钢管应力（精选7篇）
钢管应力 篇1
1 钢管混凝土的工作缺陷
尽管钢管混凝土结构在承受压力作用时, 由于钢管约束了混凝土, 使混凝土三向受压, 提高了混凝土的抗压承载力, 使混凝土由脆性变为塑性;钢管由于核心混凝土的存在, 其局部屈曲失稳得到了有效的防止, 其纵向承载力也得到充分发挥, 但是钢管混凝土结构也有其工作上的缺陷, 极大地限制了其应用, 具体的缺陷表现在以下几个方面:
1) 钢管混凝土仅适用于小长细比的轴心受压和小偏心受压构件, 对于大长细比的轴心受压、受弯和大偏心受压构件, 承载力的提高效果并不显著;而作为受拉构件时, 核心混凝土不参加工作, 只是钢管受力, 承载力与空钢管轴心受拉基本相同。2) 钢管对核心混凝土的被动箍紧力出现太迟, 构件在弹性阶段和弹塑性阶段的承载力没有提高, 塑性阶段承受荷载的能力虽能得到大幅度提高, 但是也将产生很大塑性变形。此外, 受荷初期增加的侧向拉应力还将使核心混凝土提早开裂。3) 一些承受移动荷载作用的构件如桥墩、拱肋、吊车柱等往往存在偏心受压状态, 这些因素的综合影响, 使构件的受压性质发生了变化, 从而进一步降低构件的承载力。
2 预应力钢管混凝土的提出
为了扩展钢管混凝土结构的应用范围, 进一步发挥它的特点, 研究者们将预应力技术运用到钢管混凝土结构中, 充分发挥两者的优越性, 提出了“预应力钢管混凝土结构”。这种结构是指在钢管混凝土构件中加设高强钢部件, 施加预应力, 从而改变构件中的内力分布, 使钢管混凝土构件部分承受轴心压力或小偏心受压。这样, 预应力钢管混凝土结构不仅可以作为长细比较大的长柱和大偏心受压构件, 而且还可用于受弯构件, 这就使得钢管混凝土的应用领域大为扩展。
3 预应力钢管混凝土的特点
预应力钢管混凝土结构除具有钢管混凝土结构的优点外还具有以下特点:1) 通过预应力技术传递部分荷载, 减小结构内力, 对于预应力连续梁还能够调整整个结构的内力分布;2) 针对内力大的杆件施加预应力, 预应力筋通过钢管混凝土承担绝大部分使用荷载, 用高强钢材代替普通钢材, 能使预应力筋强度高的优势得到充分发挥;3) 多采用无粘结预应力结构, 钢管和混凝土对预应力筋具有明显的保护作用;4) 在预应力施加阶段, 借助钢管对核心混凝土的套箍约束作用, 可使核心混凝土获得较大的预紧力, 核心混凝土在使用荷载作用下不出现裂缝, 构件刚度变大;5) 增加结构刚度和自振频率, 减少结构变形和动力影响, 增大结构跨度, 提高结构承载力;6) 对桁架、网架等结构施加整体预应力, 可调整结构内力, 结合支座位移和反力调整, 减小内力峰值, 使结构受力更合理、更优化。
4 预应力钢管混凝土的结构形式
4.1 轴心受力构件
将预应力筋放于管轴内, 并在钢管内灌注混凝土, 形成预应力钢管混凝土轴心受力构件。它既能提高抗压性能, 又能提高抗拉性能, 可用于轴压或轴拉构件。为方便施工, 也常将预应力筋放于钢管外, 形成撑杆式预应力钢管混凝土柱。施加预应力后, 撑杆对构件产生扭转约束和线位移约束, 从而提高其临界压力和稳定性。
4.2 受弯构件
当构件承受弯矩时, 可根据弯矩分布图形, 配置直线形、折线形、抛物线形预应力筋, 就像普通预应力混凝土结构一样。若弯矩较大或为方便施工, 可将预应力筋配置在体外。配筋的原则是获得最大的反向弯矩及最小的轴向压力。根据荷载的形式不同, 在构件上布置不同线形的预应力筋, 这样做可以平衡掉对结构构件产生弯曲应力和变形的那部分荷载。若外荷载全部被预应力所平衡, 则构件在外荷载和预应力共同作用下将成为一个轴向受压的结构, 即只受到轴压力的作用而没有弯矩, 也没有竖向挠度, 但这只是理论上的假设, 实际上一般很难完全抵消外弯矩, 故只能使构件由受弯改变为压弯构件, 充分利用钢管混凝土的受压特性和预应力筋的高强抗拉特性。
4.3 压弯构件
钢管混凝土特别适合用于轴心受压或小偏心受压构件, 但抵抗大偏心荷载的性能却不如钢筋混凝土柱出色。因为偏心率、含钢率和混凝土强度等级对钢管混凝土偏压短柱的力学性能有影响, 其中以偏心率的影响最大。偏心率较小时, 套箍力产生较早、发挥较充分, 其受力性能与轴压短柱类似。随着偏心率的增大, 受压区钢管混凝土的组合材料泊松比不断降低, 钢管对混凝土的套箍作用受到削弱。为了有效地提高偏心受压柱的承载力, 可在体内加偏心预应力, 使钢管产生预压偏心, 其方向与荷载偏心方向相反, 这样可减小荷载的偏心距使柱接近承载力较高的小偏心受压柱。为此, 采用在钢管内部预先施加反向偏心预应力筋的方法, 发挥钢管混凝土抗压强度高的特点, 克服截面惯性矩相对较小的弱点;同时改变其受力状态, 使大偏压接近小偏压, 减小偏心率, 增大柱子的承载能力。
4.4 拱结构
拱属于有推力的结构体系, 当拱轴线选择合理时, 拱体主要承受压力, 适合于采用钢管混凝土结构。拱的推力对拱身工作有利, 但却增加了支座的负担, 特别是在平原地区地基基础不能抵抗水平推力的情况下, 极大地增加了支座造价。为此, 利用内力平衡原理, 在拱脚处设置拉杆, 以承受拱的部分推力;如果再在拉杆中施加预应力, 将水平推力由预应力体系来平衡, 与压拱组成无推力或小推力的拱架结构体系, 成为内超静定外静定的结构, 可以大大减轻支座负担, 取得最大的经济效益。
4.5 桁架结构
在钢桁架中施加预应力, 可以把个别构件 (主要是拉杆) 做成预应力杆, 也可以对整个桁架施加预应力。根据计算分析, 对于预应力钢结构而言, 不论采用何种形式桁架和何种预应力索布置, 与未施加预应力的桁架相比, 腹杆和下弦杆比较省钢, 而上弦杆并不省钢。原因是钢压杆需要承担强度和稳定的要求。为此, 在压杆内灌注高强度混凝土, 协助钢压杆承受压力, 从而解决了强度、刚度和稳定问题, 大大节约用钢量, 改善结构的特性;同时由于利用了混凝土良好的抗压能力和索的高抗拉能力, 并可调整整个结构内各部分内力的分配, 使构件内力分布合理, 改善结构的性态, 使受力变形性能达到最佳状态。
5 结语
预应力技术的引进, 使得钢管混凝土的受力性能得到改善, 扩大了其应用的领域, 推动了钢管混凝土结构的进一步发展。
摘要：尽管钢管混凝土结构在承受压力作用时, 由于钢管约束了混凝土, 使混凝土三向受压, 提高了混凝土的抗压承载力, 使混凝土由脆性变为塑性;钢管由于核心混凝土的存在, 其局部屈曲失稳得到了有效的防止, 其纵向承载力也得到充分发挥, 但是钢管混凝土结构也有其工作上的缺陷, 极大地限制了其应用。
关键词：预应力,钢管混凝土,结构形式
参考文献
[1]钟善桐.钢管混凝土结构应用范围的扩展[J].哈尔滨建筑工程学院学报, 1994.
