预应力混凝土斜拉桥

预应力混凝土斜拉桥（精选7篇）

预应力混凝土斜拉桥 篇1

1 工程概况

以白山市向江大桥为研究对象,主桥跨度为2×81 m,单塔双索面,塔、梁、墩固结体系。主梁为等高2.8 m的斜腹板预应力混凝土箱形梁,单箱双室大挑臂结构形式,混凝土标号为C50,梁顶全宽32.0 m,设双向1.5%的横坡。索塔塔墩和上塔柱分别在纵桥向、横桥向分开,整个造型呈腰细股丰状,配合索塔横梁上的装饰,整个塔柱艺术上立意为“腰鼓天池”。 斜拉索采用ϕ7环氧涂层平行钢丝索,共布置20道40根拉索,每侧布置10道,塔端索距1.8 m,梁端索距6.0 m。

2 建立全桥空间有限元模型

本文以桥梁有限元分析理论为基础,运用大型有限元软件MIDAS/CIVIL建立全桥空间有限元模型对斜拉桥进行计算分析。斜拉桥主梁的施工顺序应按照设计施工流程进行,在施工过程分析有限元模型中,全桥共划分29个施工阶段。斜拉索采用只受拉桁架单元模拟,主塔和主梁采用三维空间梁单元模拟。边界条件均采用MIDAS/CIVIL中一般支撑、弹性连接和刚性连接来模拟。

具体施工过程为:主塔塔墩底部节点采用一般支撑约束全部自由度,来模拟墩与桩基础的连接;主梁约束采用一般支撑模拟,约束竖直和横向自由度;斜拉索和主梁及斜拉索和主塔的连接都采用弹性连接的刚性连接来模拟,主梁与塔墩共用节点,主塔与主梁采用刚性连接模拟,主梁节点为主节点。计算模型的施工阶段划分如表1所示。

3 施工过程斜拉桥的计算分析

施工过程中考虑的因素主要有恒载、预应力张拉、索力张拉、混凝土收缩徐变、二次内力等,此外还包括满堂支架、桥面铺装护栏等影响。本文重点讨论施工过程中的几个关键阶段的应力和变形,主要包括一次张拉索力、桥面铺装、二次张拉索力和十年收缩徐变等施工状态。

几个关键施工阶段的主梁变形比较如图1所示,由图1可以看出:在一次张拉索力状态下,主梁的变形很小,最大位移在跨中位置附近,最大位移值为21.88 mm;在桥面系铺装状态下,产生向下的位移,最大位移在跨中位置附近,其值为-0.07 mm;在二次张拉索力状态下,最大位移在跨中位置附近,最大位移值为35.70 mm;经过十年徐变后,跨中产生了向下的变形,最大位移值为31.30 mm。

施工过程中恒载、预应力张拉、索力张拉、混凝土收缩徐变等对主梁的变形都会产生影响,图2中显示了恒荷载(包括索的张拉力)、混凝土收缩徐变、预应力等对成桥变形的影响。从图2中可以看出,恒载作用下,主梁产生的最大向上位移在主梁边跨跨中附近,位移值为14.01 mm,最大向下位移在塔墩梁固结处,位移值为-2.30 mm;混凝土的收缩徐变作用均使主梁产生向下的竖向变形,混凝土收缩作用产生的竖向变形较徐变的大,在跨中附近收缩产生的位移值为-3.97 mm,徐变产生的位移值为-2.00 mm。分析可知,成桥三年后主梁产生了向下的变形主要是因为混凝土收缩徐变的作用。主梁预应力作用下跨中位置产生了较大的向上的竖向变形,最大值为24.25 mm。恒荷载和预应力对主梁产生变形的作用较大,且都产生向上的挠度,而混凝土收缩也对主梁变形有较大的影响,混凝土徐变对主梁变形的影响相对较小。

在施工过程中,斜拉索的张拉力也随施工过程而变化,对斜拉索一次张拉到施工初始索力后,索力在后续施工阶段的影响下不断变化,表1列出了本桥在各关键施工阶段的部分索力值。从表1中可以看出,由于主梁自重(CS17)和二期恒载(CS19)的作用索力增加以及收缩徐变的原因,在最后一个施工阶段(成桥三年CS29)索力大小趋于稳定。

kN

4 成桥运营阶段计算分析

成桥恒载和车辆活载对主梁的受力变形起控制作用,在车道荷载作用下,主梁的最大向上位移为3.40 mm,最大压应力为1.82 MPa,最大拉应力为2.29 MPa,主塔的最大位移为5.92 mm,最大压应力为1.41 MPa,最大拉应力为1.95 MPa。车道荷载作用下桥梁变形见图3。

在车辆活载作用下,成桥运营阶段的斜拉桥索力都有增加,表2列出了成桥恒载和活荷载的索力值,从表2中可以看出,在活载作用下产生了较大的竖向变形,从而增加了斜拉索的索力。活载作用增加的索力,也随着斜拉索的索长的增加而增大,但与成桥恒载索力相比,车道活载索力还是比较小,因此可知,斜拉索的索力主要还是由结构恒载起控制作用。

kN

5 结语

1)通过对向江大桥施工阶段的模拟计算分析表明,主梁恒载和预应力作用(包括索的张拉力)对主梁的应力变形影响最大,在施工过程中,混凝土徐变各荷载的二次内力对主梁的影响较小。

2)通过对成桥之后收缩、徐变对结构的影响计算表明,成桥之后混凝土收缩对结构的受力变形的影响不大,成桥十年后混凝土徐变作用使主塔向中跨的变形减小,能够在一定程度上减小主梁下挠,并能够在一定程度上改善结构的受力。

3)通过对斜拉桥的施工阶段进行详尽的分析、验算,得到了主梁挠度、桥塔位移等施工控制参数的理论计算值,施工过程中结构的受力和变形始终处于安全的范围内,成桥后主梁的线形符合预先的期望。

参考文献

[1]王伯惠.斜拉桥结构发展和中国经验(上册)(索桥类)[M].北京:人民交通出版社,2003.

[2]王伯惠.斜拉桥结构发展和中国经验(下册)(索桥类)[M].北京:人民交通出版社,2003.

[3]JTJ 027-96,公路斜拉桥设计细则[S].

