三跨连续钢结构（精选4篇）
三跨连续钢结构 篇1
城市人行天桥主要活荷载为人群荷载,行走作用下的振动是人行天桥在正常使用极限状态设计中所需要考虑的重要问题。我国现行规范CJJ 69—1995《城市人行天桥与人行地道技术规范》(以下简称《规范》)2.5.4条规定:“为避免共振,减少行人不安全感,天桥上部结构竖向自振频率不应<3 Hz。”《规范》对此规定无相关解释性条文。
本文以青岛市某三跨连续钢结构人行天桥为例,采用有限元软件分析人行天桥在上部结构及下部结构刚度变化情况下桥梁1阶自振频率的变化情况。
1 桥梁人行荷载特点及设计规范
1.1 人行荷载特点
人行激励振动的特性取决于人行荷载的特殊性。人的行走由连续的步子形成,具有周期性。这种周期性激励在竖向和侧向都可以用傅里叶级数的形式表示,级数中高阶频率是基频的整数倍,但基频的大小在竖向和侧向不同。竖向振动由人行走时重心的上下起伏对桥面产生的垂直方向上的动力荷载引起。行人的正常行走步频介于1.6 Hz(慢走)和2.4 Hz(快走)之间,平均值大约是2 Hz(2步·s-1),且标准差较小[1]。因此,人行竖向激励的傅里叶级数的基频大约是2 Hz,其他主要频率成分有4Hz、6 Hz和8 Hz。理论上,当人行天桥的自振频率落在人行激励基频(2 Hz)或高阶频率(4 Hz,6 Hz)附近时,人行天桥就可能发生共振。但由于结构阻尼的存在,只有当人行荷载具有足够的能量时,共振才会真正发生[2]。因此我国《规范》对于天桥上部结构竖向自振频率≥3 Hz的规定有其理论依据。
1.2 有关设计规范
各国规范[3]对于人行天桥自振频率的规定也有所不同。欧洲国际混凝土委员会规范CEB(1993)和瑞士规范SIA160(1989)建议避免使人行天桥的竖向振动固有频率f0落在1.6~2.4 Hz和3.5~4.5 Hz的范围内。这些限制是基于正常的人行步频处于1.6~2.4 Hz,其2阶谐波频率在3.2~4.8 Hz之间的假设。日本规范仅要求f0不应落在1.5~2.3 Hz范围之内,日本规范与我国规范要求基本一致,即限制人行天桥固有频率不应处于人行步频基频范围内。
2 工程介绍
本文计算桥梁为三跨连续钢结构箱梁,跨径组合为(30+47+30)m,两侧接引桥,采用牛腿型式进行搭接,牛腿长度2.4 m。下部结构为桩柱式基础,结构模型见图1。
其中2号桥墩与上部结构主梁固结,其余桥墩与上部结构间均采用单向活动支座支撑。上部结构横断面见图2,牛腿处构造见图3。
3 影响桥梁自振频率的因素与计算结果
3.1 影响桥梁自振频率的因素
用能量法近似求解结构的自振频率的公式见式(1):
式中:ω为圆频率,为频率;l为桥梁跨度;E为截面弹性模量;I为截面的惯性矩;Y(x)为位移形状函数,与桥梁跨度l成反比;为平均质量。
由式(1)可以看出在桥梁跨度不变的情况下,箱梁的频率与以下因素有关。
1)截面抗弯刚度。与频率成正比,其中EI为截面的抗弯刚度。E为截面弹性模量,I为截面的惯性矩。相同材料桥梁I越大,其自振频率越大;而截面的惯性矩主要与截面高度有关,截面高度越大,惯性矩越大。因此,增大截面高度是人行天桥降低频率的有效方法之一。
2)箱梁质量。采用钢箱梁可降低桥梁自重,同时降低桥梁的自振频率。
3)边界条件。根据《规范》中2.5.4规定,桥梁上部结构竖向自振频率≥3 Hz。但当桥梁上部结构与下部结构固结时,位移形状函数Y(x)受下部结构刚度影响较大。因此,对于不同刚度的下部结构的桥梁,其整体结构的自振频率存在较大差别。
3.2 计算结果
1)上部结构刚度与自振频率的关系。在上部结构抗弯刚度EI变化(加劲肋及横隔板不变,梁高和板厚变化)的情况下,桥梁1阶自振频率的计算结果见表1。