[2]庄一舟, 吴建华, 谢醒悔.预应力钢管混凝土结构的应用研究[J].建筑技术, 2001.
内衬PE钢管层间应力分析 篇2
1 问题描述与数学建模
1.1 问题物理描述
内衬PE钢塑复合管如图1所示, 其外层为钢、内衬为PE, 双层胶结。钢与内衬PE的物理及几何参数见表1。
1.2 数学描述及建模
为了简化分析, 我们取四分之一管道进行分析:
层压板应力应考虑三向应力状态, 应力分量有σx, σy, σz及τxy, τyz, τxz。正交各向同性材料在主方向的应力应变关系有:
应用平面坐标转换, 用层压板坐标x, y, z表示应力应变关系为:
上述式子中, σ1, σ2, σ3, σx, σy, σz均表示正应力, ε1, ε2, ε3, εx, εy, εz表示与σ1, σ2, σ3, σx, σy, σz相对应的应变, τ12, τ23, τ13, τxy, τyz, τxz均表示切应力, γ12, γ23, γ13, γxy, γyz, γxz表示与τ12, τ23, τ13, τxy, τyz, τxz相对应的切应变。
2 实验及数据分析
2.1 实验方案
本文对受热膨胀模型进行计算机建模和后处理, 以常用管径DN=60mm, 管长L=3m为例:
(1) 采用soild45单元进行建模:
(2) 输入具体材料数据, 见表1:
(3) 建模仿真, 结果见图2和图3:
其中计算机仿真典型步骤如下:
(1) 进行网格划分, 并施加约束条件:参考已有的划分网格方法[5-6], 在管径处施加对称约束:以1/4管道模拟整个圆管, 减少计算量和工作强度, 并在管中心处施加轴向位移约束:保证受热管子向两个对称方向对称延长。
(2) 输入参考温度:25℃, 本例中工作温度30℃。
(3) 进行计算机求解, 得出结果。
(4) 查看结果, 并进行记录:
2.2 原始数据记录和处理
2.2.1 钢塑管受热膨胀原始数据记录
参数条件:计算参考温度为25℃, 工作温度分别为30℃、35℃直至65℃ (按5℃递增) , 管长L=2、3、4、5直到10m以及管径DN=20、40、60、80、100mm下的PE层外表面的轴向最大切应力和径向最大正应力。
考虑到有三个变量, 为了方便计算和结果展示, 我们不妨取管径DN为组变量, 管长和温度为组内变量。由于本文篇幅有限, 只列出管径DN=20、40mm下的PE层外表面的轴向最大切应力和径向最大正应力, 其中管长L=1, 2, 3...10mm。具体如下:
2.2.2 内衬PE管热喷涂加工后初始应力仿真原始数据
我们选取较为典型的管径DN=80mm, 管长L=2m, 加工温度为300[7], 冷却后室温为20℃的情况进行仿真, 完成下表 (因温差较大, 受计算机性能制约, 无法计算过长的管长, 否则程序报错退出) :
冷却收缩时, 最大应力集中在靠近钢层表面处, 且以周向应力最大, 具体见图4和图5。
3.3 数据分析
3.3.1 Srz及Sr随管长变化而变化的规律
3.3.2 Srz以及Sr随管径的变化规律
3.3.3 Srz以及Sr随温度的变化规律
3.3.4 常用管径下, 层间应力的方向沿管径的分布规律
常用管径参数:DN=80mm, L=6m, 参考温度T1=25℃, 参考温度T2=60℃。
3.3.5 目前工艺条件下, 加工典型常用管径后的初始层间应力
2.4主要结论
2.4.1层间应力随管长变化规律:由图6和图7可知, 通过大量数据对比研究发现:无论是层间周向还是轴向应力, 其大小分布仅与管径和温差有关, 而与管长无关。
2.4.2层间应力随管径变化规律:由图8和图9可知:
(1) 无论是周向应力还是轴向应力, 都随着管径增加而增加。 (2) 最大轴向应力Sr随DN的增大绝对值在减小。 (3) 最大周向应力Srz随DN的增大绝对值在增大。 (4) 层间应力随温度变化规律:由图10和图11可知:在给定的温度范围内 (30℃-65℃) , 最大轴向应力Sr、最大周向应力Srz与温差均成线性关系。
(5) 最大轴向应力Sr和最大周向应力Srz的关系:低温差时:最大轴向应力Sr往往要大于最大周向应力Srz, 但这个差别往往很小, 相差多在一个数量级以内。随着温差增加, 两者的绝对值差距不断扩大, 最大轴向应力Sr大于最大周向应力Srz。
(6) 典型常用管径下周向应力沿管径分布:周向正应力Srz从r=0沿钢层半径方向和内衬PE层半径方向均减小。
(7) 典型常用管径下轴向应力Sr沿管径分布:由图13可知, 轴向正应力Sr最大值出现在钢层和内衬PE层接触面。
(8) 典型条件下初始应力仿真分布 (给出的参考工况:加工温度为300℃, 冷却至室温20℃)
①周向初始应力:最大应力srz=709Mpa, 沿钢层半径方向和内衬PE层半径方向均增大。②轴向初始应力轴向初始最大应力st=472Mpa, 轴向正应力Sr最大值出现在钢层和内衬PE层接触面。
4 总结与展望
经过以上研究工作后, 通过仿真计算原始数据, 总结了层间应力的变化规律和分布情况, 同时得出了一些结论: (1) 目前工艺设计中并未考虑层间应力带来的影响, 特别是加工后的初始应力导致的层间应力分布不均。 (2) 内衬PE层间轴向应力在高温差下超过危险应力, 与周向应力一起共同为内衬PE钢管层间脱落的一大原因。 (3) 层间应力分布与管长无关, 与温差成线性关系, 随着管径增加急剧增大。 (4) 温差较小时周向与轴向应力相近, 温差增加后轴向应力占主导地位。
但是本文仅仅进行了计算机仿真, 没有经过实际管道热循环应力分析试验, 计算机仿真跟实际试验有一定的区别, 故本文结论仅能作为参考。另外, 在进行初始应力分析时, 仅仅把PE塑料层当作固相常态处理, 弹性模量、热胀系数等也都是按固态常数处理, 而实际加工中, PE在进行热喷涂时会产生相变, 且各种物理系数也不会是定值, 故初始应力仿真分析仅能做为理想实验参考, 实际情况需要进行进一步研究。
摘要：内衬PE钢管广泛应用于输送腐蚀介质的场合, 但在交替输送冷热介质过程中容易过早发生脱落失效, 因此研究PE层间应力分布和变化规律显得十分必要。本文首先提出假设, 认为PE和钢管之间的粘结层受到的切应力导致PE层和钢管脱粘。其次, 利用有限元方法, 进行ANSYS有限元模拟计算机仿真, 验证了起初的假设。最后, 基于仿真数据, 研究了粘结层的应力分布情况和随不同参数改变而变化的规律。通过以上研究, 初步总结了层间应力的变化规律和分布情况, 为将来的工艺改良和内衬PE钢管的设计提供技术支持。
关键词：内衬PE管,层间应力,有限元,ANSYS
参考文献
[1]李明阳.埋地PE燃气管道失效机理的力学研究[D].华南理工大学, 2010.
[2]陈锡栋, 杨婕, 赵晓栋, 范细秋.有限元法的发展现状及应用[J].中国制造业信息化, 2010, 11:6-8+12.
[3]郑晓亚, 尤军峰, 张铎, 徐超.ADAMS和ANSYS在机构分析中的应用[J].固体火箭技术, 2010, 02:201-204.
[4]杨伟芳, 顾苏民, 徐志茹.内衬PE钢塑复合管材耐低温性能试验[J].焊管, 2011, 07:27-30.