[4]JTG D62-2004,公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

[5]JTG D60-2004,公路桥涵设计通用规范[S].

[6]贾山.大跨预应力混凝土斜拉桥计算分析[D].成都:西南交通大学,2008.

预应力混凝土斜拉桥 篇2

斜拉索是斜拉桥的重要组成部分, 它承担了斜拉桥在施工阶段和成桥后正常运营阶段的大部分荷载, 斜拉索的索力合理与否直接决定了斜拉桥施工阶段结构的受力安全和成桥后结构内力的合理分布。因此施工过程中进行索力的测量和调整是非常重要的步骤。

现场索力测量的方法有压力表量测法、压力传感器量测法、振动频率量测法。

(1) 压力表测定法是利用张拉千斤顶的液压与张拉力之间的直接关系, 通过测这定张拉过程的油压, 而换算成索力的一种索力测定方法。采用此法测定索力时, 需使用0.3~0.5级的精密压力表, 使得压力表测定的索力精度达到1%~2%。此法测量索力简单易行, 是斜拉桥施工过程中最为常用的一种索力测量方法。

(2) 压力传感器测定法是在张拉连接杆套一个穿心式压力传感器, 张拉时处在千斤顶和张拉螺母之间的传感器受压发出电讯号, 在配套的二次仪表上读出千斤顶张拉力, 从而得到索力值。此方法的优点是精度较高, 可达到1%以下, 稳定性较好, 易于长期监测, 但价格比较昂贵, 只能在特定条件下使用。

(3) 振动频率法是利用索力与索的振动频率方间存在对应关系的特点, 通过测定频率, 间接换算索的办法测定索力。随着技术的发展, 测定拉频率电子仪器日趋成熟, 仪器便与携带, 安装方便, 测量结果比较可信。采用此法测索力比较普遍。

下面重点介绐振动频率法及其实际工程中的应用

2 振动频率原理

振动测量方法能够利用风和或外力激励引起的环境振动响应记录值来鉴别确定固有频率, 是利用索力与索的振动频率方间存在对应关系的特点, 在已知索的长度, 两端约束情况、分布质量等参数时, 通过测量索的振动频率, 进行而计算出索力的拉力。

频率法分为共振法和随机振动法, 共振法需要进行人为激励, 对操作者有较高的要求;随机振动法则利用环境随机激励 (风、桥面振动等) 对拉索激振, 通过对拉索随机振动信号的处理, 获取拉索的固有频率, 并进一步估算索拉力。

当拉索的两端看成是铰接时, 索力:

式中l———拉索的长度。

当忽略拉索的抗弯刚度的影响时, 式 (1) 可以简化为:

式 (2) 简洁明了且为线性方程, 方便数据的处理, 在实际工程中应用很广。由于在建立斜拉索的自由振动方程时, 忽略了索的弯曲刚度以及拉索由于重力作用而产生的垂度。下面将进一步对垂度对索力测量的影响进行分析。

因为基频振动在拉索的中央有最大振幅, 而高次振动在拉索的两端有最大振幅。但受测量条件所限, 传感器不可能安装在拉索的中部, 只能安装在靠近桥面的一端, 测量所得的信号几乎都为高次谐振波, 低阶的成分很少。直接利用低阶的频率来计算索力很困难, 通常是利用各高阶谐振峰来推算拉索振动基频。

3 误差因素分析

采用频率法测量索力时, 受测试仪器、索的弯曲刚度、减震条件和测量环境等因素影响, 索力测量结果会出现一定的误差。

3.1 拉索的抗弯刚度对索力测量的影响

斜拉索抵抗横向变形的刚度由两部分组成, 一部分是拉索的物理刚度 (即通常称的抗弯刚度) , 另一部分是拉索的几何刚度。对于正常使用情况下的拉索, 其刚度主要由几何刚度提供, 物理刚度较之几何刚度常常可以略去不计。所以用频率法测量拉索索力时, 在测得拉索的振动频率后, 用简单的不考虑拉索抗弯刚度的方式来推算拉索的索力不会造成太大的误差。拉索的抗弯刚度的存在将使拉索的频率增加。不考虑这种影响, 将使算得的索力偏大, 这种误差对于一般长度的斜拉索来说较小, 对于特别短的索则可达到5%~7%。

3.2 垂度对索力测量的影响

上述原理中把拉索简化为张紧的弦, 即假定拉索是没有垂度的。实际上在索自重的作用下, 斜拉索有垂度, 垂度大小受到索力影响, 属于非线性构件。拉索垂度的存在增加了拉索在竖直平面内的弯曲刚度, 使拉索的频率增加, 因此不考虑垂度的影响将使计算得到的索力偏大。

3.3 减震器的影响

由于风和桥面振动的激励, 斜拉索会发生多种形式的振动, 有时振幅会很大。为了抑止拉索的振动在拉索两端设置减震器。减震器常见的种类是液压减震器和橡胶减震器。液压减震器相当于一个阻尼元件, 橡胶减震器除了提供阻尼外, 本身还有一定刚度, 相当于阻尼与弹性的组合元件。阻尼器对拉索的约束作用使拉索的自由长度减小, 提高了拉索的自振频率。阻尼器对拉索频率的影响比较复杂, 用分析的办法来确定这种影响比较困难。实用的办法是, 对于某一特定的桥梁通过测量每一根拉索安装阻尼器前后的频率变化, 来确定阻尼器对拉索的约束作用。

3.4 温度变化对索力测量的影响

当斜拉桥整体结构均匀升温或降温时, 温度变化基本不会引起索力的变化。这是因为混凝土和钢的线膨胀系数相近以及梁、塔、索在相同温度变化下所产生的变形基本相同。因此在施工中不考虑季节温差对索力的影响。能够对索力产生影响的是日照温差 (索梁温差、主梁日照、主塔日照) 。而且这种影响会随主梁悬臂施工长度的增加而变得愈加明显。把日照温差引起的索力变化从索力实测值中分离出来是一件十分困难的事情。因此对索力的测量应选在一天中日照温差对索力影响较小的时候即清晨日出前进行。

