连续梁桥安全系数研究

连续梁桥安全系数研究（共8篇）

连续梁桥安全系数研究 篇1

侧风作用下的行车安全性问题早在20世纪30年代就引起汽车空气动力学研究者的重视[1]。我国行业标准JTG/T D60—2001《公路桥梁抗风设计规范》规定,当经过桥梁的风速达到一定数值后,就需对桥上的交通实行交通管制,甚至临时性地封闭交通,因此对参与荷载组合的最大风速进行了25 m/s的限制。

目前,侧风安全性问题主要采用平均气动力分析,侧风环境中车辆气动参数需要通过风洞试验或者数值分析计算获得,特别是对于钝体特征明显的集装箱车辆,计算流体动力学能够得到一些比较理想的结果[2]。通过桥面风环境研究,提出了提高行车安全风速标准的有效工程措施,进而提高桥梁运营效率。

本文首先采用通用计算流体动力学软件FLUENT分析了鱼脊对行驶车辆受力的影响,接着以车辆不发生侧滑为指标,给出了大治河桥在不同桥面特征下的安全行车风速标准;最后根据现行标准给出了大治河桥在安全行车方面的管养要求。

1 流体控制方程

计算风工程中流场的控制方程为连续性方程及Navier-stokes方程,其张量表达式见式(1)和式(2)。

湍流模型采用标准k-ε模型,其控制方程见式(3)和式(4)。

式中:ρ为空气密度,kg/m3;t为时间,s;ui、uj(i、j=1,2,3)分别为x、y、z方向的速度,m/s;xi、xj(i、j=1,2,3)分别为x、y、z方向的坐标,m;P为压力,N/m2;μ为流体动力黏度,N·s/m2;k为湍动能,m2/s2;μt为湍动黏度,N·s/m2;Gk为由于平均速度梯度引起的湍动能生成项,kg/(m·s3);ε为耗散率,m2/s3;常数σk=1.0,σε=1.3,C1ε=1.44,C2ε=1.92,其取值一般通过试验结果确定。

2 计算模型

计算车辆选取小轿车和卡车2种,小轿车的尺寸以桑塔纳轿车为例,长、宽、高分别取为4 546 mm×1 710 mm×1 427 mm,整备质量为1 100 kg;卡车的尺寸以东风前四后八仓栅式运输车为例,长、宽、高分别取为12 000 mm×2 495 mm×3 850 mm,整备质量为12 020 kg。为了考察沿桥梁纵轴线不同位置时,车辆的受力情况,采用车队的方式进行计算。小轿车车队中车辆之间的净距为10 m,共布置23辆车,并依次从桥梁一端开始编号,编为0～22号(见图1);卡车车队中车辆之间的净距为20 m,共布置9辆车,并依次从桥梁一端开始编号,编为0～8号。车队分别布置于迎风向或背风向桥面中轴线处。本文计算结果以小轿车为主,卡车仅给出最终的安全行车风速。

计算流域取为1 750 mm×1 000 mm×600 m,模型置于流域沿流向约前1/3处。入流面采用速度入流边界条件,由于出流接近完全发展,出流面采用压力出口边界条件。流域顶部和两侧采用自由滑移的壁面。屋盖表面和地面采用无滑移的壁面条件。收敛标准设定无量纲均方根残差为10-4,采用二阶离散格式进行求解[3]。

3 鱼脊对行驶车辆的影响

在大治河桥中,鱼脊的设置使流经桥梁的风场产生较大的变化,从而影响到桥面上行驶的车辆。在鱼脊较高处区域,由于鱼脊会对气流产生遮挡效应,车辆处于气流死区,受到的气动力较小,此时鱼脊的设置能较大地减小车辆受到的气动力;而随着车辆驶出鱼脊较高区域,进入鱼脊低处时,气流会产生类似狭管效应的作用,车辆受到的气动力会突然增大,为避免行车安全事故的发生,对行驶在桥面上不同位置的车辆的气动力进行分析。

对小轿车和卡车在25 m/s的桥面横风环境下,设鱼脊和不设置鱼脊时的受力情况进行计算分析、对比。本文仅给出小轿车在120 km/h行驶速度时,鱼脊对行驶车辆的影响分析,其余规律类似,可参见文献[4]。

3.1 迎风向影响分析

图2为迎风向时鱼脊对小轿车受力情况的影响。

从图2a)中可以看出,当不设置鱼脊时,气流经过栏杆的绕流后直接作用于行驶车辆上,0～22号车辆的阻力系数都表现为正值,即受到的阻力沿着气流作用的方向。22号小轿车是车队迎风的第一辆车辆,受到的阻力最大,阻力系数达到2.37;当设有鱼脊时,气流经过栏杆的绕流后受到鱼脊的阻挡,在鱼脊前方区域形成涡流,鱼脊高度越高阻挡效应越明显,即涡流越强,对于迎风的第一辆22号小轿车,鱼脊和栏杆的影响较小,阻力系数与无鱼脊时相近,达到2.17,位于鱼脊最高处区域的6号和16号等车辆,由于处于涡流中,因此受到的气动阻力与气流作用方向相反,阻力系数为-0.47。

从图2b)中可以看出,鱼脊对车辆受到的升力影响较小。无鱼脊情况下,车辆的气动升力都表现为负值,22号小轿车的升力系数为负值最大,-0.53;有鱼脊时,除8号、9号和20号外其余车辆的气动升力为负值,8号、9号和20号的正值较小,最大为0.08,22号小轿车的升力系数为负值最大,-0.30。

3.2 背风向影响分析

图3为背风向时鱼脊对小轿车受力情况的影响,从图中可以看出,背风向时鱼脊对行驶车辆的受力影响较大。

图3a)中可以看出,当不设置鱼脊时,气流直接作用于行驶车辆表面,车辆的阻力系数都为正值,变化幅度与有鱼脊情况对比相对较小,最大阻力系数达到2.41,最小阻力系数为1.13;当设有鱼脊时,气流经过鱼脊的绕流后作用于行驶车辆,车辆的阻力系数受到鱼脊的影响,变化幅度增大。0号车的阻力系数为正值最大,达到1.31;5号车的阻力系数为负值最大,达到-3.53。对于迎风的第一辆车0号车,鱼脊和栏杆的影响较小,阻力系数与无鱼脊时相近。

图3b)中可以看出,鱼脊对车辆受到的升力影响也较大。无鱼脊情况下,除1号、13号和18号小轿车表现为正的较小气动升力外,其余都表现为负值,5号小轿车的升力系数为负值最大,-0.20;有鱼脊时,车辆受到气动升力的变化幅度增大,3号小轿车的升力系数为负值最大,-1.63,18号小轿车的升力系数为正值最大,0.24。

3.3 有无鱼脊影响分析

图4为车辆分别行驶在无鱼脊和有鱼脊桥梁上的风速剖面,从图中可以看出鱼脊的遮挡效应对行驶车辆的受力产生了较大的影响。

图4a)为无鱼脊时,气流经过护栏的绕流直接作用于行驶车辆侧面,故行驶车辆的阻力表现为正值,即沿着气流的作用方向;图4b)为有鱼脊时,气流受到鱼脊的阻挡,在鱼脊前方区域形成涡流,行驶车辆处于涡流之中,因此受到的气动阻力表现为负值,即与气流的作用方向相反。