由表1可见,在其他设计条件不变的情况下,通过改变上部结构刚度,可提高桥梁的自振频率(本文只针对梁高和钢板厚度进行分析)。梁高越大,钢板厚度越大,自振频率越大。因此,设计时应综合考虑结构整体受力(包括应力、位移、稳定等)与经济美观要求确定最佳梁高和钢板厚度。
2)下部结构刚度与自振频率的关系。因该桥下部结构2号桥墩与上部结构固结,下部结构刚度对桥梁自振频率存在较大影响,在下部结构抗弯刚度变化的情况下,桥梁1阶自振频率计算结果见表2。
由表2可以看出,通过改变柱截面尺寸可以提高桥梁整体的自振频率,因此设计中采用(1.2×1.2)m方柱,桥梁自振频率为3.0 Hz。
4 结语
1)人行天桥设计时必须考虑行人行走的舒适性,如频率接近行人行走频率会产生不舒适感。
2)钢箱梁梁高及板厚的选取,理论上可根据受力等要求及造价选择最优方案,本文未就梁高及钢板板厚的最优值进行讨论。
3)现行《规范》规定的人行天桥的自振频率未考虑下部结构整体受力,作者认为有必要对其做进一步的补充修订。
摘要：以青岛市某三跨连续钢结构人行天桥为例,采用有限元软件建立人行天桥模型。分析人行天桥在上部结构及下部结构刚度变化的情况下,桥梁1阶自振频率的变化情况。提出了设计中如何控制自振频率的方法。
关键词：三跨连续钢结构,人行天桥,自振频率
参考文献
[1]沈晔,葛春辉.人行桥自振频率的分析与计算[J].特种结构,2004(3):53-55.
[2]HUANG J C.Program instrumentation and software testing[J].Computer,1978,11(4):3-5.
[3]孙利民,闫兴非.人行桥人行激励振动及设计方法[J].同济大学学报:自然科学版,2004(8):996-999.
三跨连续钢结构 篇2
大桥桥梁范围内地质条件复杂, 桥址区地貌类型属盐湖平原, 地势平坦开阔, 区域内广泛分布湖积细砂, 其力学性质较差。地表细砂多形成盐壳, 呈海浪状、核桃皮状及龟裂状等, 局部为薄层结皮。主桥上部结构为 (40+70+40) m三跨PC变截面连续箱梁, 由上、下行分离的两个单箱单室箱型截面组成。单个箱体顶板宽13.25m , 厚0.28m, 设2%的横坡;底板宽6.75m, 厚度由0.3m从跨中至距主墩中心3.75m范围按二次抛物线变化成0.8m, 横桥向底板保持水平;箱梁根部梁高3.8m, 跨中梁高1.8m, 箱梁梁高从距跨中1.0m至距主墩中心3.75m处按二次抛物线变化。除在主墩墩顶设置一道厚2.5m的横隔板, 边跨端部设厚1.5m的横梁外, 其余部位均不设横隔板。
2.有限元单元及施工阶段划分
取1m长的梁段进行分析, 横向框架静力计算以平面杆系理论为基础, 采用桥梁博士进行结构分析。全桥主梁共划分为42 个单元。横向框架施工阶段分为3 段, 具体施工阶段划分见表1。
4.施工阶段应力验算
施工阶段桥面板正应力见图2~图4。施工阶段中, 桥面板最大压应力为5.4MPa, 最大拉应力-1.1MPa, 混凝土压应力容许值为, 施工阶段应力均满足规范要求。
5.结构验算
在承载能力极限状态组合1 下, 框架最大最小抗力及相应内力见图6。从图中可看出, 箱梁各截面抗力均大于对应的内力, 正截面强度验算合格。
7 结论
采用桥梁博士有限元软件, 对该三跨变截面连续箱梁桥进行横向框架分析, 对施工阶段的主梁正应力进行分析, 结果表明主梁在施工中应力能满足结构要求。此种横向框架分析也为同类单箱单室箱梁提供了参考。
参考文献
[1]张玲.高原盐湖区地基处理施工技术[J], 岩土工程学报, 2008.