3.5 测量条件及环境对索力测量的影响

在实际索力测量时, 对于长索, 索中央处离地面很高, 受条件限制, 传感器只能安装在拉索靠近桥面端附近处。这样, 传感器拾取的信号中基频成分就相对较小, 高次谐波成分相对较大, 再加上传感器频率响应的影响, 容易造成在频谱图中基频不突出而高阶谐振峰突出, 峰值很大的现象。由于难以找到基频, 通常是利用各高阶谐振峰来推算斜拉索振动基频。最直接的方法是利用两相邻谐振峰之间的频率差求得基频。这种方法在实测时会带来较大的误差。因为假定斜拉索做弦振动是一种近似的简化, 其两端的固定并不是严格的固结, 固定拉索的桥面及桥塔本身也在振动, 此外还有风、雨等各种干扰, 都会影响频谱图中相邻谐振峰间频率差的准确性。

4 工程实例

某预应力混凝土独塔双索面斜拉桥, 墩塔梁固结。斜拉索扇形布置, 全桥共有156根索, 10种索型 (斜拉桥索内钢绞线数相同的索作为一种索型) , 采用标准强度为1860MPa的φj15.24环氧树脂全涂装钢绞线, OVM250拉索群锚锚具, 拉索设计安全系数≥2.50。在施工中除个别索在控制张拉时进行调整外, 施工过程中的索力与按平面杆系计算的理论索力值吻合较好, 误差控制在5%以内。下面表1、图1给出32#拉索张拉完成后附近5根斜拉索的实测值与理论值比较 (28#~32#索为江侧拉索, 28′#~32′#索为岸侧拉索) :

5 结语

本文从频率法的测试原理出发, 通过对索力和频率关系方程的推导以及分析拉索抗弯刚度、垂度以及减震器、温度等因素对索力测试的影响, 并结合实际工程对频率法在斜拉桥索力测试中的应用进行了详细的介绍, 结果表明频率法测试索力在斜拉桥施工过程实际运用效果良好, 满足施工控制精度要求。

参考文献

[1]王东森.PC矮塔斜拉桥索力测试方法研究.国防交通工程与科技, 2012 (01)

[2]金能峰.闽江四桥主桥斜拉索索力测试及应用.福建建设科技, 2013 (2)

预应力混凝土斜拉桥 篇3

均安水道特大桥位于广东省佛山市顺德区境内, 主桥为预应力混凝土双塔双索面斜拉桥, 桥面宽度为36.5m, 主梁采用双边箱断面, 梁高为3.0m。主桥桥跨布置为119m+250m+119m=488m, 拉索数量为8×20=160根。施工最大双悬臂长为88m, 施工最大单悬臂长为124m。主塔为H型, 自承台顶以上塔高96m, 基础采用Ф2.8m钻孔桩, 每个塔柱基础设9根, 每个桥塔共18根, 按嵌岩桩设计。承台厚6.0m, 两个承台之间采用宽5m的系梁连接。过渡墩采用双柱墩, 每个墩柱下设3.0m厚承台, 下设6根Ф1.8m钻孔灌注桩。桥型立面布置如图1所示。

大桥地处我国华南, 从当地气象台收集到的历年最大风速不高, 但考虑到跨径较大, 且主梁断面的形状对抗风不利, 因此, 为了保证桥梁在整个施工期间以及成桥运营状态的抗风安全性, 对预应力混凝土斜拉桥的施工最大单悬臂、施工最大双悬臂及成桥状态桥梁结构动力特性以及抗风稳定性做出分析, 并对抗风稳定性进行评价。

2 桥梁结构动力特性计算分析

利用Midas/Ci Vil 2012建立全桥有限元模型, 对施工最大单悬臂、施工最大双悬臂及成桥状态桥梁结构动力特性进行了计算分析。其中主梁、主塔、过渡墩、承台、桩基均采用梁单元模拟, 斜拉索采用桁架单元模拟, 挂篮及横隔采用节点荷载进行模拟。

根据大桥所处场地及桥跨结构特点, 约束情况如下:在纵桥向采用半漂浮体系, 即在每个主塔横梁支座附近设置纵向限位挡块, 以抑制主梁的瞬间变形, 保证行车的舒适性;在横桥向塔、梁之间设置两个限位支座;在竖向采用连续支承体系, 塔、梁间及边墩设置纵向滑动支座提供竖向约束。

计算出的标准主梁断面及材料特性为Ec=36000MPa;Gc=14400MPa;A=23.98m2;Iy=47.5m4;Iz=3571m4。主梁断面布置图如图2所示。

斜拉索材料特性如表1所示。

半漂浮体系状态动力特性如表2所示。

3 颤振稳定性分析

根据《公路桥梁抗风设计规范》 (JTG/T D60-01-2004) , 主跨为250m的斜拉桥不用计算静力稳定性;主梁宽高比B/H=36.5/3=12.17>4, 可不验算混凝土主塔自立状态下的驰振稳定性;混凝土主梁斜拉桥可不考虑涡激共振的影响;抖振需通过风洞试验测定或者数值模拟技术计算其气动力参数, 根据本桥实际情况无必要做此项试验和数值模拟。因此, 仅需作颤振稳定性的验算。

3.1基本风速、设计基准风速、颤振检验风速的确定

3.1.1基本风速

由于本桥所在地气象站不具有足够的风速观测数据, 大桥所在地区的基本风速参照周边其他桥梁的基本风速与《公路桥梁抗风设计规范》附录A中的基本风速图表, 可以确定基本风速V10=33.7m/s。

3.1.2设计基准风速

均安水道特大桥桥址位于佛山市, 桥址位置地势平坦, 水面开阔。桥址地表类别划分为A类。

桥梁构件基准高度处的设计基准风速为:Vd=K1V10。

对施工最大双悬臂和施工最大单悬臂阶段的抗风稳定性检验, 可考虑风速重现期系数。但考虑到本桥桥址属于华南沿海台风区 (Ⅳ) , 风速应适当提高, 偏安全考虑, 施工阶段基准风速取与成桥阶段相同。