[5]E.Baranger a, O.Allix a, L.Blanchard b.A computational strategy for the analysis of damage in composite pipes.[J].Composites Science and Technology 69 (2009) 88–92.
[6]Hamidreza Yazdani Sarvestani, Mohammadreza Yazdani Sarvestani nterlaminar stress analysis of general composite laminates.[J].International Journal of Mechanical Sciences 53 (2011) 958–967.
钢管应力 篇3
云桂铁路丘北南盘江特大桥, 主桥为416 m钢管拱桥, 引桥为简支变连续梁加现浇T构, 其中五拱座为台阶状明挖基础加一排8Φ2.2m长21.5 m桩基, 圬工体积达2.7万方;六号拱座为台阶状明挖基础, 圬工体积达2.1万方, 均为陡坡深基坑施工。现以五号拱座为例, 试计算基底及拱背面应力分布状态, 以检算成桥状态下, 基础设计的安全性。图1～2为拱座上设双柱式交界墩。
2 受力状态分析及模型建立
建立如立面图所示坐标系, (基础横桥向宽度为B=48 m, 纵桥向长度为L=32 m, 高度为H=24 m) 利用几何方法计算基础的形心位置得:Xc=1695cm;Yc=1290cm。
拱座受力 (外力) :自身重力G;来自交界墩压力Nj;来自拱脚处轴向力Ng, Mj (成桥时拱脚弯矩取0) 。
所求力 (被动力) :
抗力Rx (等同于基底承载力) ;抗力Ry (等同于背面承载力) 。
模型理论:假设基础为刚体, 在偏心受力情况下受力由于弯矩作用发生微小转动;依据变形协调关系:基底及背面提供的抗力平衡上述外力效果, 由此建立方程组, 以求解拱背及基底的应力分布状况。计算模型如图3。
3 基础数据计算方法
交界墩传至拱座顶面力Nd:以交界墩自重 (按3 000立方混凝土估算) 加上部梁及桥面系重 (按跨中左右各一半跨长取) 。
拱座自重:按2.7万方混凝土计。
拱脚轴力:简化为等截面悬链线拱在半拱悬臂状态下, 计算半拱圈对拱脚的弯矩 (含拱上建筑对拱脚的弯矩) , 然后计算拱脚轴力 (过程略) 。
动载未计算:按成桥后静载乘以1.2倍系数考虑, 得图中数据 (过程略) 。
4 联立方程组建立并求解
水平偏心距:
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=76cm (偏向形心右侧, X轴增向一侧)
竖向偏心距:
undefined
=205cm (偏向形心下方, Y轴减向一侧)
上述力矩为图中标示数值。
根据力的平衡条件及基础底面、背面变形协调条件, 可得:
联立方程组:
undefined
上式中, ∑M为基础所受水平力、竖直力对形心轴 (拱座平面图中的红色竖轴) 弯矩, 在计算偏心距时已求得。
解得:σ1=170kPa
σ2=690kPa
σ3=520kPa
σ4=1220kPa
5 基底及背面应力分布形态
由上述计算结果可知, 拱座基底及背面的地基抗力均呈梯形分布, 这验证了基础底面及背面偏心距在分别不大于undefined及undefined情况下, EX=76cmundefinedcmundefined的地基应力分布形态, 与教材相符。依计算结果绘出拱座基底及背面地基应力分布图如4所示。
6 与其他计算方法比较结果
6.1 依据桥梁计算手册公式计算
undefined
计算拱座背面地基应力为:
undefined
=σmin=209kPa=σ1
计算拱座基底地基应力为:
undefined
=σmin=747kPa=σ3
在本节中 σ2+σ1=858kPa
σ2-σ1=440kPa
σ3+σ4=1742kPa
σ4-σ3=248kPa
而在4节中上述结果分别为:
σ2+σ1=860KPa
σ2-σ1=520KPa
σ3+σ4=1740KPa
σ4-σ3=700KPa
6.2 结果比较
与变形协调方程组解得数据相比, 发现两种方法计算的两端应力和值相同, 而应力差值却相差较大;说明两种方法求得的地基抗力是一致的, 但地基应力的分布却不同, 利用变形协调关系计算的转角θ大于依据桥梁手册计算的转角θ, 在此例条件下, 按变形协调关系计算的地基应力分布更加不均, 假设刚体转动倾向更为明显。
7 结 语
(1) 本文重点是以变形协调关系计算基底及拱背应力分布状况, 重在方法, 而非数据结果。因本文中外力数据均为估算值, 而非设计值, 实际拱桥为超静定结构, 受力复杂, 多采用MADAS等软件进行模拟计算。
(2) 本文中用几何方法准确计算基础形心位置, 并同时考虑竖向荷载及水平荷载的弯矩作用, 以此计算偏心距并代入联立方程组, 而非用B/6作为力臂, 使得计算结果更为贴近实际。
3) 计算拱背抗力前提是拱背后必须是回填密实, 且回填料变形较小, 以便较好地将水平荷载传至拱背基岩面上, 使基础背面地基应能提供满足要求的抗力。
4) 对于刚性基础, 其基底压力分布将随上部荷载的大小, 基础的埋置深度和土的性质而异。
5) 使用此方法计算地基应力也是有误差的, 因为实际中基础受力较为复杂, 而本文也是模拟了成桥状态, 若在交界墩有其他措施受力的情况下, 需要根据实际荷载情况另行计算。
参考文献
[1]JTGD61-2005, 公路圬工桥涵设计规范[S].
[2]地基应力计算[M].