[2]张学文, 王喜成.浅析体外预应力变截面箱形连续梁桥的特点[J], 黑龙江交通科技, 2003.
三跨连续钢结构 篇3
从以上实例可看出, 地震 (特别是近场地震) 对于桥梁的破坏作用日益明显。近场地震动具有高峰值地面加速度以及高峰值地面速度的特性, 可显著改变结构响应, 使结构产生较大的内力和位移。文本将对对碰撞现象对隔震连续梁桥结构产生的不利影响进行研究。
1 碰撞模型的建立
本文选用文献[3]所提供的桥梁模型。三跨连续梁桥, 跨径为30+30+30m。主梁采用单箱三室截面, 采用40#混凝土, 各桥墩高度相同, 均为8.1m, 双柱式桥墩。
本文采用SAP2000非线性有限元软件建立桥梁有限元模型。该有限元软件由于其拥有强大且高效的计算功能, 以及提供大量特殊非线性连接单元, 其中包括了铅芯橡胶支座单元 (Rubber Isolator) 以及之后要用到的模拟碰撞的缝单元 (Gap) 。Link型单元中的Gap用以模拟梁体碰撞受力性能, 需要设置open和刚度等参数。SAP2000的Gap单元采用线性弹簧模型, 即弹簧与间隙单元串联的形式。其中open为间隙单元参数, 反映碰撞体间的间隙距离, 必须为0或正值;刚度参数是线性弹簧模型中弹簧部分的刚度, 用以模拟碰撞时的碰撞刚度。桥梁伸缩缝设置于跨中1/4处。其中碰撞力表示为:
式中kl为碰撞的刚度;gp为初始间隙;d为单元坐标系中弹簧的变形。
讨论碰撞单元刚度kl的不同的值, 会对碰撞力峰值Fcmax产生较大影响。考虑不同刚度kl的取值, 得到不同的碰撞力峰值Fcmax。当kl≤106N/m时, 碰撞力峰值cFmax≤105N此时碰撞力是比较小的。随着碰撞单元刚度的继续增大, 碰撞力也显著提高。由此可知碰撞单元刚度值的选择直接影响碰撞后的结构反应。因此碰撞单元刚度的合理取值就显得尤为重要了。
对于碰撞单元各参数, 碰撞弹簧刚度可以取为主梁的轴向刚度。
初始间隙gp取20mm。
2 碰撞对桥梁结构的影响
选用将PGA调整为0.4g的El-Centro波与近场地震LCN257波为地震动输入。在两种地震波作用下, 碰撞力的大小明显不同, 在El-Centro波作用下碰撞力峰值为1.250×107N, 而在近场地震波LCN275作用下碰撞力峰值为1.442×10e7N, 两者相差两个数量级, 分别达到结构总质量的55.5%和64%。且近场地震作用下的碰撞次数明显多于普通地震波作用下的。因此近场地震作用下的碰撞效果是更为显著的, 必须引起更多关注。
对于连续梁桥桥墩而言, 在地震作用下桥墩下部易发生破坏, 因此应着重关注碰撞对墩底所受剪力和弯矩的影响。在近场地震波L C N 2 7 5激励下, 碰撞发生在桥墩较高的梁缝位置, 因此碰撞对较高桥墩的影响较大。考虑碰撞时墩底所受的剪力与弯矩比不考虑碰撞时明显要大, 有的时刻甚至超出1倍多。因此梁间的碰撞对桥墩的受力具有非常大的影响, 桥墩很有可能由于碰撞的影响而导致剪切破坏或弯曲破坏, 在工程设计中应引起充分重视。