3.1.3颤振检验风速

根据结构动力特性的分析结果, 选取主梁竖向和扭转方向的基频及对应振型, 将成桥状态等效为弯扭两自由度系统, 同时考虑攻角和形状系数的影响, 计算颤振临界风速。

根据《公路桥梁抗风设计规范》第6.3.8条, 桥梁构件的颤振检验风速为:[VCR]=1.2μfVd。

根据《公路桥梁抗风设计规范》第6.3.1条, 桥梁构件的颤振稳定性指数为:。

由于If<2.5, 可按《公路桥梁抗风设计规范》第6.3.4条进行颤振临界风速的计算。颤振临界风速为Vcr=ηs·ηa·Vco;其中Vco为平板颤振临界风速, ;ηs为形状系数, ηa为攻角效应系数。计算得颤振临界风速为Vco=96.4m/s。

颤振检验风速为67.2m/s;颤振临界风速为96.4m/s;说明桥梁颤振稳定性良好。

4 结论

⑴根据《公路桥梁抗风设计规范》、大桥地区的气象资料和参照周边桥梁的资料, 桥位处的基本风速取为33.7m/s;桥面处的设计基准风速为44.4m/s;成桥状态与施工阶段的颤振检验风速为67.2m/s。

⑵桥梁结构动力分析表明成桥状态时的一阶对称竖弯频率为0.145Hz, 一阶对称扭转频率为1.004Hz;最大双悬臂时的一阶对称竖弯频率为0.456Hz, 一阶对称扭转频率为1.335Hz;最大单悬臂时的一阶对称竖弯频率为0.132Hz, 一阶对称扭转频率为1.276Hz。成桥阶段的扭弯比最大。

⑶颤振分析结果表明, 均安水道特大桥主桥无论在成桥状态或施工最不利状态均满足颤振稳定性要求, 且有较大的富余度, 具有足够的抗风稳定性。

摘要：针对预应力混凝土斜拉桥施工最大双悬臂、最大单悬臂以及成桥状态, 对桥梁结构动力特性以及抗风稳定性做出分析, 并对抗风稳定性进行评价。

关键词：混凝土斜拉桥,抗风稳定性,颤振

参考文献

[1]王伯惠.斜拉桥结构发展和中国经验 (上册) [M].北京:人民交通出版社, 2004.

[2]林元培.桥梁设计工程师手册[M].北京:人民交通出版社, 2007.

[3]李国豪.桥梁结构稳定与振动[M].北京:中国铁道出版社, 1996.

[4]JTG/T D60-01-2004公路桥涵设计通用规范[S].北京:人民交通出版社, 2004.

[5]JTG/T D65-01-2007公路斜拉桥设计细则[S].北京:人民交通出版社, 2007.

预应力混凝土斜拉桥 篇4

周庠天, 刘万伟, 杨振江等介绍了北京五环跨石景山南站斜拉桥转体施工施工方案及工艺要点[1,2,3]。

孙全胜, 赫吉峰等针对绥芬河斜拉桥转体施工, 探讨了温度效应影响, 进行了转体施工与其它施工方法的经济效益分析[4,5]。

1 工程概况

丰沙铁路分离式立交斜拉桥位于北京市六环路公路工程良乡至寨口段六环路与丰沙铁路相交处, 上跨丰沙铁路, 与丰沙铁路相交角度约40°, 铁路路堤斜交宽度约75m。由于铁路路堤较陡, 为保证铁路路基的稳定和列车的正常运营, 确定采用斜拉桥主桥平衡水平转体施工。

该桥跨径组合为56m+100m+70m+37m, 为四跨连续子母塔单索面预应力混凝土部分斜拉桥, 其中100m跨为跨铁路部分, 如图1所示。

2 转体施工工艺

2.1 转体结构组成

本桥转体球铰位于3#墩顶, 转动体系包括182m长现浇主梁、塔柱、上盘牵转台、牵引系统;转体重量约15000t, 整体平转角度40°, 转体部分主梁布置及转盘立面图如图2所示。

转体:是靠牵引上转盘上预埋的2束19-7φ5钢绞线来实现的, 钢绞线束缠绕在上转盘周边, 自由端穿入牵引反力座预留槽口, 采用连续张拉千斤顶牵引。启动阶段, 在上转盘撑脚与千斤顶反力座之间设4～6组千斤顶助推。

平转牵引索:采用2组19-7φ5钢绞线, 牵引索固定端用P锚锚于上转盘内, 锚固长度不少于4m, 在索道上环绕3/4周后沿切线进入牵引反力座。

牵引动力:采用2台QDCL2000型连续张拉千斤顶, 配备ZLDB液压泵站, 连续、自动、同步牵引钢铰线索。设计计算启动牵引力为141.6t, 每束牵引索转动牵引力为70.8t, 施工中启动时总的水平牵引能力达300t, 满足牵引需要。

2.2 球铰制造要求

转盘球铰各零件的外形尺寸及公差使用钢直尺、卷尺测量, 应符合设计图纸的要求。转盘球铰各零件的组焊应严格按焊接工艺要求操作, 并采取措施控制焊接变形, 焊缝应光滑平整, 无裂缝、咬边、气孔、夹渣等缺陷。上下球铰制造成型后, 应进行验收检查, 其验收标准为:

⑴上、下球铰的球面板压制成型后, 各处的曲率半径要相等, 其误差在±2mm以内;

⑵上、下球铰球面的水平截面应为圆形, 椭圆度不大于1.5mm;

⑶上、下球铰的工作球面需进行机加工, 加工后的表面粗糙度不大于3;

⑷球铰边缘各点高程要相等, 其误差不大于1mm, 球铰边缘不得有翘曲变形;

⑸组焊后, 上下球铰的中心轴应与转动轴重合;

⑹与上、下球铰焊接的定位轴套管中心轴应与转动轴重合, 其误差不大于1mm, 且钢管中心轴与球面截面圆平面保持垂直, 其倾斜度不大于3‰;

⑺球铰在制造厂内组装好并连接牢固, 要使用定型支架运输, 以防变形。

2.3 体结构牵引力、安全系数及时间计算

2.3.1 牵引力计算

转体总重量W=150000KN, 其磨擦力计算公式:F=W×μ, 启动时静磨擦系数按μ=0.1, 静磨擦力F=W×μ=15000KN;转动过程中的动磨擦系数μ=0.06, 则动磨擦力F=W×μ=9000KN。