钢管应力 篇4
曹妃甸—港池大桥主桥为下承式单索面钢箱叠合梁钢管混凝土系杆拱桥,跨径布置为138m+138m=276m,桥宽29.5m。主跨拱肋是通过横撑、斜撑和三根钢管组成的组合式拱圈,钢管内填充C50微膨胀混凝土,三根钢管均为二次抛物线线形,主拱直径1.8m,位于竖直平面内,矢跨比为1/4.44;两根副拱直径1.4m,其拱轴线平面与竖直平面的夹角为5.296°,副拱平面内矢跨比为1/4。跨中处中心线横桥向水平距离7.5m,竖向距离6.0m。横撑及斜撑分别采用方型和工字型钢管截面,截面尺寸分别为600mm×600mm和300mm×600mm,壁厚均为20mm。主梁采用整体箱型叠合梁,梁高3.5m,梁宽29.5m。吊杆采用单索面布置,低应力防腐索体,吊杆材料为高强平行钢丝索。系杆采用高强平行钢丝拉索。主桥中墩处设置纵向固定支座,边墩处设置纵向滑动支座。主桥中墩及边墩基础采用直径Φ2800 ～Φ2300的钻孔灌注桩。全桥效果如图1所示。
2 模型简介
2.1 模型概况
采用有限元软件ANSYS11.0,平行建立了两个有限元计算模型,采用实体单元(Solid45)、板单元(Shell181)和杆单元(Link10)进行模拟,实体单元用来模拟桥面板混凝土和锚垫板钢板;板单元用来模拟承锚板、承力板、横隔板、钢箱顶板、底板和腹板等;杆单元用来模拟混凝土桥面板中的横向预应力钢筋,其中张拉控制应力按1200MPa考虑。
模型Ⅰ主要模拟叠合梁在对称满布三车道车辆荷载情况下局部应力的大小和分布情况,其中车辆荷载选择《城市桥梁设计荷载标准》(GJJ77-98)中的城-A级标准载重车辆,即五轴式货车加载,总重700kN,前后轴距18.0m,行车限界横向宽度3.0m。建模时纵桥向选择了六个节段,长21.0m,车辆对称布载如图2所示。模型I分为施工阶段1和施工阶段2两个施工阶段进行加载。模型I共用节点163721个,共用单元601148个。
模型Ⅱ主要模拟叠合梁在偏载满布三车道车辆荷载情况下局部应力的大小和分布情况,为了施加边界条件的准确与方便,在模型I的基础上,叠合梁两端分别增加梁单元,梁单元、板单元和实体单元采用主从节点连接,最终形成130m(计算跨径)全长的混合模型,即模型Ⅱ。增加的梁单元采用空间梁单元(Beam4),车辆偏载布置如图4所示。
模型Ⅰ材料特性如下:混凝土弹性模量为3.45×1010 Pa,泊松比为0.2,容重为25.5kN/m3;钢板弹性模量为2.1×1011 Pa,泊松比为0.3,容重为78.5kN/m3;横向预应力钢筋弹性模量为1.95×1011 Pa,泊松比为0.3,容重为78.5kN/m3。模型Ⅱ材料特性同模型Ⅰ。
2.2 模型I边界条件和外部荷载
如图2所示,模型I约束六个吊杆锚箱加载面上所有节点的竖向和横向平动自由度,另外考虑到桥面板整体纵向随温度可以伸缩,所以只约束中间一个吊杆锚箱加载面上所有节点的纵向平动自由度,放开其余的纵向平动自由度。
外部荷载为五轴式货车,总重700kN,前后轴距18.0m,行车限界横向宽度3.0m。纵桥向选择了六个节段,长21.0m,车辆对称布载如图2所示,轴重为140kN的两个重轴布置在两个横隔板纵向的中间位置,而且所有轴重均乘以1.69,即1.3(活载放大系数)×1.3(冲击系数)的放大系数。模型加载时车辆荷载通过面荷载施加到桥面上,车轮着地面积分别为0.20m×0.25m(前轮)和0.20m×0.60m(中后轮)。
如图3所示,分两个施工阶段进行加载:
(1)施工阶段1把混凝土板弹性模量降低为实际的0.01倍,即忽略了混凝土板的刚度(湿重),混凝土板和钢箱的自重取0.5倍的自重。
(2)施工阶段2把混凝土板弹性模量降低为实际的0.8倍,桥面板整体降温10℃(模拟收缩徐变),混凝土板和钢箱的自重取1.0倍的自重。
对于施工阶段1,我们只关注钢板的应力情况,对于施工阶段2,我们关注桥面单向板和钢板的应力情况,对于叠合梁的钢板而言,其总的应力=施工阶段1的钢板应力+施工阶段2的钢板应力;对于桥面单向板而言,其总的应力=施工阶段2的桥面单向板应力。车载是在施工阶段2布置上去的。
2.3 模型Ⅱ边界条件和外部荷载
如图4所示,模型Ⅱ约束六个吊杆锚箱加载面上所有节点和其余吊杆锚箱对应梁单元上节点的竖向和横向平动自由度,另外约束两边梁端节点的全部三个平动自由度。
对于板单元而言,施加车辆荷载,车辆偏载布置如图4所示,轴重为140kN的两个重轴布置在两个横隔板纵向的中间位置,而且所有轴重都乘以1.69的放大系数。
对于梁单元而言,施加车道荷载,外部荷载为10.5kN/m×3(车道)×1.2(放大系数),通过给梁单元节点施加集中力和弯矩的形式实现车道荷载偏载布置。
因为模型Ⅱ的主要目的是得到车辆偏载对叠合梁的影响,所以计算时没有考虑自重。
3 计算结果
3.1 模型桥面单向板应力结果
由于混凝土桥面板中顺桥向每隔0.5m便布置5×ΦS 15.2横桥向预应力钢绞线,所以桥面板横桥向正应力均满足规范要求;桥面板竖向正应力均为压应力,也均满足规范要求;桥面板受力特征为典型的单向板,本文主要关注单向板顺桥向正应力情况,如图7～图10所示。
由图7～图10可见,模型I桥面单向板在对称满布三车道车辆荷载+降温10℃+自重的情况下,顺桥向最大拉应力为2.91MPa,位于Ⅱ号板底面中间处(如图9所示,>1.80MPa的范围:1.2m×5.5m);模型Ⅱ桥面单向板在偏载满布三车道车辆荷载的情况下,顺桥向最大拉应力为3.27MPa,位于Ⅱ号板底面中间处(如图10所示,>1.80MPa的范围:1.5m×5.5m)。
3.2 模型钢板应力结果
由图11和图12可见,模型I叠合梁钢板在对称满布三车道车辆荷载+降温10℃+自重的情况下,最大mises应力为35.7MPa+158.0MPa=193.7MPa,位于钢锚箱底锚垫板处(角点应力集中)。由图13可见,模型II叠合梁钢板在偏载满布三车道车辆荷载的情况下,活载最大mises应力为123.0MPa,也位于钢锚箱底锚垫板处(角点应力集中),在偏载满布三车道车辆荷载+自重的情况下,最大mises应力为35.7MPa×2+123.0MPa=194.4MPa。
4 结 论
(1)对于类似结构的桥面单向板而言,满布偏载时产生的拉应力大于满布对称荷载时产生的拉应力,因此偏载情况下单向板的计算与复核更应引起工程师的注意。
(2)桥面单向板在车辆荷载作用下,板的底面中间位置很容易产生较大(>1.80MPa)的拉应力,这就需要在设计时加以注意,并采取适当的构造措施,比如配一定数量的普通钢筋。
(3)叠合梁钢板的最大mises应力在满布偏载(194.4MPa)和满布对称荷载(193.7MPa)时的变化很小,且为应力集中点,可以剔除,说明钢板整体应力仍处于弹性线性变化阶段。
(4)虽然叠合梁钢板的整体应力处于弹性线性变化范围,但施工时仍需注意钢板与钢板之间的焊接质量,严格遵循规范要求,尽量避免残余应力的产生。
摘要：采用ANSYS11.0,对某下承式单索面钢箱叠合梁钢管混凝土系杆拱桥的叠合梁进行了局部分析,重点关注混凝土桥面单向板和叠合梁钢板在车辆荷载作用下的应力大小和分布情况。通过实际计算分析,给出了桥面单向板在对称布载和偏载作用下产生的拉应力的范围和大小以及叠合梁钢板的最大mises应力,为相似结构的设计与施工提供参考。
关键词：系杆拱桥,钢箱叠合梁,单向板
参考文献
[1]龚曙光,谢桂兰.ANSYS操作命令与参数化编程[M].北京:机械工业出版社,2004.
[2]JTG D60-2004,公路桥涵设计通用规范[S].