对于有无碰撞发生梁体伸缩缝左右加速度比较可以发现, 在每次发生碰撞时, 伸缩缝左右两端的加速度都会发生突变, 变化值较大, 左端最大加速度值达到6.8 m/s 2, 右端最大加速度值达到6.6m/s2。而通过比较在碰撞作用发生以后, 伸缩缝左右两端的位移和速度数值上发生的变化不大。因此可知碰撞不会显著增加或减小桥伸缩缝两端的位移和速度, 但会使位移差和加速度在碰撞发生后发生改变。
通过对比支座在近场地震激励下考虑碰撞和不考虑碰撞时的剪力时程曲线, 可得出在碰撞发生时, 隔震支座受到的剪力是不考虑碰撞时的1.5倍左右。在碰撞发生时, 支座受到的剪力突然增大很多。而这个冲击力对支座造成的破坏是不容忽视的。
除此之外, 在对桥梁的隔震设计中, 由于隔震支座会放大桥梁上部结构的位移反应, 因此会加剧近场地震作用下碰撞对于桥梁的影响。本文所提供的隔震桥梁, 其上部结构的位移响应较非隔震的桥梁放大了2倍, 这点是值得关注的。
3 结语
本文运用SAP2000非线性有限元程序, 建立了一座三跨连续隔震梁桥模型, 并对其在近场地震作用下的碰撞响应进行了分析, 讨论了曲线桥梁最不利地震输入角度及强震时隔震曲线桥梁梁间碰撞特征。通过对各种工况下计算结果的分析, 得到以下结论:
(1) 对于碰撞单元, 随着碰撞单元刚度的增大, 碰撞力也显著提高。碰撞单元刚度值的选择直接影响碰撞后的结构反应。因此碰撞单元刚度的合理取值就显得尤为重要了。
(2) 在近场地震波LCN275作用下碰撞力峰值为1.442×107N, 达到结构总质量64%, 且近场地震作用下的碰撞次数明显多于普通地震波作用下的。因此近场地震作用下的碰撞效果是更为显著的, 必须引起更多关注。
(3) 考虑碰撞时墩底所受的剪力与弯矩比不考虑碰撞时明显要大, 某些时刻甚至超出1倍多。因此梁间的碰撞对桥墩受力具有非常大的影响, 桥墩很有可能由于碰撞的影响而导致剪切破坏或弯曲破坏, 在工程设计中应引起充分重视。
(4) 通过比较在碰撞作用发生以后, 伸缩缝左右两端的加速度都会发生突变, 而位移和速度数值上发生的变化不大。因此可知碰撞不会显著增加或减小桥伸缩缝两端的位移和速度, 但会使位移差和加速度在碰撞发生后发生改变。
摘要：近场地震动具有高峰值地面加速度以及高峰值地面速度的特性, 可显著的改变结构响应, 使结构产生较大的内力和位移。对于隔震连续梁桥, 在近场地震作用下由于伸缩缝相邻两跨梁之间或是梁与桥台之间运动的不协调导致发生碰撞, 这种碰撞现象可能会造成梁体的严重破坏.而由于隔震支座的影响, 会放大桥梁上部结构的位移, 加重桥梁碰撞。本文即对碰撞现象对隔震连续梁桥结构产生的不利影响进行了研究。
关键词：近场地震,连续梁桥,碰撞,隔震支座
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]孟宪锋, 朱晞.近场地震作用下高速铁路简支梁桥的碰撞行为[J].北京交通大学学报, 2006, 19 (6) :73～76.