从以上的分析结果可以看出,鱼脊对桥面上行驶车辆的影响较大,因此不能简单的采用通用规范中规定的限制风速,需要进行深入的研究。

4 以侧滑为指标的安全行车风速

侧滑问题可以在静力模型的基础上加以分析[5]。当车辆在桥面上行驶时,需要考虑风力、惯性力(车辆变道等转向)、重力(桥面横向坡度)等作用力的共同作用。转向行驶的车辆如果同时受到向弯道外侧的侧风作用,侧向力可能超过地面和车轮之间的侧向附着极限,使汽车发生侧向滑移。形成侧滑的必要条件见式(5)。

式中:FI表示离心力;FS表示侧向气动力;Gα表示侧向重力分量;Ff表示侧向摩擦力。

式(5)左边称为侧向总力Ft,当侧向总力Ft等于或大于等式右边的侧滑极限摩擦力Ff时,车辆将会处于不安全的行驶状态。在同一个图中给出侧向总力和侧滑极限摩擦力随风速变化的函数图,则图中两曲线交汇的点即是安全行车的临界风速(见图5)。当超过临界风速后,随着风速的增加,侧向总力超过侧滑极限摩擦力,行车的安全便得不到保障。

从图5中可以看出,对于轿车在干路面条件下,当侧向风速达到45 m/s时,侧向力便会超过侧滑极限力,行驶车辆就会有发生侧滑的危险;在雪路面条件下,当侧向风速达到21 m/s时,侧向力就会超过侧滑极限力,此时行驶车辆就会有发生侧滑的危险。对于卡车,在干路面条件下,参考极限行驶风速降为40 m/s;雪路面条件下,参考极限行驶风速降为12 m/s。同理可以得出车辆行驶速度为100 km/h时,4种不同路面特征下的极限行驶风速。

不同气象条件下的桥面摩擦因数见表1。

考虑表1的干路面、湿路面、雪路面和冰路面4种不同路面特征的极限行驶风速。弯道半径考虑车辆变道等转向运动,可取1 km。桥面的横坡取为2%,即1.15°。根据桥面上行驶车辆的受力分析,选取受力最不利的行驶车辆进行极限行驶风速计算。

4 种不同路面特征下的极限行驶风速见表2。

由表2中数据,综合各种危险工况,可以归纳关于车辆安全行驶的建议如下。

1)干路面情况下,当桥面风速<25 m/s时,建议车辆行驶速度<100 km/h;当桥面风速>25 m/s时,建议车辆行驶速度<40 km/h;当桥面风速>40 m/s时,建议封闭交通。

2)湿路面情况下,当桥面风速<20 m/s时,建议车辆行驶速度<100 km/h;当桥面风速>20 m/s时,建议车辆行驶速度<40 km/h;当桥面风速>35 m/s时,建议封闭交通。

3)雪路面情况下,当桥面风速>10 m/s时,建议封闭交通;当桥面风速<10 m/s时,建议车辆行驶速度要<40 km/h。

4)冰路面情况下,建议封闭交通。

5 结语

通过本文的研究发现,鱼脊的设置对桥面上行驶车辆的受力有较大的影响,需要对行驶车辆受到的气动力进行深入的分析。由于鱼脊高度随桥梁纵轴线连续变化,无法采用节段模型获得其行驶车辆的气动力系数,因此文中采用计算流体动力学方法对行驶在全桥模型上车辆的气动力进行了模拟计算。在获得气动力系数的基础上,以不发生侧滑为指标,对轿车和卡车2种车型在不同路面特征下的安全行车风速进行了分析,结果显示轿车的侧风安全性要优于卡车,因此以卡车为基准给出了安全行驶风速的建议。

需要指出的是,计算中行驶车辆采用了车队布置的形式,由于车队布置的不连续性(车辆之间存在间距)且置于迎风向或背风向桥梁中轴线位置处,故文中获得的气动力系数并不一定是最不利情况。此外,由于护栏、风向、频率以及车桥耦合振动等因素的影响,要完全定义出安全行车风速特别困难,因此工程中需要结合实际运营情况对安全行驶风速做出进一步限制。

参考文献

[1]HUCHO W H.Aerodynamics of road vehicles:from fluid mechanicsto vehicle engineering[M].4th ed.Society of AutomotiveEngineers Inc.,1998.

[2]BAKER C J.Ground vehicles in high cross winds:part I:Steadyaerodynamic forces[J].Journal of Fluids and Structures,1991,5(1):69-90.

[3]李雪峰,周晅毅,顾明.北京南站屋面雪荷载分布研究[J].建筑结构,2008(5):109-112.

[4]上海市城市建设设计研究总院.大治河桥行车安全性分析报告[R].上海:2013.

[5]庞加斌,王达磊,陈艾荣,等.桥面侧风对行车安全性影响的概率评价方法[J].中国公路学报,2006,19(4):59-64.

连续梁桥安全系数研究 篇2

关于连续梁桥结构悬臂施工阶段箱梁应力测试研究

近30年以来,连续梁结构体系已经成为预应力混凝土桥梁的主要桥型之一,在40～200m的范围内,与其它结构体系相比,被认为是最佳桥梁方案. 连续梁桥计算时必须计入由于桥墩受力及混凝土收缩、徐变、温度变化引起的变形对结构内力的影响.因为混凝土收缩徐变产生的`结构次内力和变形及其它原因引起的结构内力变化和变形在混凝土桥梁设计中是不容忽视的.特别是随着当今建桥技术的进步和对工期的要求,多阶段施工过程中混凝土龄期往往很低,收缩徐变产生的次应力和变形越来越显重要.

作 者：张军 作者单位：石家庄市公路工程质量监督站刊 名：交通世界(建养机械)英文刊名：TRANSPO WORLD年，卷(期)：2009“”(2)分类号：U4关键词：

连续梁桥的线形监控研究 篇3

1 工程概况

某特大桥主桥采用 (75+120+75) m预应力混凝土连续梁, 边支座中心线至梁端0.85m, 梁全长271.7m。梁高沿纵向按二次抛物线变化, 中支点梁高9.5m (高跨比1/12.6) , 边支点及跨中梁高5.5m (高跨比1/21.8) , 中跨跨中直线段长10m, 边跨直线段长20.85m。截面采用单箱单室直腹板形式, 顶板厚度除梁端附近外均为45cm, 腹板厚60～100cm, 按折线变化, 底板由跨中的40cm按二次抛物线变化至根部120cm。顶板宽度为11.8m, 底板宽度6.8m。箱梁两侧腹板与顶底板相交处均采用圆弧倒角过渡。

2 线形控制的基本理论

2.1 自适应控制理论及立模标高的确定

影响预应力混凝土桥梁施工过程中结构线形及内力的因素主要有混凝土的弹性模量, 浇筑混凝土超方量, 混凝土收缩、徐变, 桥梁施工临时荷载, 挂篮的变形特性, 预应力束张拉误差等。当上述因素与设计不符, 而又不能及时识别引起控制目标偏离的真正原因时, 必然导致在以后阶段的悬臂施工中采用错误的纠偏措施, 引起误差积累。要得到比较准确的控制调整量, 必须根据施工中实测到的结构反应修正计算模型中的这些参数值。当结构测量到的受力状态与模型计算结果不相符时, 把误差输入到参数识别算法中去调节计算模型的参数, 使模型的输出结果与实际测量到的结果相一致。得到修正的计算模型参数后, 重新计算各施工阶段的理想状态, 这样, 经过几个工况的反复辨识, 计算模型基本上与实际结构一致, 在此基础上可以对施工状态进行更好的控制。