钢管应力 篇5
大跨度混凝土桥梁由于受混凝土材料的非均匀性和不稳定性, 设计参数的选取 (如材料特性、密度、截面特性等参数) 、施工状况 (施工荷载、混凝土收缩徐变、温度、湿度、时间等参数) 和结构分析模型等诸多因素的影响, 桥梁结构的实际应力与设计应力很难完全吻合, 即计算应力不可能完全真实反映结构的实际应力状态。因此为了较准确地掌握结构的真实应力状态, 对可能的关键部位的应力进行观侧, 可以使得结构在施工过程中一旦出现异常行为时能够及时加以分析和判断处理, 保证结构的安全和施工的顺利进行。本文以下研究选取黄陵洞大桥作为研究对象。
1 传感器选择
从目前国内外实验应力分析技术动态看, 应变测量的方法日益增加。仅就适用于现场实物测量的混凝土应变的传感器而言, 适用于内埋的有应变片式传感器、钢弦式传感器、压电晶体传感器、内埋光纤维等等。此外, 对于钢筋混凝土结构, 还可通过测量钢筋的应变来反映混凝土应变。基于黄陵洞大桥布点多、工期长、工作量大 (测量频繁且需多点同时读数) 、现场测试环境差 (边施工, 边测量) , 密封、绝缘要求高, 温度变化难于预测, 因撞击、振捣损坏传感器器件的情况也可能发生, 另外, 还必须设法排除混凝土干缩徐变对测试结果的影响。在整个监测监控期间, 为了达到较好的效果且不影响桥梁现场施工进度, 拟选用内埋式钢弦应变传感器。目前, 工程界普遍认为, 钢弦式内埋应变传感器量程大、精度高、非线性范围大、零漂、温漂范围微小且对测量精度基本无影响, 且自身防护破损的能力好, 便于长期观测, 是混凝土应变测量较理想的传感元件。
根据混凝土拱箱梁结构可受到的荷载和温度变化情况, 拟选用型号JXH-2, 规格为30Mpa的钢弦应变计。其温度范围为-10+50℃, 应变范围为-2000 1000με, 温度漂移3-4Hz/10℃, 零点漂移3-5Hz/3月。若以9个月施工期考虑, 累计蠕变使测试应变偏小12με;而温漂视环境温度升高还是降低相应修正 (加或减) 测试应变约3.0με/10℃。
钢管混凝土劲性骨架拱肋在转体前后起着重要作用, 施工时还需监测钢管混土应力变化情况。由于管内混凝土应变计埋设困难, 考虑到混凝土与钢管的整体性较好, 故在钢管外表面贴ZX-210型表面应变计来测量钢管, 表面应变计来的测量原理与混凝土钢弦应变计相同。
2 传感器布置方案
各工况的结构体系和荷载随着施工的进程在发生变化, 传感器的布设应当反映不同工况的最不利受力状态, 为此在传感器的布设上采用了长期测点加临时测点的方案。长期测点主要布置于主要的受力断面, 即拱脚和拱顶截面, 少量布置于1/4截面;临时测点则根据需要, 用于重点工况下特定部位的监钡业。
本次长期测点采用埋入式钢弦应变计, 用于对混凝土应变的观测。全桥总共采用24个钢弦应变计, 其中西岸拱脚截面7个, 东岸拱脚截面8个, 拱顶截面5个, 1/4截面4个。临时测点则采用智能型外置式钢弦应变计, 用于对钢骨架的应变的观测, 共计10个测点, 根据具体工况相应布置。在西岸半拱张拉过程中, 为了掌握骨架的受力情况, 拱脚截面布置了7个埋入式钢弦应变计和10个外置式钢弦应变计。待西岸张拉完毕, 根据西岸的张拉受力情况, 保留了部分外置式钢弦应变计以考虑后续转体的应变观钡业外, 同时将拆除部分外置式钢弦应变计用于东岸的张拉受力观测。转体合龙后浇注拱顶底板混凝土时, 在底板内布置了5个埋入式钢弦应变计, 同时在钢管骨架上布置了4个外置式钢弦应变计。拱脚浇注下侧壁后, 由于施工原因, 外置式钢弦应变计随着施工进度作了不断调整, 拱脚截面和1/4截面外置式钢弦应变计被相继拆除。
3 混凝土及钢管应力测量
由于混凝土应力测量的特殊性, 测量时间选定在每一工况结束后8小时为宜, 同时, 在每一施工阶段, 各工况测量时的温度变化不能太大。然而, 实际操作中各工况的界定往往由于施工原因而不太好把握。
混凝土结构的应力是通过应变测量获得的, 通常是获得前后两次的应变读数之差, 得到前后两个工况的应力增量:
式中:σ弹———载荷作用下混凝土结构的弹性应力;
E———混凝土弹性模量;
εm———载荷作用下混凝土结构的弹性应变。
混凝土的应变可分为受力应变和非受力应变, 在实测的应变中它们是混杂在一起的。根据CEB-FIP (1990) 标准规范, 在时刻承受单轴向、不变应力的混凝土构件, 在时刻t测量总应变s (t) 可分解为:
式中εi (τ) ———加载时初应变;
εc (t) ———时刻t时的徐变应变;
M———系统应变误差。
本次拱箱中混凝土应力测量的主要目的是为了监测各工况下桥梁结构的受力变化情况, 即前后两工况的差异, 因此只要控制在相同温度环境下监测, 加上前后两工况时间间隔较短, 环境温度和混凝土徐变收缩的影响可以忽略不计。
钢管应变测量与混凝土应变测量类似, 因钢材力学性能稳定, 不存在徐变收缩问题, 但受温度影响较显著, 当温度变化较大时, 应考虑温度变化的影响。
(1) 张拉脱架阶段工况。
张拉脱架阶段工况的应变换算成应力后的结果见图1至图2。
总体上来说, 张拉、转体阶段的应力应变都是在计算值的合理范围之内的个别超出计算值, 但数值不大, 结构比较安全。
(2) 浇注侧壁工况。
合龙后从浇注底板、下侧壁混凝土到上侧壁混凝土浇注结束, 东、西两岸拱脚截面的应力监侧结果如图3至图4。
从监测的结果来看, 合龙后各工况中混凝土应力变化比较缓慢, 应力均处在较小的水平, 且除西岸下弦个别点混凝土在前若干工况处于较小的拉应力状态下以外, 混凝土中的应力均为压应力。对两岸拱脚截面最大压应力比较发现, 其变化趋势和数值大小十分对称, 初步可以断定拱的受力情况较好。钢管应力变化较大, 特别是1/4截面处钢管应力变化显著, 施工中给予了密切注意。直到浇注顶板混凝土时应力才变小。
(3) 浇注顶板工况。
浇注箱拱上盖板形成闭口箱。图5为跨中拱顶底板混凝土的应力变化情况。由于预拉扣索没有全部放张, 上盖板的实际浇注顺序有所调整, 内力的变化比计算值偏小, 更趋于安全。拱箱完成之后, 主拱圈处于受压状态, 混凝土的压应力比施工状态要小。
4 结束语
通过对钢管混凝土劲性骨架拱桥转体施工关键和重点部位应力应变的检测, 可以为施工过程中混凝土结构应力变化提供可靠的数据。并且可以在类似的结构施工中作为借鉴, 能够在类似结构施工中应力出现异常变化时, 提供供以及时分析和判断处理的依据确保结构施工的安全性
参考文献
[1]孙吉堂.莲沱特大桥钢管混凝土拱肋施工工艺和监控研究[D].硕士学位论文.2002.7.
[2]JTJ041-2000, 公路桥涵施工技术规范[S].中华人民共和国交通部部标准.
[3]张治成, 叶贵如, 王云峰.大跨度钢筋混凝土拱桥拱肋线形调整中的索力优化[J].工程力学2004, 21 (6) .
[4]王成.有限单元法[M].北京:清华大学出版社, 2009.