三跨连续钢结构 篇4
组合梁桥是指用剪力键将钢板梁、钢箱梁等构件和钢筋混凝土桥面构件结合在一起形成组合截面的一种复合式结构。组合梁桥采用最多的是简支梁桥, 因为简支梁上部受压、下部受拉, 与组合梁的材料分布相适应[1]。由于连续梁较简支梁具有结构静动力刚度大、行车舒适性高的优点, 随着技术的发展, 组合梁的使用也逐渐拓展到连续梁桥。由于连续梁桥不可避免的存在相当大的负弯矩, 控制混凝土桥面板的开裂是设计的重点之一[2,3,4]。国内学者邵长宇[5]、王燕[6]等人采用了施加预应力、支点升降等抗裂措施, 取得了良好的抗裂效果。
本文以温州市下斜河大桥为工程背景, 进一步定量分析了影响桥面板开裂的各种因素, 在此基础上评估各种抗裂措施的实施效果。
1 工程背景
温州市六虹桥路延伸段是温州市西部重要的一条城市主干道。由于西部瓯海新城的快速开发, 并逐渐投入使用, 六虹桥路延伸段的建设也变得日趋紧迫。为满足建设单位一年完成设计施工的任务要求, 作为工程的重要控制性节点的下斜河大桥, 在设计过程中经多方比选, 采用了三跨变截面钢—混组合梁的方案, 在施工速度和工程造价等方面取得了平衡。
2 桥梁总体结构设计
桥梁所跨越的下斜河为温州市准七级航道, 规划道路红线和河道交界仅为26°, 为减少主跨跨径, 桥梁横向采用左右幅分离式错孔布置。左幅桥为2×30 m简支小箱梁+ (44.4+69.8+44.4) m钢混组合梁+2×30 m简支小箱梁, 右幅桥为1×30 m简支小箱梁+ (45.725+72.256+45.725) m钢混组合梁+3×30 m简支小箱梁。钢混组合梁单幅宽度为12.5 m, 人行道宽2.5 m, 车行道宽9.5 m, 防撞护栏宽0.5 m。设计荷载为城—B汽车荷载、3.45 k N/m2人群荷载。
主桥组合梁采用双箱单室结构, 钢梁断面采用槽形断面, 混凝土桥面板厚度为35 cm。中支点处梁高3.5 m, 中跨跨中和边支点处梁高2.395 m, 梁高延梁长按二次抛物线布置。中支点处钢梁底板厚30 mm, 钢梁顶板厚30 mm, 腹板厚25 mm。边支点和中跨跨中处钢梁底板厚25 mm, 钢梁顶板厚30 mm, 腹板厚20 mm (见图1~图3) 。
3 混凝土拉应力产生的因素分析
1) 钢—混组合连续梁由于其结构的特性, 中支点处在自重和活荷载的作用下截面上部自然地出现拉应力, 这是结构规律使然。
2) 由于混凝土材料存在收缩徐变的特性, 而钢材并无上述特性, 当混凝土发生收缩徐变的时候, 钢材对混凝土产生约束, 类似于温度梯度的作用, 组合截面也会产生相应的自应力和次应力。这部分作用产生的拉应力占有相当大的比例。
3) 温度梯度和不均匀沉降等可变作用的影响。
各个工况对中支点桥面混凝土产生的拉应力如表1所示。
由表1可知, 由于施工工序的影响, 中支点混凝土桥面板并不承受结构 (钢梁和混凝土桥面板) 自重, 仅承受二期恒载、活荷载等后期作用, 一定程度也已大大减少混凝土桥面板的受力。在各种后期作用中, 影响最大的是收缩徐变, 占到了所有影响因素之和的41%。而其他各种因素产生的拉应力, 是由桥梁总体结构布置决定的, 在设计中已经难以减少。
4 桥梁负弯矩段桥面板抗裂措施