在主梁的悬臂浇筑过程中, 梁段立模标高的合理确定, 是关系到主梁线形是否平顺、是否符合设计的一个重要问题。如果在确定立模标高时考虑的因素比较符合实际, 而且加以正确的控制, 则最终桥面线形较为良好。

立模标高并不等于设计中桥梁建成后的标高, 一般要设置一定的预拱度, 以抵消施工中产生的各种变形 (竖向挠度) 。其计算公式如下:

Hlmi=Hsji+∑f1i+∑f2i+f3i+f4i+f5i+fgl (1)

式中:Hlmi为i阶段立模标高;Hsji为i阶段设计标高;∑f1i为由本阶段及后续施工阶段梁段自重在i阶段产生的挠度总和;∑f2i为由张拉本阶段及后续施工阶预应力在阶段引起的挠度;f3i为混凝土收缩、徐变在i阶段引起的挠度;f4i为施工临时荷载在阶段引起的挠度;f5i为取使用荷载在i阶段引起的挠度的50%;fgl为挂篮变形值。

其中, 挂篮变形值是根据挂篮加载试验确定的在施工过程中加以考虑, ∑f1i、∑f2i、f3i、f4i、f5i在前进分析和倒退分析计算中已经加以考虑。监控计算采用平面杆系有限元方法进行, 根据本桥的施工进度计划从正装分析、倒装分析、实时跟踪分析3方面对本桥进行了结构分析。施工过程中利用最小二乘法对参数进行识别、修正。

2.2 测量及误差控制

从挂篮的前移定位至预应力钢束张拉完毕为一个施工周期, 每个周期中每段浇注和张拉预应力钢筋后, 测量所有已施工梁段上的高程测点, 分析测量结果, 根据上一施工周期梁底标高测量值和应力、温度等测量结果计算、预报下一施工周期的挂篮定位标高。

本桥线形控制的最终目标是:成桥后的线形与设计线形的所有各点的误差均控制在3cm范围之内。

2.3 参数调整

在获得测量数据库后, 对比实测值与理论值的差别, 采用分离变量法可识别出各参数的真实值。在本桥的线形监控中, 取定主梁混凝土箱梁抗弯刚度、块件重量与预应力钢束张拉力为待识别的参数。在施工第n号块时, 由挂篮移位的梁体变位实测值与理论值的差别, 可识别出第n-1号块件的弹性模量的真实值;由浇筑混凝土时的变位值可识别出第n号块的重量;由张拉预应力时的变位值可识别出第n号块件对应的预应力钢束张拉力。在识别出各参数后, 须及时将它们反映在有限元计算中, 以获得修正的下一块件的挂篮变位预抬高量。

2.4 线形的调整

在施工过程中, 由于结构实际情况与理论计算的差异以及挂篮定位标高放样的误差, 必将导致已建部分在成桥时的线形出现不能消除的误差。若对误差不予调整而继续施工, 将导致全桥的线形波动较大。鉴于这种情况, 须对未施工阶段的控制线形作出修改。在本桥的线形控制中采用了拉格朗日差值法:

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式中:f (x) 为待施工阶段控制线形与设计标高的差值;fk为已施工阶段的标高与控制目标的偏差;xj, xk为已施工阶段前端截面的水平坐标。

由上式可得出待施工阶段的控制线形与设计标高的差值fn, 还须比较fn与标高偏差允许范围Hmax的大小, 取-Hmax≤fn≤Hmax。

3 控制成果

3.1 成桥线形

中跨合拢段预应力束张拉后梁体实际预拱度与理论预拱度对比, 如图1所示。

由图1可以看出, 全桥合拢张拉中跨预应力束后, 梁体线形走势与理论线形一致, 梁底实际预拱度与理论预拱度误差在1.5cm以内, 梁体线形平顺, 满足规范要求。

4 结论

1) 大跨连续梁的施工特点决定了自适应控制是这种桥型施工控制的有效方法;

2) 线形控制结果表明, 桥的实际走向与理论走向的变化趋势基本一致, 所有节点高差及合拢误差满足控制目标要求;

3) 主梁的线性控制是预应力混凝土连续梁桥施工过程中标高符合规范的保障, 能保证桥梁成桥桥面线形及受力状态符合设计要求。

摘要：线性监控是箱梁悬臂施工控制的一项重要内容, 目的是为施工提供每一个箱梁施工阶段准确的立模标高, 为保持桥梁的设计线形和顺利合拢打下基础。某特大桥是一座现浇预应力混凝土连续梁桥, 以该桥为工程背景, 介绍线形监控的自适应控制方法以及线形监控中采取的措施, 说明自适应控制理论能较好地应用于此类桥梁的线形控制。

关键词：预应力混凝土连续梁桥,线形监控,自适应控制理论

参考文献

[1]徐君兰, 项海帆.大跨度桥梁施工控制[M].北京:人民交通出版社, 2000.

[2]范立础.桥梁抗震[M].上海:同济大学出版社, 1997.

[3]许克宾.桥梁施工[M].中国建筑工业出版社, 2005.

两等跨连续梁桥振动研究 篇4

关键词：两等跨连续梁,振型,冲击系数,视频图像处理,模态分析

1连续梁桥研究概述

连续梁桥是现代化桥梁建设中常用的一种结构形式,并得到了广泛的应用,为了可以较准确地反映桥梁结构在动载作用下的动力增大效应,冲击系数是其主要的表现方式。为确保桥梁安全运营,在桥梁结构设计或分析计算时,汽车荷载的总效应应由汽车静载效应乘以冲击系数加以量化考虑[1]。

闫永伦等[2]针对《公路桥涵设计通用规范》(JTJ021-89)中“冲击系数”的规定,提出了制定我国公路桥梁荷载放大谱的建议。《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60-2004)[3]](以下简称《桥规》)采纳了该建议,采用桥梁基频的函数来计算冲击系数。

《桥规》4.3.2第4款规定,汽车荷载的冲击力标准值为汽车荷载标准值乘以冲击系数μ,第5条规定,冲击系数μ可根据下式计算:当f<1.5Hz时,μ=0.05;当1.5Hz≤f≤14.0Hz时,μ=0.176 7lnf-0.015 7;当f>14.0Hz时,μ=0.45。式中,f为结构基频(Hz)。

冲击系数反映了汽车动荷载对桥梁的冲击作用,《桥规》中针对连续梁冲击系数的取值由其固有频率所决定。目前关于冲击系数计算的研究主要包括三类:一是根据车辆耦合振动计算探讨冲击系数;二是根据桥梁动载试验实测数据研究冲击系数;三是将我国现行规范与国外规范对照比较,或对我国新旧规范进行比较。

模态分析对于振动工程来说至关重要,通过分析可以识别结构体系的模态参数,目前连续梁振动的模态分析理论研究较成熟,模型与实际试验的频率识别较多,但振型识别较少,而模态叠加法的基础在于振型,振型对于桥梁冲击系数有较大影响。模型试验研究对于多跨连续梁模态分析至关重要,吴晶、郑仰坤、胡帮义等对2、3、跨连续梁进行了模态分析计算和试验研究,胡帮义等对等跨曲线连续梁桥进行了研究,得到了曲梁的前4阶频率及振型;罗川舟等对不同跨径组合的3跨连续梁的振型及频率进行了对比分析;由袁向荣、胡朝辉等人的研究成果及试验结论可知,在比较理想的环境下,基于数字图像边缘检测技术的结构静态位移测试精度是可靠的,将视频转化为图像序列进行结构振动的模态参数识别实验研究方向是可行的。而2跨连续梁振动分析在视频图像处理技术中的应用还没有研究。