转体按拉力计算T=2/3× (R×W×μ) /D, 其中:R为球铰平面半径, R=190cm, W=150000KN, D为转台直径D=1060cm, μ静=0.1, μ动=0.06, 则启动所需最大牵引力T=2/3× (R×W×μ静) /D=1792.5KN<2000KN, 转动过程所需牵引力T=2/3× (R×W×μ动) /D=1075.5KN<2000KN, 动力储备系数2000KN/1792.5KN=1.12。

2.3.2 安全系数计算

牵引钢绞线的安全系数:19根/台×260KN/根/1792.5KN=2.76, 牵引钢绞线的容许牵引力满足要求。

2.3.3 转体时间计算

千斤顶的牵引速度V= (L/S) ×60, 其中:L为泵头每分钟的流量, S为张拉活塞面积, 则通过计算V=3.84m/h;整个转体所用时间T=LS/V, LS为转盘所走的弧线长度LS= (10.6×3.14) /360×40=3.700m, 通过计算转体理论时间T=3.700/3.84=0.964 h≈58min, 转体前准备时间10min, 手动调位时间30min, 精确定位时间20min, 预计转体时间合计为2h。

3 转体施工方案

将转体扭矩分成两部分, 一部分是按动摩擦系数计算所需的扭矩, 采用上转盘预埋的2×19-7φ5钢铰线牵引克服。第二部分是转体起动阶段按静摩擦力计算所产生的扭矩, 扣除上转盘预埋钢束牵引力产生的扭矩的剩余部分扭矩, 靠在滑道处钢管砼撑脚内外侧的千斤顶反力座向撑脚施加压力克服。

转体施工时, 先对牵引钢束施加拉力收紧, 然后对钢管撑脚按100KN逐级加载直至结构开始启动为止, 起动后对钢管砼撑脚的顶推力自动失效, 全部靠钢束牵引结构转动。转动应连续, 并全程跟踪观测线型与应力, 控制最大线速度, 并精确合拢、制动、微调定位, 具体施工方案与工序见工艺流程图如图3所示:

3.1 质量控制标准

⑴严格掌握结构的尺寸和重量, 其尺寸允许偏差为±5mm, 重量偏差不得超过±2%, 桥体轴线平面允许偏差为预制长度的1/5000, 轴线立面允许偏差为±10mm。

⑵环道转盘应平整, 球面转盘应圆顺, 其允许偏差为±1mm;环道基座应水平。3m长度内平整度不大于±1mm, 环道径向对称点高差不大于环道直径的1/5000。

⑶进行平转时, 应对全桥各部位包括转盘、转轴、风缆、电力线路、梁体下的障碍等进行测量、检查, 符合要求后, 方可正式平转。下滑盘采用四氟板做滑板支垫, 应密切注意四氟板接头和滑动支垫情况。

⑷旋转到距设计位置约5°时, 应放慢转速, 距设计位置相差1°时, 可停止外力牵引转动, 借助惯性就位。

⑸下滑道应利用劲性骨架定位螺栓作精确调平, 要求每3m弧长范围滑道顶面高差不大于1mm。

⑹转体角速度控制:转体角速度W≤0.02rad/min;主梁端部水平线速度V≤1.2m/min;以确保转体过程平衡、安全。

⑺转体动力系统应具有自动控制和手动控制两种功能, 当主梁端部即将到达设计位置前100cm时, 采用点动操作, 并与测量人员密切配合, 获取点动操作时最大弧长转体数据。

⑻转体时风力应小于4级。

3.2 安全质量保证措施

3.2.1 防倾保险措施

⑴防倾保险体系是转体施工方法中的重要保证措施, 根据设计, 转体的全部重量由球铰承担, 但转体结构受外界条件或施工的影响易出现倾斜。因此, 宜设置内环保险撑腿和用于调整倾斜的千斤顶。

⑵利用上转盘上环形布置的撑脚作为内环保险腿, 与下滑道间预留3～5mm间隙, 在转体荷载作用下, 沿滑道转动时应留有间隙, 便于确定荷载状态和转体姿态的调整。滑道上清理干净, 涂抹黄油四氟粉, 便于撑脚滑移。沿滑道外测布置4台YDC4500型千斤顶, 便于转体施工过程中, 调整转体倾斜姿态。

⑶转体结构重心应符合设计要求, 若转体重心位置有偏差, 可通过梁上堆载调整。

3.2.2 限位控制措施

⑴限位控制体系包括转体限位和微调装置, 主要作用为转体结构转动到位出现偏差后需要对转体进行限位和调整使用。

⑵横桥向倾斜限位与微调:在上转盘上、下滑道外侧距桥中线5m位置对称布设四台YDC4500型千斤顶, 一侧起顶, 另一侧预留限位, 起顶限位值根据实测确定。调整完毕, 用型钢将上下转盘之间抄死, 撑脚与滑道间抄死。

⑶水平偏转限位和微调:利用下转盘上敷设的12对千斤顶反力座作为支点, 用两台YDC2500型及4台YDC4500型千斤顶, 顶推上转盘下撑脚, 调整转体轴线偏位。调整到位后设置限位梁, 将撑脚与千斤顶反力座之间撑死。

4 结束语

通过六环路跨丰沙铁路分离式立交斜拉桥的转体施工工程实践, 我们可以得出:

⑴转体施工在跨线路施工时, 不干扰交通、减少施工费用, 具有良好的社会与经济效益。

⑵转体球铰的加工及安装精度是保证转体成功的基础;

⑶周密完善的转体实施过程组织是确保转体施工顺利实施的关键一环。

摘要：结合北京市六环路公路工程跨丰沙铁路分离式立交桥主桥—预应力混凝土斜拉桥的转体施工, 介绍了牵引力计算、球铰制造要求、施工控制措施及安全防护措施等, 指出转体球铰的加工及安装精度是保证转体成功的基础。

关键词：转体施工,斜拉桥,球铰,施工控制

参考文献

[1]周庠天, 孙毅峰, 向宝城, 肖红文.北京石景山混凝土斜拉桥转体施工[J].预应力技术, 2004, 1:19-23.

[2]刘万伟, 段立波.北京石景山南站斜拉桥转体施工[J].公路交通技术, 2005, 1:70-71.