钢管应力 篇6
关键词：下承式钢管混凝土系杆拱桥,中横梁及系梁,预应力施工技术
1工程概况
本桥结构为下承式钢管混凝土系杆拱桥, 桥长51.4 m, 桥宽21.2 m, 计算跨度48 m, 矢跨比为1/5, 桥面纵坡0%, 桥面中心设计高程12.40 m, 梁底高程10.94 m, 横坡双向1.5%, 人行道1%。上部采用下承式系杆拱, 梁拱组合结构。桥台采用钻孔灌注桩基础及承台, 每承台设钻孔桩10个, 桩径100 cm, 桩长33 m。
中横梁、系梁采用后张预应力结构, 预应力钢束采用5Φ
2施工准备
2.1 钢绞线及锚具和波纹管的检验
2.1.1 钢绞线
钢绞线采用符合美国ASTMA416-90a标准的270级高强低松弛钢绞线, R
2.1.2 锚具
锚具采用OVM型, 材质采用45号优质碳素结构钢, 技术条件须符合GB 699-88规定。锚具应具有可靠的锚固性能和足够的承载能力, 根据灌浆要求设置压浆孔道。锚具进场后, 按出厂合格证和质量证明书核查其锚具性能类别、规格、型号及数量。现场进行外观检查、硬度检验和静载锚固性能试验。
2.1.3 波纹管
预应力筋管道采用ϕ66波纹管, 波纹管进场时, 应按出厂合格证和质量证明书核对其类别、型号、规格及数量。外观应清洁, 内外表面无油污, 无引起锈蚀的附着物, 无孔洞和不规则的折皱, 咬口无开裂、无脱扣。经规定的集中荷载和均布荷载作用后, 或在弯曲等情况下, 不得渗出水泥浆。
2.1.4 预应力材料的保护
预应力材料必须保持清洁, 在存放和搬运过程中应避免机械损伤和有害物的锈蚀。预应力筋和波纹管应采取防潮、防雨和防腐锈措施。锚具等小件材料专人保管, 存放搬运妥善保护, 避免锈蚀、沾污、遭受机械损伤或散失。锚具检查合格后, 要用煤油或汽油擦净油污和脏物, 与预应力筋配套堆放, 不得混杂。
2.2 构件检查、清理
梁体混凝土达到设计规定值时才允许施加预应力。
梁体混凝土缺陷事先修补, 凡表面直径大于50 mm、宽度大于20 mm的蜂窝或长度大于300 mm、宽度大于30 mm的缺棱及端支承板内的空洞和与孔道串联的表面缺陷均应修补完好, 达到设计要求。
锚具支承垫板上的灰浆皮预先清除, 以防管道压浆时跑浆。如果管道口歪斜, 在张拉时必须配偏垫, 以免刻断钢丝。孔道内必须畅通、无水分和杂物, 灌浆孔符合设计, 满足灌浆要求。
2.3 张拉顺序的确定
根据设计要求, 对于中横梁, 混凝土强度达到90%后, 先张拉N2, 从中间横梁向两侧依次张拉, 以每个横梁张拉时两平行束对称, 两端张拉。浇筑系梁, 待系梁混凝土强度达到100%后张拉N3, N1, 从中跨至两侧对称至少分三次循环张拉至设计应力。系梁张拉:系梁混凝土达到100%后, 张拉N3, N1 (先张拉N3, 再张拉上部N1, 最后张拉下部N1) 。拱肋强度达到100%, 拆除支架前张拉N2 (先拉上侧, 后拉下侧) 。
2.4 张拉方向、方式的确定
横梁及系梁均采用两端张拉, 两端张拉时, 可先在一端张拉锚固后, 再在另一端补足预应力值进行锚固。
2.5 模板与支架的检查
1) 由于施加预应力, 混凝土产生弹性变形, 同时引起轴向缩短和上、下方向的挠曲。张拉前必须拆除侧模, 解除轴向弹性收缩的约束。由于中横梁张拉后向上拱起, 梁端承受集中荷载, 还需检查梁端部架体稳固情况, 使之满足承载力要求。2) 横梁只有在施加了足以能承受自重的预应力之后, 才能解除支架与底模的约束。系梁必须在吊杆安装受力后才可拆除底模。3) 张拉前详细检查系梁支座横、顺向的移动范围, 应使支座的活动不受约束。
2.6 张拉设备的选用及其标定
张拉采用YCW150千斤顶 (张拉行程200 mm) 及其配套油泵。千斤顶的标定采用压力试验机进行。为使千斤顶的标定同实际工作状态相同, 采用被动校验法。
2.7 人员教育及培训
对施工人员进行岗前培训, 使其明确了解岗位职责、操作规程及技术措施。针对张拉作业的特点, 制定有关的安全技术措施, 对工人进行安全教育, 严禁预应力筋正前方站人。
3张拉工艺
3.1 钢绞线下料与穿束
系梁钢束的下料长度均为51.40 m, 中横梁N1 (7Φ
将各种规格的钢绞线束, 根据下料长度放在平坦干燥的场地上, 按规定根数逐根排列理顺、理直, 尽量使各根钢绞线松紧一致, 用铅丝等距离绑扎牢靠, 按设计长度准确下料。
钢绞线的切割采用砂轮切割机, 以保证切口平整、线头不散, 不允许采用电弧切割下料, 以免钢绞线因产生意外打火而造成损伤。钢绞线排列理顺, 每隔2 m～3 m用铅丝绑扎一道, 整束同时穿入孔道。穿束在浇筑混凝土之前进行, 穿束前检查锚垫板及孔道, 位置必须准确。孔道畅通, 无水及其他杂物。在任何情况下, 当在安装有预应力筋的构件附近进行电焊时, 对全部预应力筋和金属件均应进行保护, 防止溅上焊渣或造成其他损坏。力筋安装完成后, 应对所有管道进行检查, 修复破损处等, 让力筋可在管道内自由滑动。混凝土浇筑后, 需不定时抽动力筋, 以防漏浆或管道意外破损使力筋与混凝土粘结。
3.2 钢绞线束张拉程序
中横梁及系梁均按以下程序张拉:
张拉中, 按前述张拉顺序依次进行, 千斤顶就位后, 先将主油缸少许充油, 使预应力筋绷直, 两端千斤顶均匀供油, 升降速度应大致相等。张拉至1.05δK后, 稳定进油量持荷5 min后再进行锚固, 为减小预应力损失, 可先锚固一端, 另一端补足δK再行锚固。
3.3 滑丝、断丝的预防和处理
1) 滑丝、断丝的限制。
每束钢绞线断丝或滑丝数不得超过1丝, 每个断面断丝之和不超过该断面钢丝总数的1%。
2) 滑丝、断丝的预防。
a.千斤顶和油表需正确检校, 保持良好的工作状态, 保证误差不超过规定;千斤顶的卡盘、楔块尺寸正确, 没有磨损沟槽和污物。
b.锚具尺寸正确, 确保加工精度, 锚杯、锚塞逐个进行尺寸检查, 同符号误差的配套使用。
即锚杯的大小两孔和锚塞的粗细两端都只能同出现正或负误差, 以保证锥度正确。
c.锚塞应保证规定的硬度值, 锚杯不得有内部缺陷, 为防止锚塞端部损伤钢丝, 锚塞头上的导角加工成圆弧。
d.预应力筋使用前按规定检查, 清除表面油污锈蚀。
e.锚具安装位置要准确, 锚垫板承压面必须与孔道中心线垂直, 锚具中心线必须与孔道中心线重合。
f.严格执行张拉工艺, 防止滑丝和断丝, 垫板承压面与孔道中心线不垂直时, 须垫薄钢板调正。
3) 滑丝、断丝的处理。
断丝的数量超过规范要求时, 应采取更换措施, 不能更换时, 在许可的条件下征得设计同意, 可采取补救措施;单根滑丝时可用千斤顶加设卸荷座。将滑丝夹片取出, 换上新夹片, 重新张拉至设计应力。
4孔道压浆
1) 孔道压浆的顺序先下后上, 压浆应缓慢、均匀地进行, 不得中断, 若中间因故停歇, 应立即将孔道内的水泥浆冲洗干净, 以便重新压浆时, 孔道畅通。
2) 每个压浆孔道两端的进、出浆口安装一截带阀门的短管, 以备压浆完毕后封闭, 使孔道中的水泥浆在有压状态下凝结。
3) 压浆应使用活塞式压浆泵, 不得使用压缩空气, 最大压力宜为0.5 MPa～0.7 MPa, 每个孔道压浆至最大压力后, 应保持一定的稳压时间, 压浆应达到孔道另一端浆液饱满出浆、排出的浆液与规定稠度的水泥浆相同为止。
4) 为检查孔道内水泥浆的实际密度, 压浆后应从检查口检查压浆的密实情况, 如有不实, 应及时处理和纠正。压浆时, 每一工作班留取不小于3组的7.07×7.07×7.07立方体试块, 标准养护28 d, 作为评定水泥浆强度的依据。
5) 孔道压浆后填写孔道压浆记录。
5锚头封端
1) 孔道压浆后立即将梁端水泥浆冲洗干净, 同时清除支承垫板、锚具及端面混凝土的污垢, 并将端面混凝土凿毛, 设置钢筋网浇筑封端混凝土。
2) 设置端部钢筋网。为固定钢筋网的位置, 可将部分箍筋点焊在支承垫板上。
3) 妥善固定封端模板, 立模后校核梁体全长, 其长度应符合允许偏差的规定。
4) 封端混凝土的强度, 不得低于梁体混凝土强度标准值的80%。
5) 浇筑封端混凝土时, 应仔细操作, 认真振捣, 务使锚具处的混凝土密实。
6) 封端混凝土浇筑后, 静置1 h～2 h, 带模浇水养护。脱模后在常温下养护时间不小于7个昼夜。
6安全操作注意事项
1) 张拉现场应有明显标志, 与该工作无关的人员严禁入内。
2) 张拉或退楔时, 千斤顶后面不得站人, 以防预应力筋拉断或锚具、楔块弹出伤人。
3) 油泵运转有不正常情况时, 应立即停车检查, 在有压的情况下, 不得随意拧动油泵或千斤顶各部位螺栓。
4) 作业应由专人负责指挥, 操作时严禁踩踏及碰撞力筋, 在测量伸长及拧螺母时, 应停止开动千斤顶。
5) 张拉时, 螺丝端杆及螺母必须有足够长度, 夹具应有足够的夹紧能力, 防止锚具夹具不牢而滑出。
6) 千斤顶支架必须与梁端垫板接触良好, 位置正确对称, 严禁多加垫块, 以防支架不稳或受力不均倾倒伤人。
7) 在高压油管的接头处加设防护套, 以防喷油伤人。
8) 已张拉完, 未压浆的梁体, 严禁剧烈振动和碰撞锚具。
参考文献
[1]JTJ 041-2000, 公路桥涵施工技术规范[S].