总之,《桥规》针对冲击系数的规定是适应的,但连续梁模态分析试验除产生1阶频率外,高阶频率也随之产生,所以研究高阶频率对桥梁结构冲击系数的作用是不可缺少的。桥梁结构设计的合理性取决于冲击系数的合理取值。本文对两等跨连续梁进行了模态分析试验,得到其前3阶频率及振型,结合试验结果及有限元分析结果和图像处理结果,进一步探讨了冲击系数的计算,为今后连续梁冲击系数的计算提供一定的参考。

2两等跨连续梁试验模型

试验对象为两等跨等截面连续梁模型,梁长4m,桥跨布置为2×2m,共设3个支座,编号分别为1、2、3。支承方式为钢辊轴,支座1采用砝码压重约束构成固定支座,其他支座采用直径2.5cm钢管形成活动支座。连续梁材料采用槽型,横截面如图1所示。

其材料参数取值为:弹性模量E=7.0×1010Pa,泊松比v=0.3,线膨胀系数为1.2×10-5/℃,容重为Dens=2.8×104N/m3。试验模型如图2所示。

3连续梁模态分析试验

3.1试验仪器及设备连接

本试验用到的试验设备有:INV3060V2智能信号采集处理分析仪1台,BI1148型压电加速度传感器10个,联想Y470笔记本电脑1台,DASP V10智能分析软件1套,数据线若干。

3.2试验方法

由于本次试验结构为小型模型试验,所以对试验对象的激励采用锤击法,锤击法的优点是对设备的要求简单,测试周期短,且试验结果能满足一般精确度要求。

3.3试验过程

首先,根据试验要求布置桥跨和传感器位置,确保各线路畅通及各传感器通道信号显示正常;其次,对各通道进行数据标定和各种参数的调整;然后,对试验对象进行锤击,采用一点锤击多点测量的方法对实验对象进行激励,同时用信号采集仪采集振动信号并传入笔记本电脑;最后,把传入电脑的信号用DASP模态分析程序自动导出传递函数和频响函数,对频响函数进行集总平均,选择恰当的频率定阶,最终进行实模态多自由度拟合,得到结构自振频率及其振型图。

3.4试验结果

通过DASP模态分析软件分析各测点的频响函数曲线得到连续梁的前3阶模态频率及振型。各阶频率如表1所示。

4连续梁有限元模态分析

4.1有限元模型建立

通过Midas Civil有限元软件建立连续梁有限元计算模型,为使计算结果更加精确,对空间梁单元进行单元划分,将其划分为24个梁单元,并进行各种参数调整,然后进行边界条件处理,对于固定支座1约束其x、y、z方向的位移,其他支座为可动铰支座,只约束z方向位移,模型计算采用集中质量法,将质量转化到z方向,由于加速度传感器的存在,所以在有限元建模时应将每个传感器位置施加一集中力,即G=mg=0.143×9.8=1.4N,运用将荷载转化为质量的方法施加在模型上,特征值分析设置为子空间迭代,建立两等跨有限元分模型如图3所示。

4.2有限元计算结果

通过有限元计算分析,得到连续梁前3阶固有频率及振型,频率如表2所示。

5基于视频图像边缘检测技术的简支梁振动试验研究

5.1简支梁视频图像处理的振动试验过程

通过SONY数字照相机进行视频采集,然后在PC机上进行视频格式转换和剪辑,接着利用MATLAB程序对视频进行分解和对分解后的图片进行亚像素边缘处理,得到按时间顺序排列的各边缘点位置数据,最后个边缘点数据保存为.dat格式文件,通过自编dat文件读取程序,可一次性读入全部图像边缘数据并保存在同一个矩阵中,矩阵各列元素即为单个像素点的振动数据,若显示在时间坐标上即为单个像素点的位移时域信号。选取部分像素点数据,将数据保存导入到DASP测试系统即可进行模态分析。各模块流程如图4所示。

5.2试验结果

结合视频图像处理及DASP测试系统得到简支梁前2阶频率及振型,频率如表3所示。

6结果对比分析及桥梁冲击系数研究

将连续梁试验结果与有限元及视频法所得结果列于表4,结果表明:连续梁有限元分析结果及视频法所得结果和试验结果相对误差都在10%以内;有限元分析及视频法处理所得振型与试验测得振型基本相同;试验所得连续梁前阶固有频率均大于有限元计算及视频法处理所得频率。

7结论

通过有限元计算和试验测试的对比分析,可以得到以下结论。

(1)视频法未量测出简支梁三阶频率,原因是三阶频率较高,其三阶频率超过15Hz(由其他两种方法得到结果可知),而本试验采用的视频采样设备的最高频率为30Hz,则由试验采样定理知,该设备频率测试最大值为15Hz,即超出其量测范围。

(2)有限元分析所得振型及视频法处理所得振型与试验测得振型基本吻合,因此利用模态分析理论对连续梁进行动力特性研究基本是可行的,同时对这三种方法的计算结果进行了相互验证。

(3)视频法实测一阶频率与有限元法一阶频率相对误差为2.3%,且与DASP实测值也相差不大;二阶频率,有限元法和试验实测值较为接近,视频法与试验结果相差5.1%,误差在允许范围内,说明视频图像法测得的桥梁结构模态频率数据是可信的。

(4)基于视频图像边缘检测技术的简支梁模态参数识别方法是可行的。

参考文献

[1]许鹏.桥梁结构冲击系数影响因素研究与试验分析[D].重庆:重庆交通大学,2013:5-13.

[2]闫永伦,周建廷.关于我国现行《公路桥涵设计通用规范》“冲击系数”规定的几点探讨[J].公路,2003(6):14-16.

连续梁桥安全系数研究 篇5

监控桥梁结构的梁体位移变化是判断桥梁结构是否处于安全状态最常用的参数,在桥梁施工过程中,由于梁体自重、施工活载和混凝土自身的收缩徐变和周围环境温度的影响,使得桥梁结构在每个施工阶段都不断发生变形[2,3],这些因素相互影响,使得梁体在成桥阶段的梁体线形符合设计的梁体线形非常困难,严重会导致桥梁结构难以合龙,影响工程施工进度。

连续梁桥在悬臂施工阶段的结构是静定的,施工控制的主要目标是控制梁体线形,对于已经施工完成的梁体块段,除张拉备用预应力钢束外,基本无法调整,而且调整空间也很小。为了保持梁体在施工过程中的稳定、桥梁结构的合龙精度和成桥后梁体线形平顺,在施工过程中对桥梁结构的变形进行监控观测,及时发现问题、及时调整很有必要。而监控观测的最主要的就是每个施工阶段和每个块段的立模标高观测,为准确观测节段的立模标高,需要建立科学合理的观测测量系统[4,5]。

