大跨径拱桥（精选7篇）
大跨径拱桥 篇1
摘要：结合某拱桥工程实例, 介绍了中承式钢箱提篮拱桥施工监控的内容。利用有限元建立全桥模型, 对其成桥阶段的结构应力进行了仿真分析和研究。在此基础上, 对多个结构参数进行了敏感性分析, 得出显著影响该桥线形和内力变化的敏感性参数, 并据此提供监控意见。
关键词：拱桥,有限元计算,结构参数,敏感性分析
中承式钢箱提篮拱桥与普通拱桥相比, 具有轻质高强、跨越能力大、施工方便、造价低等优点, 因而近年来在我国得到迅猛发展。然而, 与普通拱桥相比, 中承式钢箱提篮拱桥的施工特点:一方面, 钢箱提篮拱桥的截面构造比较复杂, 要使整个截面真正合拢较为困难;另一方面, 采用自架设体系进行施工的钢箱提篮拱桥, 其主拱圈是分阶段形成的, 结构自重分阶段加上去。在此过程中, 结构刚度不断发生变化, 内力状态也不断发生变化。因此要对施工过程中的内力状态和变形进行监测, 防止事故的发生。
1 施工监控原则
在施工控制过程中, 应根据桥梁结构的不同和施工工艺的差别采取以下控制原则:在满足稳定性要求的前提下, 对变形、应力进行双控, 其中以控制变形为主, 严格监控成拱期间的应力变化趋势。
(1) 线形控制
线形控制的主要任务是确保拱肋的拱轴线线形和桥面线形, 在成桥恒载的影响下其线形和标高达到设计要求。为了满足线形要求, 需要严格控制各拱段施工状态下的位移与内力, 以及吊索索力、系杆索力。
(2) 受力要求
在恒载下, 拱肋受力主要受到拱轴线形的影响。同时, 拱肋的应力也与拱肋截面轴力和弯矩的大小有关, 在成桥恒载状态下, 必须控制使拱肋截面既满足施工阶段的强度和稳定性, 也达到成桥后在活载作用下的设计要求。为确保施工阶段受力安全, 可以及时设置一定的横向缆风索及安装永久横联。
(3) 调控手段
由于拼装过程中, 前扣索和拱肋的夹角不断变化, 决定了扣索力是不断变化的, 而前扣索力的大小直接影响到拼装过程的安全及拼装状态预测的准确, 并对后续工况产生影响, 故如何确定各工况下索力是保证整个拼装过程计算精度及顺利合拢的重要前提。
2 施工监控的内容
某大桥为主跨450m的钢箱提篮拱桥, 矢跨比为1/4, 桥面距拱顶73.5m, 拱肋为钢结构, 桥面系采用结合梁体系。拱脚处两拱肋间距34m, 拱顶处间距12.34m。拱肋为箱形断面, 截面宽度为4m, 拱顶处截面高8m;拱脚处拱肋截面高度为15m, 拱肋钢板厚度为30～50mm。拱座采用扩大挖井基础, 全桥共4个拱座。桥面主纵梁为箱形结构, 高度为3m, 宽度为2m, 两主纵梁中心距为20m;横梁高3m, 支座处为箱形断面, 其余为工字型断面;桥面板采用40cm厚的混凝土板。
拱肋在与桥面系相交处设横梁, 横梁与桥面系主纵梁通过支座连接, 拱肋与拱座固结, 吊杆与主纵梁连接。总体布置如图1所示。
根据此类拱桥施工的特点, 为保证成桥拱轴线和结构的安全, 确定施工监控的主要内容如下:
(1) 测量和测试精度的保证;
(2) 钢拱肋制造预拼施工监控;
(3) 拱肋节段拼装施工工艺控制;
(4) 主拱肋合拢施工监控;
(5) 扣塔安全性控制。
3 施工监控计算
施工监控计算就是利用建立的监控计算体系对主拱、主梁节段施工过程中每一节段结构的应力和位移状态以及施工监控参数进行计算, 在监控计算中应考虑施工误差、实际安装梁段重量误差、材料属性差异等因素的影响, 根据控制计算的结果为各施工节段提供施工监控目标值 (吊装标高及索力) , 保证节段施工的顺利进行, 保证结构最终达到或接近设计要求的成桥状态。
本桥计算分析软件包括MIDAS/Civil2006、ANSYS等大型结构分析软件。本桥施工全过程分析拟采用桥梁结构分析软件MIDAS/Civil, 局部构件分析采用ANSYS分析软件。