[3]杨振江, 巩天才.石景山南站跨越铁路高架斜拉桥转体施工技术[J].铁道建筑技术, 2004, 3:32-35.

[4]孙全胜, 傅科奇.绥芬河斜拉桥转体施工温度影响分析[J].公路交通科技, 2006, 10:55-59.

预应力混凝土斜拉桥 篇5

1 桥梁病害与加固方案

2012年2月对A、B斜拉桥进行了定期检测, 结果显示桥梁索塔下塔柱局部存在竖向裂缝, 主梁节段处顶板、底板和腹板存在局部锈蚀等问题。2012年10月检测单位对上述两座斜拉桥进行了荷载等级为汽车-超20级、挂-120的荷载试验, 结果显示主塔残余应变值与总应变的比值小于规范容许值20%, 主塔处于弹性工作状态, 建议对主塔进行加固。通过结构计算分析, 主梁上、下缘正应力值均在规范允许的应力值范围内, 主梁上的剪应力值也在规范允许的应力值范围内;索塔下缘未出现拉应力, 均处于受压状态, 索塔上缘在索塔的根部出现了0.1MPa的拉应力, 在左塔上塔柱的位置出现0.84MPa的拉应力;斜拉索的最大拉应力为612.1MPa。通过运营状态计算结果分析, 在运营阶段, 在最不利荷载组合作用下, 主梁上、下缘的正应力值均在规范允许的应力值范围内, 主梁上的剪应力值也在规范允许的应力值范围内;索塔下缘在塔梁相交的位置出现了0.14MPa的拉应力, 其他位置均处于受压状态, 索塔上缘在索塔的根部出现0.3 MPa的拉应力, 在索塔上塔柱位置出现0.87 MPa的拉应力, ;斜拉索上的最大拉应力654.2 MPa。斜拉桥塔柱病害如图1所示。

根据上述检测结果确定采用预应力碳纤维板加固技术对塔柱进行加固, 通过预应力碳纤维板预先发挥相当的强度, 从而有效利用其高强性能, 抑制结构裂缝, 提高构件抗拉能力[4,5]。加固方案为:在索塔上、下塔柱有索面外侧张拉预应力碳纤维板, 碳纤维板厚度1.4mm, 宽度100mm。

在斜拉桥索塔上塔柱有索面外部左右塔各粘贴三根长度为3 405cm的预应力碳纤维板, 碳纤维板上端距离钢塔冠最底缘64cm, 最左侧碳纤维板距离塔柱最左侧76cm, 依次向右分别间隔38cm、91cm布设第二、三根碳纤维板, 对碳纤维板施加360 MPa的初始应力, 碳纤维板两端用配套锚具锚固。在索塔下塔柱有索面外部左右塔各粘贴5根长度分别为650.6cm (左) 、581.5cm (右) 的碳纤维板, 碳板间距42.8cm, 依次交错布设 (见图2) , 竖向间距50cm, 对碳纤维板施加720 MPa的初始应力, 碳纤维板两端用配套锚具锚固。

2 施工准备

加固施工前的准备工作如下:1) 用钢筋探测仪或除去混凝土保护层的方法明确原钢筋网所在部位, 以便能确定锚具的安装位置;2) 标注锚具安装位置的中心线;3) 根据碳纤维板的自由段长度, 结合碳纤维板的张拉伸长量确定开槽位置;4) 切割凿出安放碳纤维板锚具及张拉装置的槽, 其示意图如图3所示, 其中固定端开槽尺寸为100mm×150mm×25mm, 张拉端开槽尺寸为100mm×150mm×25mm, 碳板开槽尺寸为120mm×15mm, 长度根据碳板设计长度决定。5) 标识需安装化学锚栓的各孔位置, 按化学锚栓使用说明的要求钻孔并安装M24型化学锚栓, 同时清理需粘贴碳纤维板部位的基面, 涂抹找平胶, 见图4。

由于碳纤维板属于单向碳丝拉挤成型的材料, 横向不具有约束力, 故为保证工程质量, 在进行碳纤维板张拉前, 必须对其进行约束防护。防护措施为在碳纤维板上下两面纵向各粘贴一层碳纤维布, 然后每隔50cm, 缠绕粘贴10cm宽的碳纤维布。该项防护措施在碳纤维板生产完后, 在生产工厂内完成。由于碳纤维板属于复合材料, 抗劈裂、抗震动能力较差, 很容易造成运输过程中的损坏, 所以, 在碳纤维板运输过程中, 应派专人到碳纤维板生产工厂及锚具工厂, 对碳纤维板进行抗震防护, 采用专车进行运输, 并采用专用吊车进行吊装。在碳纤维板防护措施完成后, 通过专车将碳纤维板运送至锚具厂, 进行碳纤维板锚固成索, 并进行预张拉测试, 如测试不合格, 将不能用于施工。由于索塔较高, 在进行碳纤维板安装时, 要采用50t吊车进行吊装, 保证臂长能伸到安装位置。

3 施工工艺

碳纤维板粘贴主要工作流程如图5所示, 包括:1) 安装固定端及张拉端锚具, 采用化学锚栓固定;2) 在碳纤维板混凝土基面槽内, 先涂抹碳纤维板专用胶, 涂抹厚度为开槽厚度;3) 在碳纤维板上涂抹碳纤维板专用胶, 其中固定端最后28cm及张拉端最后22cm不涂抹。

碳纤维板张拉主要步骤有:1) 化学锚栓完全固化后按张拉示意图安装碳纤维板锚具及张拉装置;2) 确保所有零部件安装正确后, 初张拉至8~10kN, 标识张拉端锚具位置;3) 分级张拉至设计初始应力, 记录每级张拉工程中的伸长量, 若发现伸长量异常, 则应停止张拉, 检查原因。张拉前用于施工的千斤顶需标定, 在每次千斤顶回程前应及时拧紧张拉端螺母, 张拉施工时非操作人员应远离施工现场, 操作人员做好必要的防护。碳纤维板张拉现场施工见图6。4) 张拉完成后拆除张拉机具, 去除碳纤维板及混凝土表面多余的结构胶;5) 封锚, 对碳纤维板锚具表面进行必要的防护处理, 见图7。

