剪切变形,支座钢板锈蚀严重,支座垫石破损;混凝土强度推定值为60.1MPa;混凝土碳化深度平均值8mm;钢筋保护层厚度特征值18mm;桥梁钢筋锈蚀电位-325mV;混凝土电阻率为16330Ω·cm,氯离子含量百分比为0.5;依据《公路桥涵养护规范》(JTGH11-2004),全桥结构技术状况评定等级为三类。

根据上述描述,决定Z1的因素中,缺损状况等级为3,材质强度评定标度为1,结构自振频率未见描述,但根据结构总体描述,基本确定结构的自振频率判定标度为3。所以根据公式D=∑ajDj得到结构的承载能力检算系数的评定标度为D=0.4×3+0.3×1+0.3×3=2.4。查表7.7.1-2得,Z1为1.06。

决定ξe的因素中,缺损状况等级为3;钢筋锈蚀电位为-325mV,根据表5.4.3,其评定标度为3;混凝土电阻率为16330Ω·cm,根据表5.6.3,其评定标度为2;混凝土碳化深度标准值8mm,是保护层厚度18mm的0.44倍,故混凝土碳化评定标度为1;钢筋保护层厚度特征值为18,是设计厚度值的0.72倍,故其评定标度为3;氯离子含量占水泥含量的百分比为0.5,其评定标度为3;混凝土强度评定标度为1。故其构件恶化程度标度E计算公式为:E=0.32×3+0.11×3+0.05×3+0.2×1+0.12×3+0.15×3+0.05×1=2.5。

且本桥位于干湿交替的冻区,无侵蚀性介质,故查表7.7.4-2得,ξe=0.085。

决定ξs的情况是“存在竖向裂缝,最大宽度0.3mm;局部混凝土泛碱,剥皮,钢筋外露锈蚀;局部钢筋锈胀,混凝土破损”。符合表7.7.6评定标度3的描述“钢筋锈蚀引起混凝土剥落,钢筋外露,表面有膨胀薄锈层或坑蚀”,考虑到钢筋外露情况较轻,故取ξs为0.95。

因尚未对活载的具体情况进行调查,所以在计算过程中暂不考虑活载影响修正系数ξq。

决定ξc的因素中,结构材料风化较轻,属于弱风化,其评定标度为2,碳化按前述结果,其评定标度为1,物理与化学损伤,考虑到结构存在多处泛碱、混凝土表皮脱落、损伤的情况,其满足表7.7.5-2中第2项的描述,故其评定标度为2。所以截面损伤综合评定标度R计算公式为:R=0.1×2+0.35×1+0.55×2=1.65,查表7.7.5-4得,ξc=0.987。另考虑到钢筋的锈蚀和混凝土的破损多发生在腹板位置,对截面的高度基本无影响,所以在计算过程中,截面的单元截面面积修正系数和单元截面惯矩修正系数都取用0.987。

本文采用桥梁博士进行结构基本承载力计算。计算过程中,调整单元的特征系数来考虑单元截面面积修正系数和单元截面惯矩修正系数。调整两个系数能调整结构面积和惯性矩,从而影响刚度数据EI,所以对截面的应力和位移等计算结果有影响,但由于并未影响截面宽度b及有效高度h0数值,所以对结构的承载力结果并无影响。通过调整计算模型中的截面钢筋根数或者直径按照面积相等的原则来考虑钢筋的截面折减系数。计算结果和调整后的结论如表1～表3:

4 结论及建议

(1)本规程计算结果可能比按设计规范计算的结果有一定程度的提高。新规范中Z1最高值为1.2,即对于某种受力情况下,状态较好的桥梁承载力潜力为20%。

(2)全面详实的检测数据是承载能力评定的重要基础。

(3)承载能力评定满足要求的桥梁仍需要对其进行常规的维修养护。

参考文献

[1]JTG/T J21-2011,公路桥梁承载能力检测评定规程[S].

[2]辽宁省大通公路工程有限公司.沈阳绕城高速公路改扩建项目桥涵检测报告[R].

[3]JTG/T H20-2011,公路桥梁技术状况评定标准[S].中华人民共和国交通运输部.2011.

[4]范立础.桥梁工程[M].人民交通出版社.2003.

[5]孙国忠.旧桥承载力标定方法的探讨[J].北方交通,2006(4).

卷筒承载能力的提升篇4

在煤炭企业中, 随着矿井产量的增加, 部分4m以上的旧式提升机长期超负荷运行, 卷筒开裂开焊现象严重, 影响了矿井的正常生产。充分利用现有设备, 寻求提高提升机卷筒承载能力的有效途径, 是急待解决的问题。经实践探索验证, 对4m提升机卷筒, 采用装设适当厚度木衬的办法, 取得了良好的效果, 在实施此项措施的前后, 分别对该卷筒筒壳应力进行了实测, 当外载荷不变, 木衬厚度为120mm时, 筒壳的弯曲应力比木衬厚度为30mm时, 下降30%左右。这结果表明, 木衬分担了筒壳外载荷, 有提高卷筒承载能力的作用。现就此问题作如下分析。

1 筒壳外载荷

卷筒一般由3部分组成, 即筒壳、支轮和支环。在筒壳外面设有木衬。钢丝绳沿着木衬螺旋槽缠于其上。筒壳上的外载荷主要有:未缠到卷筒上的钢丝绳弦拉力使筒壳整体弯曲和扭转, 其截面惯性矩很大, 由此项载荷引起的筒壳应力很小可忽略不计。

已经缠绕在卷筒上的钢丝绳对筒壳所施加的径向压力, 它所引起的筒壳自由段的压缩应力具有很高的值, 一般达到10000N/cm2C以上, 而支轮处及其附近引起卷筒的弯曲应力更高, 能达到20000N/cm2, 这样高的应力甚至超过了筒壳材料的屈服极限。因此, 应设法降低这部分应力, 提高卷筒的承载能力, 尽量避免筒壳开裂开焊。

2 木衬对降低筒壳中弯曲应力的作用

由于衬材料的各向异性、机械性能不稳定等原因, 致使木衬的分析变得困难。在工程实际应用中, 对木料的承载特性及其作用大体上有两种观点:

一种意见认为由于木衬之间的间隙, 木衬的弹性模数较之筒壳而言小得多, 所以木料主要是靠较大的径向变形传递压力, 而不承担变矩。

另一种意见则认为木衬是沿筒壳轴向安装的并用金属螺栓固定的筒壳上, 木衬与筒壳一起抵抗弯曲变形, 承担弯曲力矩。根据实测结果, 后一种观点比较符合实际。

分析可知, 筒壳可视为弹性基础梁。当筒壳与支轮为固接时, 筒壳在支轮的弯矩为:

M=2β2Qei/K

式中:β=[K/ (4Ei) ]1/4

Q—筒壳单位面积上压力, N/cm2;

E—筒壳材料的弹性模数;

i—筒壳与木衬总惯性模数, cm4;

K—筒壳径向弹性基础系数;

K=Eδ/r2;