3.1 计算模型
包括简化扣塔在内, 共2777个单元, 3008个节点。扣索、锚索和吊杆用桁架单元模拟, 其余构件皆用梁单元模拟, 单元离散图如图2。
3.2 施工阶段拱肋应力结果
从计算结果可以得到:拱肋的最大轴向压应力为-84MPa, 最大轴向拉应力为0.17MPa;小于所采用材料Q345qD的基本允许轴向应力[σ]=200MPa, 见图3、图4。
3.3 成桥状态计算结果
由表1中部分数据分析得到, 按照施工工序正装计算得到成桥状态拱肋的最大轴向应力为-83.90MPa, 最小轴向应力为-66.10MPa;最大组合应力为-89.30MPa, 最小组合应力为-67.60MPa;轴向应力在组合应力中所占比例, 最大99%, 最小为81%。可以推断, 成桥阶段拱肋属于“轴心受压”构件, 符合拱桥拱肋的设计理念, 可以认为拱肋处于合理的成桥状态。
4 监控控制参数影响性分析
结构参数是施工控制中结构施工模拟分析的基本资料, 其准确性直接影响分析结果的准确性。事实上, 实际桥梁结构参数一般是很难与设计所采用的结构参数完全吻合的, 总是存在一定的误差。
%根据本桥的特点与斜拉扣挂施工特征, 兼备拱桥和斜拉桥的受力特性, 影响参数较多, 但拱肋的变形是明显的体现结果之一。在此, 取施工最大悬臂阶段有限元计算模型和成桥状态模型, 分别探讨有限元计算中的控制参数误差对最大悬臂状态和成桥状态的拱肋变形影响, 主要针对拱肋钢材的容重、拱肋钢材的弹性模量、扣塔钢管的弹性模量和扣锚索索力等参数进行了单项影响分析。
对于拱肋斜拉扣挂悬臂阶段, 选取的主要控制计算参数如下:
(1) 拱肋钢材容重减少5%;
(2) 拱肋钢材弹性模量减少10%;
(3) 扣塔钢管弹性模量减少10%;
(4) 上下游两侧扣索索力增加5%;
(5) 上下游两侧锚索索力增加5%;
(6) 上下游两侧扣锚索索力增加5%;
(7) 拱肋施工临时荷载减少10%;
(8) 整体升温10℃;
(9) 扣塔塔顶增加10t (向岸方向) 的水平力。
通过有限元仿真模拟计算得到, 上述9项控制计算参数对拱肋的位移的影响如图5所示。由图可知, 在几个控制计算参数中, 对拱肋竖向位移的影响最大的是扣锚索索力;如果扣锚索索力同步增加5%, 将对拱肋悬臂前端 (合拢口) 的竖向位移产生近10cm的位移, 同时也会给扣塔造成约3cm的塔顶水平偏位。这样, 为采用扣锚索索力来对拱肋的竖向线形进行调整给予了充分的依据。
5 结 论
按照施工工序正装计算得到成桥状态与按照一次落架得到的成桥状态下, 拱肋的位移基本一致, 基本达到了闭合的效果。但因扣锚索的索力属于施工临时结构, 同时其索力也很难达到迭代闭合, 因此导致拱肋的成桥位移存在一定的差异。在几个控制计算参数中, 对拱肋竖向位移的影响最大的是扣锚索索力;根据拱肋应力计算结果可以推断, 成桥阶段拱肋属于“轴心受压”构件, 符合拱桥拱肋的设计理念, 可以认为拱肋处于合理的成桥状态。
参考文献
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大跨径简支组合拱桥施工技术 篇2
关键词：拱桥,桩基,承台,现浇梁,施工
1 工程概况
某等截面钢管混凝土平行拱大桥计算跨度106 m, 矢高21.2 m, 多箱三室预应力钢筋混凝土主梁高3.0 m, 顶宽15.5 m。主拱肋为哑铃形钢管混凝土截面, 标准段钢管直径为1 200 mm。全桥32根吊索采用外挤双层彩色PE成品索, 拉索由127Φ7低松弛镀锌高强钢丝组成。
2 施工主要技术
2.1 桩基施工技术