1) 控制混凝土开裂最有效和常规的方法即是施加预应力。本工程采用了三种方法给混凝土桥面板 (特别是中支点桥面板) 施加预应力, 分别是:a.张拉体内预应力钢束;b.中支点临时顶升;c.跨中位置临时堆载。其中2点~3点的做法其原理类似, 即是利用钢材料的弹性变形的能力, 在中支点混凝土尚未浇筑时, 先施加一个能使中支点产生负弯矩的临时荷载;在中支点混凝土浇筑并达到强度后, 再卸载该临时荷载, 此时即相当于给此处施加正弯矩, 从而给混凝土桥面板提供了预压力;d.通过调整桥面板浇筑顺序, 使负弯矩段的桥面板混凝土后期浇筑, 避免负弯矩段桥面混凝土过早的承受结构重力产生负弯矩。本工程综合使用了上述四种抗裂措施。
本工程施工顺序如下:
阶段一:钢梁架设完毕后, 浇筑边跨和中跨跨中位置处的混凝土桥面板和中支点底板处混凝土, 混凝土达到强度后, 在桥面板上施加100 k N/m的临时堆载, 并将中支点临时顶升35 cm。
阶段二:浇筑中支点顶部混凝土桥面板。
阶段三:中支点顶板混凝土达到强度后, 卸除临时堆载并回降中支点顶升高度。
具体施工顺序如图4所示。
以右幅桥为例, 上述几种方法对中支点桥面混凝土提供预压应力如表2所示。
由表1和表2可知, 本工程采用上述方法产生的预压力已足以克服混凝土桥面的拉应力, 并有一定的压应力储备。
2) 我们注意到混凝土桥面板产生拉应力的各种因素中, 占比最大的是收缩徐变, 而影响收缩徐变最主要的变量即是时间, 通常的方法是采用达到一定龄期的预制桥面板代替现浇桥面板。以本工程为例计算, 图5表示了收缩徐变产生的拉应力随混凝土龄期的变化趋势。从图中可以看到随着混凝土龄期的增长其拉应力随之降低, 但在150 d龄期之后其变化速率较小, 意味着在此之后, 预制桥面板堆仓时间的消耗并不能取得太明显的工程效果。综合本图显示的变化趋势和工程实际, 150 d的混凝土龄期是既能取得较好的工程效果, 同时预制板的堆仓时间也较为容易接受。这和其他工程实践也是相符的。但在本工程中由于工期限制, 并未采用该方法实施。
5 各种抗裂措施得失分析
1) 通过上面的分析可以知道, 预应力钢束提供了最大的预压力, 临时顶升和堆载分别次之。分析其原因, 主要是因为临时顶升和堆载这两种措施由于受到顶升设备以及钢材拉应力指标的限制, 设计中受到一定的限制, 而预应力钢束的布置在设计中便于实现。但是临时顶升和堆载这两种措施总共也提供了5.36 MPa的压应力, 相当于预应力效应钢束的66%, 其产生的效果也是相当的明显。从节约预应力材料的角度看, 相当于节省了0.66倍设计预应力钢束的材料, 其作用也是相当可观的。在一般情况下, 应优先采用这两种措施, 充分利用钢材性能提供低成本的预应力。2) 本工程设计采用无支架施工, 并通过调整混凝土浇筑的顺序, 使得中支点处混凝土不承受结构自重, 该方法也相当程度上减少了混凝土的拉应力。但是, 混凝土受力的减少意味着钢结构部分受力的增加, 结构两种材料的受力分配需要针对具体工程具体分析, 才能得出最佳的结论。根据上述工程的分析, 对于混凝土拉应力较大, 同时桥梁施工中也不便于支架施工的, 可以考虑该方法。3) 由于混凝土收缩徐变是造成混凝土拉应力的主要因素, 从上文的分析可以知道, 采用预制桥面板能有效的减少混凝土拉应力。因此, 条件允许时, 应优先采用预制桥面板, 以减少混凝土的拉应力。
参考文献
[1]吴冲.现代钢桥[M].北京:人民交通出版社, 2006.
[2]李升伟.混合梁斜拉桥钢混结合段PBL剪力键的研究[D].武汉:华中科技大学, 2013.
[3]黄彩萍.混合梁斜拉桥钢混结合段受力性能的试验研究与理论分析[D].武汉:华中科技大学, 2012.
[4]王亚齐.混合梁斜拉桥钢混结合段受力机理分析[D].武汉:华中科技大学, 2012.
[5]邵长宇.大跨连续组合箱梁桥的概念设计[J].桥梁建设, 2008 (1) :9-10.