本文通过对连续梁桥建立一个系统的测量过程,对重要部位的测量方法进行选择,对测量数据和精度进行控制,对桥梁几何形状、主梁线形及成桥后桥面的平整度提供有力的支持。

1 连续梁监测控制方案

对连续梁在施工阶段进行精确合理的观测,能够有效控制施工阶段梁体线形的变化,使桥梁结构顺利合龙,控制器变形误差。

1.1 位移测点的布置

位移的观测是控制梁体线形的依据,将控制监测断面设置在每一块段的端部,0#块的控制测点是以后各块段施工的基准点,主要控制顶板高程,由于长度较长,在每个0#块各布置7个监控测点,如图1所示,在中间悬臂浇筑的块段上,每个块段端部布置两个对称的监测点,布置尽量靠近腹板位置,不影响施工及挂篮操作,同时观测对称两点的高程,判断梁体是否出现扭转变形,测点布置如图2所示。

1.2 监测时间及监测项目

为了减少温度对观测结果的影响,位移的监测时间选择在早晨太阳出来之前,每个阶段的变形观测依据施工进度自由确定,梁体施工过程中的主要监测内容如下:

1)每个梁段混凝土浇筑前的高程测量;程测量;

2)每个梁段混凝土浇筑后、预应力张拉前的高程测量;

3)每个梁段预应力张拉后、挂篮行走前的高程测量;

4)挂篮行走后的高程测量;

5)拆除挂篮后、边(中)跨合龙前的高程测量;

6)边、中跨合龙前后的高程测量。

施工控制监测模型图如图3所示。

标高测量仪器选用精密水准仪或者全站仪进行观测。

2 观测方案在实际桥梁线形控制中的应用

以某(48+80+48)m连续梁桥为例,进行施工控制,悬臂施工段共有10个块,主梁为单箱单室变截面直腹板形式梁高纵向按圆弧变化,梁体节段分为4个悬臂施工段,两个边跨合理段,一个中跨合龙段。梁体挠度测点布置如图4所示。

对该桥在施工过程按上述观测测量系统进行施工控制,梁体顺利合龙,且合龙误差都在规范允许范围内。

悬臂段最后一个施工段10#段预应力张拉后梁体线形理论计算和实际测量对比如图5所示。边跨合龙后梁体线形线形理论计算和实际测量对比图如图6所示。

中跨合龙后和全桥预应力张拉梁体线形线形理论计算和实际测量对比图如图7,8所示

按照施观测测量系统对连续梁在悬臂施工阶段进行施工控制,控制梁体变形误差,使得桥梁结构顺利合龙,由合龙阶段梁体线形对比图可知,合龙阶段线形的理论计算值和实际测量值差距较小,均在允许误差范围内,观测控制方案能够有效控制梁体施工阶段的线形,达到了监控控制的目的。

3 结语

本文通过对连续梁桥施工过程中的线形进行控制,建立了一个合理的观测测量系统,对桥梁施工过程中的关键部位进行监测控制,对桥梁施工阶段的监测时间和监测项目进行探讨分析。

依据本监测方案对一座(48+80+48)m的连续梁桥进行施工控制监测,桥梁结构顺利合龙,且合龙后梁体线形平顺,和理论计算值所差无几,能够有效提高连续梁施工过程中的梁体线形误差,为桥梁结构的施工控制提供了有效的参考依据。

摘要：为减小连续梁施工过程中梁体位移变化,提供连续梁桥的施工质量,在连续梁施工过程中需要对梁体关键部位进行监控控制,本文通过探讨分析连续梁的监测控制方案,建立一个合理的观测测量系统,并以一座连续梁进行实际监控控制为例,进行线形控制分析,监控结果表明,观测测量系统能够使连续梁桥顺利合龙,且合龙误差较小,成桥后梁体线形平顺。

关键词：连续梁桥,监测控制,梁体线形,测量

参考文献

[1]徐桂平.桥梁预制节段测量控制技术[J].城市道桥与防洪,2004(4):87-90.

[2]冯上朝.大跨径桥梁线形监控测量技术[J.西部探矿工程,2011,8:205-206.

[3]经德良.荆州长江公路大桥主桥施工监控[J].施工与控制技术,2011.

[4]张启伟.大型桥梁健康监测概念与监测系统设计[J].同济大学学报,2001(1):65-69.

连续梁桥安全系数研究 篇6

随着中国经济的快速发展, 特别是东部沿海地区的快速发展, 对交通要求越来越高, 促使了多座跨海大桥的诞生。对于海上桥梁的施工, 大多采用预制构件的方式;其中采用钢梁或钢构件的大节段吊装技术能减少海上施工工期, 降低海上施工风险, 提高施工方案的经济性, 确保桥梁施工的质量。港珠澳大桥的非通航孔桥正是采用预制钢箱连续梁的形式。港珠澳大桥跨越珠江口伶仃洋海域, 是连接香港特别行政区、广东省珠海市、澳门特别行政区的大型跨海通道, 是国家高速公路网规划中珠江三角洲地区环线的组成部分和跨越伶仃洋海域的关键性工程。其中非通航孔桥采用110 m跨钢箱连续梁桥, 跨径布置有6跨一联、5跨一联和4跨一联。本文以6跨一联钢箱梁为例进行分析。钢箱梁架设采用大节段吊装方案, 将一联划分为6个梁段, 吊装梁段重量最大约为2 700 t, 梁段长度最大为133 m。此类超长超重节段的钢箱梁桥整体吊装架设施工在跨海大桥中尚属少见。

利用浮吊整体吊装第1个梁段至安装位置, 接着浮吊整体吊装第2梁段, 利用梁端调位装置和临时牛腿调整梁段与已架设梁段连接, 选择合适的时段进行接缝处的焊接工作。按照同样的吊装流程吊装后续梁段, 直至该联完成。

2 制造线形的定义及加工

制造线形[1,2]:主梁在制造过程中无应力状态下的线形, 该线形由主梁无应力构型组成, 钢箱梁在工厂胎架制造上的线形可认为就是钢箱梁的无应力线形, 因为此时梁变形很小, 基本处于无应力状态。

钢箱梁制造线形计算的核心目的是确定相邻梁段之间的无应力夹角关系并在制造过程按照此夹角切割梁段截面。

已知制造线形, 便可以根据制造线形各节段的竖向相对标高来求出两节段间的夹角。

在工厂预拼装的过程中, 让梁段之间保持大小为α的角度关系在胎架上进行制造预拼装, 可实现梁段边腹板上下对齐, 顶底板焊缝为零的理想拼装。梁段间在工厂制造的预拼夹角示意图如图3所示。

图3中,

式中α为梁段夹角, HA、HB和HC分别为A、B、C对应制造线形的标高。

钢箱梁在工厂制造时, 为了便于控制截面夹角和减少施工难度, 梁段一般采用一端竖起, 另一端与下一梁段接触的截面角度大小为α的形状进行制造预拼装[3]。

3 制造线形计算

无应力线形的准确计算是几何控制的成败关键, 因此要充分理解施工过程中荷载和体系转换的变化, 准确模拟。钢箱梁的重量可以在制造阶段较准确地统计, 误差较少。在牛腿支撑阶段, 其接缝处的约束应为只传递剪力而不传递弯矩的, 待接缝焊缝完成, 才发挥传递弯矩作用。

3.1 有限元模型及计算

采用Midas/Civil有限元程序进行施工过程正装分析计算, 得出相应的施工过程累计位移。本次计算忽略了竖曲线的影响, 即假设桥面设计线形为一水平线, 实际制造时要计入竖曲线对制造线形的影响。