本桥采用群桩基础, 桩径2 m, 桩长为85 m, 89 m。桩位地质情况为黄河河滩地土质多为粘性土以及沙土, 考虑施工时间、成本消耗以及工艺成熟程度, 选取气举反循环钻孔成孔。
成孔主控指标有:孔径、孔深、沉渣厚度、泥浆比重、泥浆粘度、泥浆含沙量等。采用场内制作桩基钢筋笼分节安装下放, 节段间主筋采用直螺纹套筒连接技术。桩基检测采用超声波检测法进行, 在每节段安装完全后应将钢管中注满清水并整体提升钢筋笼1 m~2 m, 静放10 min后观察管内清水是否有下沉现象, 通过此法检测钢管接头是否存在不密封处。灌注混凝土导管在使用前需要做水密性实验, 水下混凝土灌注的主控项目为:封底混凝土方量、灌注工作中的导管埋深、灌注混凝土的入模温度、坍落度、含水量等。
2.2 大体积混凝土承台施工
本桥承台尺寸为24.4 m×13.8 m×4.5 m。采用拉森Ⅳ型钢板桩围堰进行施工, 见图1。内撑围囹采用双榀工40, 内撑钢管采用ф630×10 mm螺旋钢管, 纵横向采用抱箍连成整体增强压杆稳定性。承台分层浇筑, 第一次浇筑2.5 m, 拆除模板后在已浇筑承台与钢板桩之间回填土并夯实, 拆除承台上层2 m范围内的围堰内撑钢管及围囹, 完成受力体系的转化。
2.3 现浇梁施工
2.3.1 支架总体布置方案
梁柱式支架体系, 立柱采用ф630×10 mm螺旋钢管桩, 基础采用混凝土条形基础, 管桩顶部设置沙桶以便于后期支架的拆除, 其上部为双榀Ⅰ56垫梁用于放置贝雷片, 本支架纵向主体受力梁采用的是贝雷片, 上部为间距75 cm的Ⅰ25分配梁, 如图2所示。
2.3.2 现浇梁施工流程
地基处理、安装钢管立柱、安装横垫梁、吊装贝雷梁、安装上部分配梁、支架预压、铺设箱梁底模板、安装支座、铺设墩顶底模、焊接拱脚加劲型钢支撑架、吊装拱脚预埋段、安装侧模、安装吊杆系梁端预埋锚头、绑扎底腹板钢筋及预应力预埋波纹管的安装、安装内模、绑扎顶板钢板及顶板内预应力预埋波纹管、绑扎拱脚钢筋、安装拱脚模板、进行系梁的浇筑、拆除部分影响张拉和非支撑性模板、安装纵横向预应力钢绞线、张拉压浆。
现浇梁内外模板布置图见图3。
2.4 拱肋安装
2.4.1 拱肋支架安装
受到运输条件和安装精度等因素的限制, 拱肋分段加工逐节安装。单个拱肋节段重量约为20 t, 长度为12 m。下部支撑体系采用钢管支架, 并在每个节段设计位置的下部设拱肋调节装置, 见图4。
系梁浇筑前在箱梁顶面安装预埋钢板, 预埋钢板与钢管采用焊接连接。钢管顶板设置拱肋调节平台, 拱肋调节平台安装完成后, 进行拱肋调节装置的安装, 见图5。首先, 在四榀工40焊制的横垫梁上对拱肋调节装置底座纵横向轴线的测量放样, 吊装底座至设计位置与横垫梁焊接固定。吊装调节装置的上部构件插入下部底座对应的槽口中。四个伸缩槽中各放入一个20 t的千斤顶, 采用水准测量并用千斤顶将上托盘顶至设计标高, 上托盘与下底座槽口间塞入三角木楔做临时固定。
2.4.2 拱肋吊装
根据地面标高和拱肋设计位置以及节段重量先后选用了120 t汽车吊与80 t履带吊配合吊装、单辆160 t汽车吊吊装的施工方案, 平均每节段安装及定位需用10 h。其中采用拱肋调节装置大大缩短了拱肋定位及精调的施工时间, 节约了大型起重设备的使用成本, 并申请了国家专利。
2.4.3 拱肋焊接
高标准的焊接质量是钢结构室外场地施工中的难点, 为了确保拱肋接头的焊接质量, 采用CO2气体保护焊并对已完成焊缝做100%超声波检测以及10%的X光探伤片拍摄。焊接中应着重注意防风措施记忆T型焊缝的焊接。
2.4.4 拱肋支架的拆除
待拱肋接头焊接合格后, 接触拱肋支架与拱肋的支撑关系, 即释放油顶下放调节装置上托盘, 进行受力体系转化, 卸除支架支撑力的顺序应从跨中向两侧拱脚对称进行, 并随时对拱肋轴线及高程进行观测。