[2]JTJ 071-98, 公路工程质量检验评定标准[S].
[3]GB 50204-92, 混凝土结构工程施工及验收规范[S].
[4]JGJ 85-92, 预应力用锚具、夹具、连接器应用技术规程[S].
钢管应力 篇7
九龙岗特大桥钢管拱桥墩上部结构为 (76+160+76) m的预应力混凝土连续梁与钢管混凝土拱组合结构。钢管拱计算跨径160.0 m, 矢跨比1/5, 矢高32.0 m, 拱轴线为二次抛物线 (设计拱轴线方程Y=-0.005X 2+0.8X) , 拱肋设置最大预拱度为0.14 m, 施工矢高32.14 m (施工拱轴线方程Y=-0.005 021 875X 2+0.803 5X) 。施工时按施工拱轴线制作和拼装。拱肋为钢管混凝土结构, 采用等高度哑铃形截面, 截面高3.0 m, 每肋由2根弦管组成, 弦杆为Φ1 000 mm钢管, 由16 mm厚钢板卷制而成, 弦管间用16 mm厚钢缀板连接, 拱肋弦管及缀板内填充C55微膨胀混凝土。
拱肋钢筋在工厂制作, 为便于运输, 每条拱肋划分为12个运输段 (不含预埋段、嵌补段) 。运输段最大水平长度16 m。拱肋管节接口避开吊杆孔位。每条拱肋上下弦管分别设1处灌注混凝土隔仓板和30道加劲钢箍;腹板内设3处灌注混凝土隔仓板, 沿拱轴线均匀设置加劲拉筋, 间距为0.5 m。两品拱肋中心距12.5 m, 之间共设11道横撑, 横撑均采用空间桁架撑, 各横撑由4根Φ450 mm、厚12 mm主钢管和32根Φ250 mm、厚10 mm连接钢管组成, 钢管内部不填充混凝土。
主桥共设17组双吊杆, 吊杆间距8.0 m。吊杆采用PES (FD) 7-55型低应力防腐拉索 (平行钢丝束) 。吊杆外套复合不锈钢管, 配套采用LZM7-55型冷铸镦头锚。吊杆上端穿过拱肋, 锚于拱肋上缘张拉底座;下端锚于吊杆横梁下缘固定底座。
2 安装总体施工部署
本桥钢管拱安装总体施工方案:采用非桥位拼装钢管拱, 然后采用连续顶推千斤顶在梁面滑移轨道上, 将钢管拱整体纵移就位。
在合蚌高铁 (76+160+76) m连续梁引桥五孔简支梁范围搭设钢管桩拼拱支架, 用汽车吊将钢管拱拱肋逐段吊装到支架上进行焊接拼装。钢管拱拱肋、横撑及其他配件在地面上分节段焊接到位后, 由汽车吊将拱肋逐段吊装到梁面钢管支架上, 吊装拱肋时遵循左右、前后分别对称的原则。
为了满足工期要求, 两跨拱同时从两端往中间施工, 因此, 节段运输也将按吊装顺序进行。
单跨拱安装按如下步骤进行: (1) 确定架拱支架在地面上的具体位置, 并浇筑混凝土扩大基础; (2) 安装架拱钢管支架及钢管支架连接系、拉缆风绳; (3) 架拱钢管支架检查验收合格后, 进行拱肋节段及横撑安装, 边安装边调整线形; (4) 两侧拱肋对称安装 (预留合拢段) ; (5) 安装合拢段; (6) 安装横撑; (7) 整体焊接。
3 安装计算模型和参数确定
3.1 计算参数
3.1.1 材料参数及截面特性
(1) 材料参数。钢管拱桥结构主要采用Q345q D钢材;贝雷梁片为国产3 000 mm×1 500 mm, 16Mn钢材;钢管支架采用Q235q D钢材;钢绞线采用1860级低松弛钢绞线。计算模型中的钢结构材料参数按照规范选取:钢构件弹性模量E=2.06×105 MPa (钢绞线E=1.95×105 MPa) ;钢构件泊松比为0.3;钢构件线膨胀系数α=1.2×10-5;钢材容重ρ=78.5 k N/m3。
(2) 截面特性。结构各杆件截面形式和特性参照设计图纸选取。
3.1.2 荷载
(1) 恒载。钢拱及支架结构自重按照实际质量施加在结构上。对于一些节点拼接板件, 其质量在杆系计算模型中不易模拟, 通过对结构杆系模型自重乘上自重系数来反映, 使模型自重尽量与实际相吻合。
(2) 活载。钢管拱在纵向平移过程中的推动力按液压顶推力计。
(3) 附加荷载。风力:按照TB 10002.1—2005《铁路桥涵设计基本规范》第4.4.1条计算。温度荷载:按照最低气温-10℃, 最高气温30℃计算;左、右侧钢管拱温差按照5℃考虑。
3.2 安装计算模型及假定
采用Midas/Civil 2006对钢桁梁结构建立空间杆系有限元模型 (见图1) 。全桥离散为4 104个梁单元, 6 952个节点。
边界条件: (1) 架设过程。钢管拱架设施工过程中, 约束拱脚处的各向位移, 按完全固结考虑;钢管拱与支架连接为竖向及横向约束。 (2) 滑移过程。滑移过程中主要考虑钢管拱横向约束, 计算其横向抗风、抗颠覆能力, 确保钢管拱在滑移过程中的安全稳定。
计算采用以下假定: (1) 计算模型中钢管拱、钢桁杆件均按梁单元模拟, 钢绞线按照拉索进行等效模拟; (2) 模型按照设计线形为初始状态进行计算; (3) 施工过程计算时, 新安装的单元考虑其由于已安装单元转角引起的初始位移; (4) 施工过程计算的荷载主要考虑自重、温度、风压等正常施工荷载; (5) 参照施工组织设计中的抗倾覆验算结果, 合拢段不施加其他强制外力; (6) 边拱施工过程中, 未考虑临时约束构件的变形和受力, 根据实际监测结果再对计算模型予以修正。
3.3 施工阶段划分
钢管拱节段吊装。钢管支架拼装完成并检收合格后方可进行钢管拱节段吊装, 采用2台300 t汽车吊进行吊装。汽车吊将钢管拱节段吊至钢管支架上固定, 同时将拱肋与滑移系统连接。为保证吊装到位后拱肋的稳定性, 每个吊装段吊装到位后在其对应位置安装横撑。
安装架设施工工况见表1, 安装完毕结构模型见图2。
先吊装拱脚段, 最后吊装中间合拢段, 对吊装到位的拱肋进行调整焊接。吊装段对接、焊接完成后安装其他横撑。
钢管拱吊装时, 应对每一吊装段进行跟踪测量, 保证安装线形满足设计要求, 吊装线形几何尺寸除满足设计要求外, 也应根据原桥面吊索孔的施工误差, 在满足设计要求的情况下, 对上部拱进行适量修整, 以备后续吊索安装顺利进行。