大节段整体吊装, 其线形变化过程有如满堂支架施工, 故施工过程累计位移的反值便是其制造线形, 由此可得各大节段的制造线形, 如图6所示。

使各大节段的制造线形进行适当的平动和刚体转动后使其与前一节段顺接, 便可以得出如图7所示整体的制造线形。

3.2 制造线形分析

制造线形确定, 便可以确定相邻梁段之间的无应力夹角关系并在制造过程按照此夹角切割梁段截面。进而按照长线法或短线法在胎架上进行预拼装。小节段间夹角在焊接前后都是无应力关系, 而大节段间夹角在制造时是无应力关系, 但在现场安装时却是处于受力状态, 并非无应力关系。小节段间按无应力夹角制造, 而大节段间即要按有应力夹角切割了。

大节段内部各小节段之间端截面的匹配问题相对容易处理, 各小节段之间的相对位置固定, 只要算出两小节段之间夹角关系, 便可以按此夹角匹配切割了, 大节段整体便可顺利完成。当然, 各小节段之间要考虑焊缝宽度和焊缝收缩的影响。

而已前后大节段接缝处梁端面夹角就相对复杂些, 这与小节段间的夹角明显不同。小节段间夹角在焊接前后都是无应力关系, 而大节段间夹角在制造时是无应力关系, 但在现场安装时却是处于受力状态, 故如果制造大节段间也按照无应力夹角切割, 那么在现场安装时就无法匹配了。

以下就施工过程的线形变化进行详细分析:由图6可得第1大节段133 m处制造线形标高为-42mm。当吊装完该大节段后, 在自重的作用下其线形如图8所示。

由图8可知, 要进行第2大节段吊装, 第2大节段接缝处的标高要达到75 mm时才能顺利地搭接已架设梁段, 故由此可知第2大节段接缝处的制造标高为75 mm。这也是造成各大节段制造线形 (图6所示) 分段的原因。第2大节段搭接上已架设梁段后, 撒去吊机, 桥面线形如图9所示。

由图9可知, 接缝133 m处前后一小节段的高差相同, 即两小节段斜率相同, 即前后大节面接缝处截面互相平行。为方便制造, 制造时使这两小节段的端面分别垂直于各属大节段的小节段顶板。采取此措施, 免去了各大节段互相匹配的麻烦, 各大节段可以同时加工制造, 效率和进度都得以提高。

由图10可知, 各接缝处焊接前前后小节段的斜率都是相等的。因此, 各接缝处的端面都可以采用接缝1的制造措施。

各接缝处前后节段斜率相等得益于接缝位置的选取。接缝恰好设置在零弯矩处, 由M=EIy'可知, 该处曲率为常数。如果接缝位置不是选取在零弯矩处, 根据无应力法理论, 要使最终成桥状态与一次成桥相同, 则需要采取一定措施使其焊接时弹性连续, 在此不再详述, 具体措施见文献[4]。

4 调整措施

由于制造和安装现场的一系列不确定因素有可能导致误差的出现, 一旦出现误差则要及时调整过来, 以避免已安装梁段的误差累积到下一节段, 造成累积误差, 以至匹配困难, 甚至无法匹配。文献[5]中列举了四种调整方法, 本文对其中的三种进行了计算分析。

(1) 升降临时支座:要使接缝顶板宽度减少1mm, 则需要提升支座约20 mm, 见图11。

(2) 接缝处加临时压重:加临时压重100 t时, 接缝宽度将减少约5 mm, 见图12。

(3) 前一跨跨中处加临时压重:加临时压重100t时, 接缝宽度将减少约3 mm, 见图13。

以上三种措施理论可以实现, 但实际操作有一定的难度。措施一要顶升主梁, 但顶升的重量为千吨以上, 而且顶升量与调整量之比为20∶1, 此法操作艰难且调整量有限。措施2和措施3加临时压重, 百吨以上的临时压重加卸过程费时费力, 临时荷载增加的同时也增大了临时支座的支承力, 临时支座的要求也随之增高, 加大了经济性和技术性要求。

5 结论

本文结合港珠澳大桥非通航孔桥对其施工过程的线形变化和制造线形进行了分析, 得出以下结论:

(1) 深入分析了施工过程各阶段线形变化规律, 得出了各大节段的制造线形, 同时分析了小节段间及大节段间夹角的变化规律, 提出了小节间和大节间端面夹角的处理措施, 对日后类似工程有一定参考价值。

(2) 提出了分大节段制造的钢箱梁制造工艺, 该工艺有效地解决了各大节段互相匹配的问题, 增加了工作面, 加快了制造进度;同时分析了接缝位置的选取问题, 使此类问题的解决得以进一步扩展。

(3) 结合本工程实例计算分析了现在的几种调整措施, 但从计算结果可以看出此三种措施调整量有限, 且过程麻烦复杂, 也在一定情度上加剧了钢箱梁的不稳定性。从调整措施之难也进一步反映了制造线形准确性之重要。

参考文献

[1] 李乔, 唐亮.悬臂拼装桥梁制造与安装线形的确定.第十六届全国桥梁学术会议论文集 (上册) , 2004:297—302

[2] 李乔, 卜一之, 张清华, 等.大跨度斜拉桥施工全过程几何控制概论与应用.成都:西南交通大学出版社, 2009

[3] 林桢楷.高低塔混合梁斜拉桥合理施工状态确定与施工控制 (硕士学位论文) .广州:华南理工大学, 2012

[4] 秦顺全.桥梁施工控制法——无应力状态法理论与实践.北京:人民交通出版社, 2007

连续梁桥抗震典型设计方法研究 篇7

随着抗震设计逐步受到重视, 桥梁抗震设计的研究实践也越来越多, 除了大跨度桥梁外, 在抗震设防烈度较高地区的公路桥的抗震实践也逐步展开, 减隔震技术在越来越多的桥梁结构中运用。本文通过对桥梁抗震设计原理进行分析总结, 形成一套比较常规的抗震设计思路。

1 地震反应

在地震时, 地面上的结构物因惯性的作用而产生震动, 其震动反应包括位移、速度和加速度。

位移、加速度反应的大小与结构物的自振周期有着密切的关系。结构刚度越小、周期越长, 地震作用下结构的位移反应也越大, 容易造成落梁、支座脱位等, 因而需对位移进行限制。结构刚度增大、周期变短, 地震作用下结构的位移反应会减小, 但结构加速度反应会增大, 影响结构安全。

因此, 结构应有适宜的刚度, 满足结构受力和位移的要求。常规的隔震设计就是通过增大结构自振周期来达到减小地震荷载, 并且采用增加阻尼器耗能来减小柔性支座处的相对位移[1], 如图1, 图2所示。

2 抗震设计

2.1 结构选型

结构受到的地震作用与结构的质量成正比, 因此, 选用质量较轻的结构体系有利于结构抗震。对目前常用的几种常规桥梁体系分析, 一般来说, 组合钢桥的质量最小, 现场拼装, 施工进度较快, 施工对周围影响较小, 但短期成本较高;预制小箱梁结构质量较小, 现场拼装较快, 但结构整体性较差, 跨度受到严格限制;现浇箱梁桥的质量较大, 但整体性好, 特别适用于变宽的匝道桥、立交桥。因此, 结构选型需综合考虑, 优先质量较小的体系。