2.5 拱肋灌注混凝土
在拱脚处拱肋段设置注浆孔, 跨中拱顶设出浆孔, 采用地泵从拱脚泵送混凝土。为保证拱肋上的吊杆预留孔在泵送混凝土的强大压力下不致变形, 预先采用型钢制作内支撑并在缝隙内填砂。泵送混凝土要确保混凝土供应连续。
2.6 安装吊杆
根据拱肋端锚头标高确定吊杆下料长度, 采用吊机安装吊杆, 进行张拉, 张拉采用应力控制, 并实时检测梁面标高。
2.7 下部系梁支架的拆除以及其余附属工程的施工
主体受力结构施工完成后需对拱肋做最后一次的涂装、桥面系的安装、针对铁路桥还需进行挡渣墙的统一浇筑等。
3 结语
简支组合拱桥施工技术是一项综合性较强的工作, 各个施工环节考虑要点繁杂且容易出现较多问题, 施工前应进行详细的总体方案设计避免不必要的问题出现。
参考文献
[1]陈宝春.钢管混凝土拱桥设计与施工[M].北京:人民交通出版社, 2000.
[2]钟善桐.钢管混凝土结构[M].北京:清华大学出版社, 2003.
大跨径拱桥 篇3
1 工程概况
某钢桁架桥主桥长度为 (70+240+70) m, 主桥桥面全宽43.9m, 该桥的设计荷载为公路一级, 按双向八车道设计。此桥规划线位桥轴线与河水流流向夹角为27°, 双向通航净宽需224.1m。
主桁采用N型桁架, 横向两片桁拱, 中心间距38.2m, 拱肋矢高54m, 矢跨比约为1/4.444。主桁拱肋跨中位置桁高7m, 中支点处的桁高为20.56m。
风撑采用空间桁架式一字撑, 风撑弦杆采用平行四边形箱型截面, 板厚20mm, 长度规格根据角度不同有所变化, 按平行四边形竖直向内高500mm、水平向内高480mm控制。
纵梁选用带肋焊接箱型截面, 顶面设有2%横坡, 截面的内宽1 500 mm, 竖向中心线处全高为2 700mm, 采用28mm、36mm、48mm 3种厚度, 翼板以及腹板均设两道板式加劲肋。
桥面系使用结构简支桥面连续的π形板, 预制板同钢横梁之间设板式橡胶支座。预制板采用C50混凝土, 板厚12cm, 支点处厚40cm。
2 有限元方法模拟
2.1 有限元模型的建立
模拟结构的真实刚度、质量以及它的边界条件是建立有限元模型的关键, 同时要对计算模型进行简化, 这样才能确保顺利完成计算。实际桥梁结构十分的复杂, 对每个细节都准确模拟难度太大, 建模的原则是舍次求主, 确保每个简化都要合理, 这样得出的结果才能有较高的可行度。
某大桥的空间有限元模型如图1所示, 全桥模型共有节点2 253个, 各类单元2 776个。其中主桁构件、风撑、钢横梁、钢纵梁等杆件均采用BEAM188模拟;梁单元的截面属性种类有21种, 杆单元的截面属性有2种。
2.2 荷载计算
在对全桥的稳定性进行分析之前, 首先必须确定荷载的种类和荷载的大小, 从苏岭山大桥成桥后的功能来看, 此桥主要承受的荷载有三种类型 (恒载、活载以及横向风荷载) 。
荷载包括一期恒载和二期荷载, 考虑到节点板、桥面现浇层、桥面铺装层以及焊缝的影响, 通过提高构件的密度来模拟实际状况。活载主要包括汽车荷载和人群荷载两种, 其数值根据《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60—2015) 规定, 并依照规范取值并折减活载值。风荷载作用于桥梁结构, 主要体现在阻力、升力以及扭转力矩。为方便计算, 在该模型中只考虑横桥向存在的静风荷载。根据《公路桥梁抗风设计规范》 (JTG/T D60-1—2004) 规定, 计算出桥梁结构在横桥向风作用下的主梁及各类杆件的单位长度荷载。
2.3 计算方法