4 安装计算结果分析
对九龙岗特大桥梁的安装架设施工计算主要包括架设施工过程和滑移状态计算。施工阶段按该桥的安装架设施工组织设计划分, 进行计算。根据建立的计算模型、施工方法和阶段划分进行计算, 得到关键架设施工阶段及滑移状态内力和位移结果。安装架设施工过程中, 需对实际施工临时荷载进行严格校核, 使计算模型尽可能反应实际施工状态。
4.1 内力计算结果
安装架设施工阶段, 支架及钢管拱体系杆件最大组合拉应力为109.3 MPa, 最大组合压应力为-35.7 MPa, 小于Q345q D钢材的轴向基本容许应力 (210 MPa) 和弯曲基本容许应力 (315 MPa) ;贝雷梁片杆件最大叠加拉应力为155.6 MPa, 最大叠加压应力为-115.3 MPa, 小于16Mn钢材的轴向基本容许应力和弯曲基本容许应力。安装架设施工阶段支架及钢管拱受力满足规范要求。
4.1.1 施工过程内力计算结果
钢管拱关键架设安装施工阶段内力和应力计算结果见图3—图5。支架杆件最大组合拉应力为22.1 MPa, 最大组合压应力为-21.4 MPa。
4.1.2 滑移阶段结果
钢管拱进入滑移阶段, 解除支架约束自重力作用下, 钢管拱最大拉力为27 k N, 最大压力为-48.1 k N。在桥址环境整体升温至30℃的温度荷载作用下, 钢管拱最大组合拉应力为1.9 MPa, 最大组合压应力为-2.7 MPa, 小于Q345q D钢材轴向基本容许应力 (210 MPa) 和弯曲基本容许应力 (240 MPa) 。钢管拱滑移阶段自身结构体系受力满足规范要求。
滑移阶段钢管拱应力及变形见图6—图9。
4.1.3 托架检算
12片贝雷片在承重过程中的计算结果见图10, 最大应力为129.9 MPa, 满足要求。
托架承重过程中计算结果见图11, 最大应力为215.5 MPa, 满足要求。
(σmax=0.103 MPa)
4.1.4 滑移过程中拱肋相对位移检算
九龙岗大桥钢管拱纵向滑移采用液压顶推方式进行, 滑移过程是整个钢管拱施工中最难控制的一个环节, 也是要求最高的一个环节。推进进程中要严格控制左右侧拱肋相对位移, 确保纵向滑移过程中结构姿态及内力符合结构受力要求, 确保结构安全。特别对钢管拱滑移过程中两侧拱肋相对位移进行检算 (见图12、图13) , 两侧拱肋相对位移及应力见表2。
注:表中为模拟钢管拱滑移过程中两侧拱肋在产生相对位移下的应力值。
可见, 当钢管拱滑移两侧拱肋错位在80 mm时, 横撑最大拉应力为221 MPa, 压应力为-221 MPa。大于Q345q D钢材的容许压应力 (-210 MPa) 。钢管拱纵向滑移过程中两侧拱肋的相对错位对横撑受力影响较大, 因此, 滑移过程中应将相对位移量严格控制在70 mm及以下, 且加强对两侧拱肋相对滑移量的监测, 及时对钢管拱滑移姿态进行校正。
4.2 位移计算结果
4.2.1 安装架设阶段位移
九龙岗特大桥上部结构为钢管拱, 采用MIDAS软件对钢管拱架设安装阶段进行模拟计算, 安装过程主要位移见图14—图16。
4.2.2 安装架设阶段支反力
安装架设阶段结构支反力见表3。
4.3 抗倾覆验算
九龙岗特大桥钢管拱滑移过程中, 采用液压顶推, 滑移过程中靠自重维持平衡, 因此对滑移过程中的不利状态进行抗倾覆验算。
4.3.1 重心确定
钢管拱重心采用画图法进行基本确定, 正立面及侧面分别进行确定。重力G点的坐标可基本确定为G (80 000, 5 900, 21 130) , 以小里程右侧拱脚轴线中点为局部坐标原点算起。
4.3.2 抗倾覆验算
钢管拱自重按照施工单位给定738 t, 计算得钢管拱横向迎风面积为 (双肋) 1 059.28 m2, 空气容重11.5 N/m3, 分别采用4级和风 (风速5.5 m/s、风压18.9 N/m2) 和5级清风 (风速7.9 m/s、风压39 N/m2) 进行检算。
4、5级和风下钢管拱横向抗倾覆系数分别为:
可见, 4、5级和风下横向抗倾覆均满足要求。
当桥址环境风力大于5级和风后钢管拱横向抗倾覆系数较低, 滑移过程中安全不能得到保证, 应采取5级和风设防。
5 结论
(1) 安装架设施工阶段, 支架及钢管拱体系杆件最大组合拉应力为109.3 M P a, 最大组合压应力为-35.7 M P a, 小于Q345q D钢材的轴向基本容许应力 (210 MPa) 和弯曲基本容许应力 (315 MPa) ;贝雷梁片杆件最大叠加拉应力为129.9 MPa, 最大叠加压应力为-115.3 MPa, 小于16 Mn钢材的轴向基本容许应力和弯曲基本容许应力。安装架设施工阶段支架及钢管拱受力满足相关规范要求。
(2) 钢管拱进入滑移阶段, 解除支架约束自重力作用下, 钢管拱最大拉力为27 k N, 最大压力为-48.1 k N。在桥址环境整体升温至30℃温度荷载作用下钢管拱最大组合拉应力为1.9 MPa, 最大组合压应力为-2.7 MPa, 小于Q345q D钢材的轴向基本容许应力 (210 MPa) 和弯曲基本容许应力 (240 MPa) 。钢管拱滑移阶段自身结构体系受力满足相关规范要求。
注:表中值分别为钢管拱安装架设过程中支架及拱脚处最大支反力。
(3) 钢管拱在恒载 (自重) 作用下的最大竖向挠度为10 mm, 满足要求。
(4) 纵向滑移施工阶段, 钢管拱横向抗倾覆验算满足要求。当风力大于5级和风时应立即停止前移, 对构件体系进行锁死。进入非工作状态防风, 贝雷片上部钢丝绳穿过拱肋吊杆孔拉紧纵向贝雷片, 下部钢丝绳连接贝雷片与桥面挡渣墙钢筋。
(5) 滑移过程中应将相对位移量控制在70 mm及以下, 且加强对两侧拱肋相对滑移量的监测, 及时对钢管拱滑移姿态进行校正。
参考文献
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