施工过程注意事项包括:1) 张拉时应认真做到孔道、锚具及千斤顶的轴线一致, 以减少孔道的摩擦损失, 便于张拉施工的顺利进行;2) 预应力张拉必须实行张拉力和伸长量双控, 在张拉之前, 需对油泵和千斤顶进行校验, 使计量仪表准确;3) 张拉时对原设计张拉力及伸长量进行复核计算, 进行重新确认, 在张拉过程中, 若出现张拉力和伸长量与设计值不同时, 应进行重新复核计算, 方可进行下步施工;4) 由于碳纤维板的张拉位于索塔, 所以必须左右同步对称进行张拉, 使索塔结构在张拉时处于均衡受力状态。

4 结语

汉十高速公路孝南互通A、B斜拉桥是无背索弯坡曲线斜拉桥, 具有独塔、桥塔后倾、无背索和塔梁固结的特点, 塔柱固结处局部受力复杂, 局部出现裂缝, 影响桥梁结构安全。加固方案采用预应力碳纤维板加固技术, 在索塔上和下塔柱有索面外侧设置张拉预应力碳纤维板。通过对碳纤维板张拉以及混凝土与碳纤维板间的良好粘结性, 很好改善了桥塔塔柱局部受力, 加固效果良好, 具有推广应用价值。

参考文献

[1]JTG D62—2004, 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

[2]JTG/T J22—2008, 公路桥梁加固施工技术规范[S].

[3]何贤锋, 彭晖, 罗杰.外部粘贴预应力碳纤维板技术加固桥梁结构的工程应用与评估.中国铁道科学, 2007, 28 (2) :139-144.

[4]叶列平, 庄江波, 曾攀, 等.预应力碳纤维布加固钢筋混凝土T形梁的试验研究[J].工业建筑, 2005, 35 (8) :7-12.

斜拉桥主梁应力测试流程研究 篇6

施工过程的现场测量环节的建立不仅可修正理论参数, 保证施工控制预测的可靠性, 同时又是一个安全警报系统, 通过该环节可以及时发现和避免桥梁结构在施工过程中出现异常情况或更为严重的结构破坏情况;另外, 该测量环节还可以在斜拉桥使用中对其安全状况进行测量, 为桥梁的科学管理与维护提供数据资料。因此非常有必要对大跨度混凝土斜拉桥进行监测。

1 应力应变监测

1.1 应力应变监测方法

怎样观测混凝土应力, 是一个复杂的技术问题。

目前应力监测分直接法和间接法两种。直接法是通过传感器直接感知混凝土内部应力的一种方法。早在1952年Carlson就宣布研制成了一种应力计, 但是该仪器只能测量混凝土的压应力, 不能测量混凝土的拉应力, 而且其价格昂贵, 不适合斜拉桥应力监测多截面多测点的要求, 所以极少使用。间接法是先通过传感器测出混凝土内部的应变以及弹性模量, 再换算成应力的一种方法, 也是目前国内外较多采用的一种方法。

1.2 监测截面和测点布置

1.2.1 截面位置的确定

一般截面可以选择在0#块根部、L/8、L/4、3L/8、L/2、边跨合拢段、中跨合拢段等处。

1.2.2 截面的测点布置

由于应力测量具有一定的离散性, 为了保证各个断面应力测量的准确性, 因此每个断面的上下翼缘应均匀布置2～3个传感器。如某桥主梁断面可以这样布置测点, 见下图1。

2 应力测试流程

为了增加徐变参数识别的可靠性, 可以分阶段进行多次识别。每次识别前, 进行一次全桥索力测量, 并同时进行应变测量。通过实测索力计算中性轴应力, 与通过实测应变计算出的中性轴应力对比, 识别出徐变参数, 再把此参数应用于所有测点, 便可以得出所测的实测应力。测试及计算流程见图2 (右上图) 。

3 应力测试精度可靠度研究方法

在结构可靠度分析计算中几种常用方法, 包括蒙特卡罗法、一次二阶矩法、JC法及响应面法、响应面—蒙特卡罗法。本文采用的研究方法是响应面—蒙特卡罗法。

响应面法可以将功能函数近似表达为显式的二次多项式, 再结合J C法即可进行结构可靠度计算, 适用于功能函数无法表达为基本随机变量显式函数的情况, 计算效率较高。但该法不可避免地存在线性化带来的误差, 为了克服响应面法的上述缺点, 本文提出了一种改进的响应面法, 即响应面-蒙特卡罗法。它综合了响应面和蒙特卡罗法的优点, 同时又分别克服了各自的缺点, 具有精度高、计算量少的特点, 是目前一种较理想的结构可靠度分析方法。

应力测试精度可靠度研究步骤:

1) 采用响应面—蒙特卡罗法, 拟合出适合应力测试的功能函数表达式。同时, 统计随机变量的特性, 得出其均值、标准差和分布型;

2) 编制和调试出适合应力测试精度可靠度研究的响应面蒙特卡罗法程序, 把随机变量的样本数代入确定性分析程序, 得出各个相应的应力结果值;

3) 进行应力测试结果的统计特性分析, 得出其均值、标准差和分布型, 并统计其在不同精度区间的可靠度;

4 结语

如上面所述, 施工监控中应力监测的理论已相当完善, 并在工程实践中的应用也相当丰富。同时对于施工过程中出现的偏差, 如混凝土的弹性模量的改变、主梁温度场的变化、主梁的超方问题、索力的偏差问题, 应该引起重视。为了科学合理地判断这些偏差, 建立以概率论为基础应力测试理论, 十分重要。本文探讨的应力测试精度可靠度方法—响应面—蒙特卡罗法具有精度高、计算量少的特点, 是目前一种较理想的结构可靠度分析方法。

摘要：施工过程的现场测量是斜拉桥施工监控系统的一个重要组成部分, 斜拉桥主梁应力测试属于现场测量的一部分。本文主要对应力测试流程进行了介绍, 最后探讨了其测试精度可靠度计算的方法——响应面—蒙特卡罗法, 该方法具有精度高、计算量少的特点, 是目前一种较理想的结构可靠度分析方法。

关键词：应力应变监测,响应面—蒙特卡罗法

参考文献

[1]铁道部大桥局桥梁科学研究所.斜拉桥.科学技术文献出版社, 1992.