实际工程中, 结构失稳通常出现为第二类稳定问题, 即极值点失稳。第二类稳定分析需要同时考虑几何非线性和材料非线性的极限承载力分析。由于大跨径钢桁架拱桥矢跨比较大, 当外荷载较大时, 结构将发生塑性坍塌, 因此拱桥失稳基本上为极值点失稳, 对其进行分析具有重大的工程意义。拱桥成桥后, 由于桥梁会承受较大的活荷载作用, 因此对拱桥对成桥状态进行极限承载力分析是十分有必要的。
第二类稳定分析结果以稳定系数的形式表达, 定义为桥梁开始失稳时分析荷载的施加倍数λ
式中, P为结构承受总荷载;Pd为恒载;Pc为活荷载。
对于钢材的本构关系进行模拟, 在此过程中选择双线性随动强化选项, 其原理是用弹性斜率和塑性斜率表示钢材的应力-应变曲线 (见图2) 。双线性随动强化准则中应力的允许范围是钢材屈服应力的两倍, 其目的是为了包括包辛格效应, 以准确地应对材料反复加载时产生的问题, 适用于绝大多数的金属 (初始为各向同性且小应变) 。屈服应力的取值根据结构构件的材料而定, 材料达到屈服应力之后按理想弹塑性计算, 此时塑性斜率E′为零。
假定吊杆和水平索材料在分析中始终保持弹性, 文中所用钢材视为理想弹塑性材料, 材料的屈服应力σy=345 MPa。
3 不同因素的影响及分析结果
3.1 结构边界条件的影响
边界条件的改变对结构整体的受力可能存在影响, 桥梁的边界条件形式较多。就钢桁架拱桥而言, 拱脚处采用铰接的方式在实际工程中被广泛的使用, 这是因为铰接有着突出的优点, 采用铰接的方式使得拱脚处不会出现弯矩, 对锚固的要求比较低, 且铰接的受力形式明确[5]。但对于大跨度钢桁架拱桥来说, 考虑到铰接的方式与拱脚基础的连接需要使用大型的支座, 例如某大桥设计使用的是7 000t的球形支座, 承受如此大荷载的支座在成桥之后需要长期的养护。从使用铰接支座受力性能方面考虑, 会大大减小拱肋结构的整体刚度。根据实际状况中约束条件的使用状况, 分成以下3种工况:
工况一:主拱拱脚均固接;
工况二:主拱拱脚均铰接;
工况三:一侧铰接、一侧滑动约束的边界条件。
由计算结果见表1和图3可知, 对于苏岭山大桥改变边界条件对苏岭山大桥的极限承载力结果没有明显的影响, 之间的差距在3%之内。在自重与活载作用下, 活载系数的值相差, 综合三种工况的结果, 可知工况三下该桥梁的极限承载力最大。在拱顶竖向位移方面, 拱脚均固接的方式时, 位移最小, 与工况二相差了9.05%, 有着明显的减小。在三种不同工况下拱脚处的内力差异不大, 对拱脚的杆件受力没明显影响。由计算结果可知, 对于该桥而言, 主拱拱脚采用一侧铰接、一侧滑动约束的边界条件, 整体结构的极限承载力较强, 传力方式明确, 整体结构受力较为合理, 对结构成桥的线形合理和受力状态合理有保障, 选择此种边界条件较为合理。
3.2 活载布置方式对极限承载力的影响
在对某大桥模型的极限承载力分析之后桥梁结构发生极值点失稳的原因是局部杆件达到屈服强度而进入塑性状态, 此时整体结构刚度下降, 由此可知局部杆件的极限承载能力对结构整体的承载力有着极大的影响。活载是桥梁承受的可变荷载, 在桥梁设计和评估等各种荷载组合中占着重要的地位[6]。对容易发生屈服的关键位置设置此桥的最不利活载布置, 研究此桥各关键杆件的极限承载能力。
根据在均布活载作用下的全桥失效机理的研究结果, 此桥最不利杆件位置依次为拱肋1/4下弦杆、拱脚处的下弦杆、拱肋1/4处的上弦杆、拱肋跨中的上弦杆。分别选取这4个关键位置作为研究对象, 为得到苏岭山大桥各关键位置处的影响线, 并施加设计移动荷载在最不利位置处, 运行有限元软件ANSYS计算此工况下的极限荷载值。