2.2 结构优化

1) 同类构件受力均衡, 构件承载力均能充分发挥。由于常规的连续梁桥一般只设置一个固定支座, 在地震作用下, 所有上部结构产生的地震力由该约束墩承担, 其余墩只承担自身产生的地震力, 因此固定墩的受力极为不利。如果在保证主梁能承担温度应力的前提下, 增加约束个数, 将大大降低单个墩承担的地震力。

2) 构件的刚度与承载力的均衡。一般情况下, 结构的承载力不足, 很自然考虑增大截面、增加配筋来提高结构的抗力, 这种方法将大大增加成本, 而且, 根据地震反应的分析, 增加墩柱和桩截面尺寸能增加截面承载力, 但同时也增加了结构刚度, 引起地震反应的增大, 并且可能导致结构不安全。

一般在主梁与墩顶 (或盖梁顶) 之间设置支座, 上部结构对支座顶面处产生的水平地震力:

其中, Gsp为一联上部结构的总重力, k N;Sh1为相应水平方向的加速度反应谱值;kipt为第i号墩组合抗推刚度, k N/m, 为第i号墩支座抗推刚度, k N/m, kip为第i号桥墩顶抗推刚度, k N/m。

支座顶面的水平地震力根据各墩与支座的组合抗推刚度进行分配, 要使各墩的承载力均衡, 要求墩与支座的组合刚度均衡, 即可以在刚度大的墩上安装刚度较小的支座, 刚度小的墩上安装刚度较大的支座。

3 隔震设计

目前常用的桥梁隔震设计一般采用减小结构刚度, 从而增加结构构的周刚期度的。方法来实现。如图3所示, , 其中, K为结

桥梁结构体系的刚度与主梁、支座、墩、柱有关, 连接梁体和墩的支座成为减隔震设计的关键, 支座的刚度直接影响墩与支座的组合刚度, 从而影响整个结构体系的反应。由于隔震支座 (板式橡胶支座) 的刚度较小, 可以降低结构刚度, 减小结构内力, 但位移增大, 需对位移进行限制, 防止落梁。

4 减震设计

阻尼比越大, 结构的动力反应 (力、位移) 越小, 因此, 通过设置特殊装置提高结构的阻尼比, 可有效地降低结构的位移反应。这种利用阻力耗能减震的原理如图4所示。

一般采用铅芯橡胶支座和设置阻尼器来增加结构阻尼, 降低结构内力和位移[2]。另外同济大学研制的具有自恢复性能的双曲面球型减隔震支座, 也能降低结构内力和位移[3]。

铅芯橡胶支座的减震性能主要跟支座的屈服后刚度和支座的屈服力有关;铅芯橡胶支座具有屈服后刚度小、阻尼大的优点, 可以起到减震和隔震的双重效果。支座对下部结构的减震效果主要取决于铅芯支座的屈服后刚度, 且随屈服后刚度的减小而增大;铅芯橡胶支座对上部结构的减震效果, 随支座阻尼的增大而增大, 上部结构梁体位移随阻尼的增大而减小。

铅芯支座屈服力会影响支座的减震效果。由于梁体位移随支座阻尼的增大而减小, 当屈服力较小时, 支座阻尼小, 梁体位移较大, 只有屈服力一定大时, 才能保证支座有足够的阻尼来控制梁体位移;但当屈服力过大时, 支座进入铅芯屈服状态短, 结构主要以支座初始刚度对地震波进行响应, 支座阻尼不能充分发挥作用, 支座减震效果下降。通常屈服力的总和/梁体总量的比值在4%~10%之间对桥梁的减震效果最佳。

因此当铅芯支座选取适当时 (选择合适的型号的产品) , 既可以降低墩顶位移, 又不增大梁体位移, 从而减小桥梁下部结构的地震力, 又满足了上部结构梁体之间抗震缝的要求。

5 防落梁设计

目前7度及以上地区桥梁防止梁体坠落或脱开的措施如下:1) 桥梁墩台构造措施:桥墩桥边缘距梁端的距离a≥70+0.5L (L为桥梁计算跨径, m) 。2) 设置连接措施构造:在相邻梁体之间和/或桥台与梁体之间设置连杆装置, 在桥梁全长方向上形成至少一联柔性连接体系, 连杆装置由连杆、阻尼器构成。

6 工程实例

宿新高速中陆集互通主线跨新S325大桥, Ⅲ类场地, 设计烈度为8度, 采用25 m现浇连续梁桥, 4跨1联, 双向四车道, 双幅变宽桥, 梁高150 cm, 桥面铺装为6 cm的现浇混凝土+10 cm的沥青混凝土;双柱墩柱直径140 cm, 桩基直径150 cm。

采用有限元软件SAP2000v11.0.8对该桥中间联进行抗震分析, 左右两联为考虑相邻联影响, 桩土相互作用通过土弹簧来考虑, 根据抗震细则上设计加速度反应谱E1, 按随机合成的方法生成设计加速度时程计算。分析模型如图5所示。

6.1 结构选型

减轻结构重量, 减小结构在地震作用下的内力和变形。考虑钢箱梁造价太高, 且桥面变宽度的要求限制, 采用现浇箱梁。

6.2 结构优化

1) 同类构件受力均衡, 所有构件承载力均能充分发挥。

方案1, 采用盆式支座, 纵向1个约束墩, 所有上部结构产生的地震力由该约束墩承担, 其余墩只承担自身产生的地震力;方案2, 在保证主梁能承担温度应力的前提下, 中间墩纵向全部约束。E1地震作用下墩底纵向弯矩见表1。

k N·m

2) 构件的刚度与承载力的均衡。增加墩柱和桩截面尺寸, 截面承载力增加, 但地震反应亦增大。中间墩均固定, N=4 800 k N, 相同配筋38根直径28的钢筋。

从表2可以看出, 墩截面尺寸的增加, 并不一定能增加结构的安全度, 墩从1.6 m增大到2.4 m, 结构内力增加的幅度大于弯矩承载力增加的幅度, 因此不能盲目的增大截面。

6.3 隔震设计

采用板式支座, 通过调整支座刚度, 使所有墩的刚度趋于均衡, 共同承担地震力。采用板式橡胶支座参数如下:边支座有效刚度为2.8 k N/mm, 中间支座有效刚度为5 k N/mm, E1纵向地震作用下, 盆式支座中间3墩均固定与板式支座内力位移比较如表3所示。

从表3可以看出, 降低结构刚度, 减小结构内力, 但梁体位移增大。

6.4 减震设计

选用OVM铅芯橡胶支座, 位移量为75 mm, 剪切模量为1 N/mm2, 中间墩采用J4Q920, 铅芯屈服力417 k N, 一次刚度32.4 k N/mm, 二次刚度5 k N/mm, 等效刚度7 k N/mm, 等效阻尼系数16.8%, 竖向刚度7 000 k N/mm;边墩采用J4Q670, 铅芯屈服力216 k N, 一次刚度18.2 k N/mm, 二次刚度2.8 k N/mm, 等效刚度3.9 k N/mm, 等效阻尼系数16.7%, 竖向刚度5 500 k N/mm。