斜拉桥索梁锚固结构应力分析 篇7

安庆长江大桥主桥为主跨510m的双塔双索面钢箱梁斜拉桥。钢箱梁为扁平闭口流线形,索梁锚固为钢箱式锚固结构。该结构锚箱处板件较多,连接复杂,索力较大,加上斜拉索索力对腹板会产生附加弯矩,通过理论分析和计算研究,该区域都难以准确反映其真实的应力分布情况。为此,对钢箱梁与斜拉索的锚固结构进行了静载试验,以研究锚箱附近的应变和应力状态。

1试验模型及试验基本情况

试验模型主要包括模拟主梁、模拟索塔及张拉钢绞线三部分。模拟主梁采用了4.75m的长度,锚箱箱体及与之连接的腹板采用了与实际结构一致的尺寸及连接方式,主梁顶、底板则加厚并向锚箱一侧延伸,采用宽1.2m、厚0.05m的板件。模拟索塔采用箱形钢结构构件,一方面模拟主梁的约束条件,另一方面作为加载的反力构件。张拉杆用于模拟斜拉索进行加载,加载通过安装在模拟索塔张拉架上的900t级千斤顶进行。

该桥的最大设计索力为460t,由此确定试验加载工况。进行3种工况加载:工况Ⅰ分级加载到最大设计索力;工况Ⅱ分级加载到1.7倍最大设计索力;工况Ⅲ分级加载到1.9倍最大设计索力。

2 试验结果及其分析

2.1 应力分布分析

锚箱由顶板、底板、侧板、承压板、肋板构成。其中肋板不是主要受力构件,其应力较小,而承压板受力简单。此外,试验主要关心的是锚箱结构在最大设计索力460 t下的受力情况。因此只对工况Ⅰ实际1.0倍最大设计索力下,锚箱顶板、底板、侧板进行分析。根据试验测得的应变,可算得锚箱板件各测点的主应力及其作用方向,见图1～图4。

从图1,图2可以看出,锚箱顶、底板均以受压为主,且受力呈现一定的规律性。主压应力方向大致平行于板边缘,即平行于张拉钢绞线方向。而在垂直于该方向,锚箱顶、底板的受力相对较小。在锚箱顶、底板靠腹板侧主压应力中间小两头大。在另一侧则相反,主压应力呈现中间大两头小的规律。在顶、底板中间,主压应力从其靠锚箱承压板端向另一端递减。由此表明,锚箱结构为偏心受压状态,使得顶、底板存在受扭现象。锚箱顶、底板在其自由端靠腹板侧应力较大,而且对于顶板,在此处另一方向还存在较大的主拉应力。

从图3,图4可以看出,锚箱内、外侧板的两侧以受压为主,其主压应力方向大致平行于张拉钢绞线方向。而在垂直于该方向,内、外侧板的受力相对较小。锚箱内、外侧板在中间靠槽口处以受拉为主,主拉应力方向垂直于张拉钢绞线方向。而在另一端,外侧板仍以受拉为主,内侧板则以受压为主。锚箱内、外侧板的最大主压应力均发生在其靠锚箱承压板端,并由此向另一端递减。

2.2 应力发展进程分析

为了研究应力随加载的变化进程,在工况Ⅱ下,进行14级加载。即采用分级加载从1级0.2倍最大设计索力到14级1.7倍最大设计索力。取锚箱内、外侧板部分测点,根据其各级加载所得主应力,计算得各级加载等效应力,见图5。

从图5中可以看出,荷载与应力呈线性关系。表明在1.7倍最大设计索力,即782 t索力范围内,锚箱内、外侧板均未屈服,结构受力呈线性状态。

3 三维有限元仿真分析

本次试验模型的有限元计算,采用的是大型通用程序ANSYS。计算模型主要采用空间板壳单元Shell43建立,在锚箱承压板和索塔上斜拉索锚固承压板处,采用了接触单元Targe170和Conta174。由于模型中的斜拉索只是起加载作用,因此计算时采用两锚固处的等效分布荷载代替。

从图6中可以看出,锚箱顶、底板在其自由端靠腹板侧主应力较大,且应力沿斜拉索方向逐渐减小,到达承压板附近又迅速增大,最大压应力处达到248 MPa,等效应力为224 MPa。锚箱内、外侧板在其靠锚箱承压板端应力最大,且应力向自由端方向逐渐减小。锚箱以受压力为主。锚箱加劲肋板应力较小。

4 试验实测值与有限元计算值比较

根据主应力,可算得测点实测等效应力值,并把该等效应力值与有限元计算的等效应力进行比较,见表1,表2。

MPa

MPa

从表1,表2等效应力实测值与计算值的比较中可以看出,大部分测点的试验实测值和有限元计算值很接近。证明试验结果符合力学规律,是可信的。同时,也证明采用三维有限元分析的索梁锚固结构应力基本能够反映实际应力分布规律。

5结语

锚箱顶板、底板、侧板均以受压为主,主压应力方向大致平行于张拉钢绞线方向,而在垂直于该方向的受力相对较小。锚箱顶、底板最大主压应力均在靠腹板侧近主梁端,而侧板的最大主压应力值均在靠锚箱承压板端,并由此向另一端递减。在锚箱顶、底板靠腹板侧主压应力中间小两头大;在另一侧则相反,主压应力呈现中间大两头小的规律;在中间主压应力从锚箱承压板端向另一端递减。在782t索力范围内,锚箱结构受力呈线性状态。

有限元计算应力值与实测应力值吻合较好,证明试验结果可信,而且三维有限元方法可以用于估算实际索梁锚固结构的应力分布。

参考文献

[1]严国敏.现代斜拉桥[M].成都:西南交通大学出版社,1996.

[2]林元培.斜拉桥[M].北京:人民交通出版社,1998.

[3]刘庆宽,强士中,张强,等.斜拉桥锚箱式索梁锚固区应力分析[J].桥梁建设,2001(20):66-67.

[4]沈锐利.大跨度桥梁及城市桥梁[M].成都:西南交通大学出版社,2002.

[5]鄢余文.安庆长江大桥索锚固结构静载与疲劳试验研究[D].成都:西南交通大学,2005.