由于在自重荷载作用下桥梁结构承受的最大应力是压应力, 因此以最不利荷载加载方式为活载加载在造成桥梁构件出现压应力的位置。4种不同的加载工况下计算出的结果如图4所示。其中横坐标是拱顶位置的竖向位移, 纵坐标表示加载的活载系数值。详细的数据记录在表2中。由计算结果可知, 在考虑不同杆件受力最不利的荷载布置对苏岭山大桥模型的极限承载力存在着一些影响, 针对不同的杆件的影响大小不同, 对拱肋四分点下弦杆影响较小, 仅下降了1.7%, 受影响最大的是拱脚处的下弦杆, 极限承载力下降了14.3%, 接下来依次是拱肋四分点的上弦杆和拱顶的上弦杆。所以在设计过程中应适当考虑荷载不均匀分布对极限荷载值的影响。
3.3 初始缺陷对极限承载力的影响
当前, 对大跨径钢桁架拱桥的非线性有限元分析的研究往往着重于几何和材料非线性对结构的影响, 却忽视了拱桥自身可能存在的初始缺陷的影响。邱顺冬对卢浦大桥分析之后, 认为对大跨径中承式拱桥对初始缺陷的敏感度不高, 其影响可以忽略。夏旻[7]分析了巫峡长江大桥和六圭河大桥之后, 认为初始缺陷对存在推力的无铰拱的影响均在10%以内。关于下承式钢桁架拱桥的初始缺陷的研究较少。
然而, 在实际的拱桥建设过程中, 结构各杆件存在的初始缺陷是不可控制的, 因为在施工过程中安装可能存在偏差、构件制造存在初变形和构件之间安装的节点存在初偏心, 以及其他可能存在的因素 (下料长度不准确) 造成的初始应力等等。可能存在的初始缺陷具有很强的随机性和不确定性。
若要真是地反应初始缺陷对桥梁结构的影响, 需要通过大量的计算, 如此庞大的工作量是难以做到的。
考虑的初始缺陷受各种因素影响, 包括:1) 施工顺序;2) 施工时的安装设备;3) 测量仪器和测量技术的限制;4) 工人工作的熟练程度。
有限元软件ANSYS中有自带施加初始缺陷的程序, 此方法首先对模型进行特征值屈曲分析, 得到原桥模型的屈曲模态之后, 输入命令“upgeom”, 依照一定的比例对原桥杆件的节点的空间坐标进行重置。原桥模型的初始缺陷按节点的位移改变量控制, 偏移量分别为0.01m、0.1m、0.2m、0.3m、0.4m、0.5m。不同偏移量下的计算得出荷载-位移曲线。各工况下的活载安全系数见表3。
从表3计算结果可知, 随着初始缺陷值增大, 桥梁的极限荷载值减小, 当初始缺陷值为0.5m时, 全桥的极限活载系数是6.89, 下降了5.36%, 极限荷载值对初始缺陷的敏感度不高。因规范规定初始缺陷为l/1 000, 即0.24m, 在规范允许的范围内, 极限值降低了2.61%。但我们可以得知, 随着缺陷的继续增大, 桥梁的极限荷载值也会逐渐降低, 所以在施工过程中要保证桥梁的初始误差最小化, 这样桥梁的稳定性才能得到保证。
3.4 横向风荷载与活载耦合对极限承载力的影响
风灾作为主要的自然灾害之一, 经常发生在我们周围, 对人类社会造成的损失十分巨大。在1940年之前, 风的荷载作用还未引起学者和工程师们的重视, 直到位于美国华盛顿的Tacoma桥因风荷载的作用发生垮塌, 此时的风速为八级。这次的事故引起人们对风荷载的重视, 之后对桥梁的抗风性能的验算逐渐成为一种常规研究。经过几十年的研究之后, 目前已经大致认清了风荷载造成桥梁结构失稳的主要形式, 简单地可以归纳成两种, 第一种现象是空气静力失稳, 另一种是颤震、驰震、抖震和涡激共振作用下导致的动力失稳。对于悬索桥等大跨径桥梁会因颤震的影响所致的动力失稳的极限风速相较于静力失稳的极限风速要小。相较于动力失稳, 静力失稳突发性强, 发生前没有任何现象发生, 因此造成的损坏更大, 所以考虑静风荷载对桥梁结构的极限承载力的影响是十分必要的。