E1纵向地震作用下, 盆式支座中间3墩固定与板式支座、铅芯支座内力位移比较见表4。

从表4可以看出, 增加结构阻尼, 降低结构内力和位移。

6.5 延性设计

桥墩考虑最小配箍率的限值, 计算得体积配箍率为0.4%, 并验算墩的抗剪 (内力保护构件) 满足要求。

桥桩作为能力保护构件, 以墩的极限抗弯承载力 (考虑超强系数1.2) 为基准, 计算桩设计内力, 配筋见表5。

%

7 结语

分析桥梁抗震的原理, 总结进行桥梁抗震设计的一般原则, 首先优选质量较轻的结构体系, 结构布置考虑同类构件受力均衡、构件的刚度与承载力的均衡的原则, 进而考虑减震、隔震设计、延性设计, 对工程实践有明确的指导意义。以上工程实例中的分析比较可以看出, 板式隔震支座可以大大减小结构内力, 但梁体位移较大, 必须进行位移限制;采用铅芯橡胶支座的方法能减小内力和位移, 但一般成本较高, 因此工程中需综合考虑选用, 考虑通过构造措施如加大桥墩桥边缘距梁端的距离、设置钢板限位装置防止落梁。

摘要：通过分析桥梁的抗震原理, 总结了桥梁抗震设计的一般原则, 并从结构选型、结构优化、隔震设计、减震设计等方面, 阐述了宿新高速的桥梁抗震设计方案, 旨在确保桥梁运营的安全性。

关键词：桥梁,抗震设计,承载力,铅芯橡胶支座

参考文献

[1]范立础, 王志强.桥梁减隔震设计[M].北京:人民交通出版社, 2001.

[2]郭磊, 李建中, 范立础.大跨度连续梁桥减隔震设计研究[J].土木工程学报, 2006 (3) :38-39.

PC连续梁桥的施工监控技术研究 篇8

关键词：连续梁,线形监控,应力监测,施工监控

1 前言

随着我国桥梁技术的发展, 预应力混凝土连续梁桥以其线形美观、跨越能力强、顺桥向抗弯刚度大横桥向抗扭刚度大、造价低等优点, 被广泛地应用在大跨径桥梁建设中。但是, 实际建设中由于受结构设计参数的误差、施工误差、施工工艺复杂等诸多因素的影响, 都会致使成桥目标与设计目标有一定的偏差[1]。因此, 在施工过程中必须对结构进行施工监控。通过对施工各状态控制数据实测值与理论值进行误差分析、对计算参数进行识别与调整、对成桥状态进行预测及控制分析, 确保成桥后的内力状态和几何形态与设计尽量相符, 同时并保证施工过程中的结构安全。

2 监控原则和方法

2.1 监控原则桥

梁施工监控是一个施工→量测→识别→修正→预告→施工的循环过程[2]。施工控制最重要的目的是关注施工中结构的受力安全, 具体表现为:变形控制在允许范围内, 并保证其有足够的强度和稳定性。

施工监控的原则是稳定性、内力和变形控制综合考虑。在施工中采取如下的控制策略:主梁控制截面应力和挠度应在施工过程中实时监测并反馈, 整个施工过程中以主梁标高和应力作为主要控制指标[3]。标高主要控制线形, 确保最终成桥线形和设计线形相一致;应力主要通过定期监测与分析, 及时发现施工中可能存在的异常情况, 及时预警, 保障施工安全。

在施工中, 如发现全桥应力接近或超出安全控制指标或主梁线形误差偏大, 应暂停施工, 查明原因, 及时纠正, 以尽可能使两者均满足要求。

2.2 监控方法

通过施工过程的反馈测量数据不断更正用于施工控制的跟踪分析程序的相关参数, 使计算分析程序适应实际施工过程, 当计算分析程序能够较准确地反映实际施工过程后, 以计算分析程序指导以后的施工过程。

由于经过自适应过程, 计算程序已经与实际施工过程比较吻合, 因而可以达到线形控制的目的。其基本步骤如下:

(1) 首先以设计的成桥状态为目标, 按照设计参数建立有限元模型进行计算, 以确定每一施工步骤应达到的分目标, 并建立施工过程跟踪分析程序;

(2) 根据上述分目标开始施工, 并测量实际结构的变形等数据;

(3) 根据实际测量的数据分析和调整各统计参数, 以调整后的参数重新确定以后各施工步骤的分目标, 建立新的跟踪分析程序;

反复上述过程即可使跟踪分析程序的计算与实际施工相吻合, 各分目标也成为可实现的目标, 进而利用跟踪分析程序来指导以后的施工过程和必要的调整与控制。

3 工程概况

某连续梁桥跨径布置为16m+22.68m+22m, 梁高1.3m, 梁宽18m, 梁采用C25混凝土浇筑。采用等高度预应力混凝土连续空心板梁, 空心板梁顶底面均设置单 (双) 向横坡, 桥梁上部结构采用满堂支架现浇施工方案。结构如图1所示。全桥通过桥梁有限元分析软件midas Civil建立模型计算, 有限元模型如图2所示:

4 施工监控内容

4.1 变形监控

主梁线型的控制主要是通过对标高的控制, 为了正确反映桥梁结构在施工过程中的标高变化 (即竖向变形) , 在每一跨的L/4, L2, 3L4截面选取三个点作为标高观测点, 如图3所示, 即底板的中点和两个翼缘板的转折点。施工时在测点位置预埋粗钢筋, 并用油漆作好标记, 以便识别。在后期观测过程中观测钢筋头标高, 作为标高 (变形) 的控制测量结果。最终测量结果取同一截面3个测点的均值。

根据理论计算和实际测量结果, 混凝土浇筑前后和预应力张拉前后的梁体线性变化如图4和图5所示。由于受到客观环境、测量手段和主体等多方面因素的影响, 标高理论值和实际值必然有一定差异。图4和图5表明, 梁体理论和实际变形的变化规律基本一致, 同时成桥后主梁各控制点实际标高与设计标高差值控制在l0mm以内, 因此结构的线性变化满足要求。

4.2 应力监控

反映预应力混凝土连续空心板桥受力要求主要为上部结构主梁的截面内力 (或应力) 。对于三跨连续梁, 主跨的支点截面和跨中截面分别是结构最大负弯矩部位和最大正弯矩部位, 因此选取主梁的支点和跨中截面作为控制截面。结构内的上下缘正应力通过预埋的应变传感元件和相应的应力仪进行测量。埋入式混凝土应变计布置在控制截面顶板和底板处, 见图6。

在施工过程中, 对各工况下主桥受力情况进行监测。同一截面应力应变取2个测点的均值。各截面应变数据如表1所示。

埋入式混凝土应变计的数据显示, 在浇完混凝土、预应力张拉及模板拆除之后, 混凝土的应力应变均在允许应力之下, 且与理论计算值吻合较好, 数据误差不大。该桥整体受力情况良好, 各截面应力均符合规范要求。尽管个别数据存在偏差, 这与混凝土浇筑不均匀及预应力的张拉情况有关, 但总体满足受力要求。

5 结语

通过工程测量的实际值和理论计算的设计值进行对比, 施工监控结果表明:结构的应力状态满足设计要求, 主桥的线形与设计目标曲线吻合较好, 参数控制合理, 保证了桥梁安全可靠的施工。

参考文献

[1]向中富.桥梁施工控制技术EM].北京:人民交通出版社, 2000.

[2]徐君兰.大跨度桥梁施工控制[M].北京:人民交通出版社, 2000.