现实状况中桥梁承受的风荷载是动态的, 而非理想的静态。风荷载会随着桥梁结构产生的变形, 与桥梁构件的攻角也随之变化, 所以要精确地模拟风荷载的实际情况是非常困难的。于是, 风荷载学者提出了等效静力风荷载, 将复杂的动力风荷载分析转变成静力分析[8]。
由图5可知, 在桥梁承受的风荷载变化后, 加载活载之前, 不同风速下的拱肋跨中上弦杆节点位置的竖向和横向偏移的值不同, 在横向风的作用下, 风速越大跨中节点的竖向位移量也随之增大, 直到全桥达到极限荷载值时, 风速大的情况下最大竖向位移也增大, 说明风荷载的作用会使得竖向位移增大。
受横向风荷载影响, 此钢桁架拱桥可能出现了侧倾和扭转变形, 影响桥梁的整体刚度, 导致结构出现塑性变形的时间提前, 桥梁的极限承载力降低。通过图6可知, 横向风速的变化与活载极限承载能力大小之间不是线形关系, 当风速低于56.4m/s时, 桥梁的极限活载能力下降速度较慢, 当风速持续增大之后, 承载能力急速下降。由以上现象分析可知, 横向风荷载对桥梁的极限承载力有着极其不利的影响, 究其原因, 是由于风荷载的作用使得原先平面曲杆变成了空间曲杆, 此时, 原先的杆件从受压为主要受力形式转变成承受压弯共同作用。当风荷载作用增强之后, 杆件的初始变形增大, 随着活载的增大, 在杆件轴力增大的同时弯矩也会急速增大, 最后导致整体轴力不大的情况下, 由于弯矩作用, 杆件的一侧会过早地进入塑性状态。
如果需要进一步的提升桥梁的抗风稳定性, 对桥梁的敏感杆件需要加强对其抗风性的设计, 主要敏感部位有拱脚处的下弦杆及拱顶位置的上、下弦杆等。
4 结论
a.对于大跨径下承式钢桁架拱桥的边界条件采用一侧铰接、一侧滑动约束的边界条件, 整体结构的极限承载力较强, 传力方式明确, 整体结构受力较为合理, 其他边界条件可根据实际情况选取。
b.针对不同关键位置的最不利活载布置研究后发现受影响位置最大的为拱脚处下弦杆, 在设计过程要着重考虑此荷载工况下的下弦杆是否能正常工作。
c.由不可避免的原因造成的初始缺陷对桥梁极限承载力影响较小, 在规范允许的最大偏移值时, 极限承载力下降了2.61%, 而规范允许的值在实际工程中为较大缺陷, 正常的初始缺陷造成的影响将更小。
d.横向风速的变化与活载极限承载能力大小之间呈非线性关系, 当风速较小时, 苏岭山大桥的极限活载能力下降速度较慢, 当风速持续增大之后, 承载能力明显下降。横向风荷载对桥梁的极限承载力有着极其不利的影响, 极大地降低了桥梁的极限承载力, 因此要对桥梁进行抗风验算。
参考文献
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大跨径拱桥 篇4
随着拱桥跨径的增大,拱桥几何非线性的影响也将不容忽视,而在进行极限承载力计算时应当考虑材料非线性的影响。目前常用的桥梁通用程序大都采用弹性理论计算,很少考虑这些非线性的影响;而对于有的大型通用有限元结构分析程序,因为不是专门为桥梁工程设计的,虽然考虑了几何非线性、材料非线性、边界非线性等因素,但在适用桥梁分析的本构关系选择以及施工全过程模型简化等方面都较困难。本文用ANSYS有限元程序对变线形参数的拱桥有限元模型进行线性和非线性分析,并对其进行比较分析,研究拱桥线形参数对几何非线性挠度的影响。
1 有限元分析简介
1.1 有限元分析理论
按照挠度理论有单元在局部坐标系中的刚度方程(即单元的节点位移矩阵与相应的节点力矩阵之间的关系)为:
([K]
其中,[K]
进一步将单元在局部坐标系中的刚度矩阵进行坐标变换,并按直接刚度化集成刚度矩阵,则可建立整个结构的刚度方程:
([K]E+[K]σ+[K]G){D}={P} (2)
当引入边界条件后,即可应用Newton-Raphson Formulation进行非线性分析[1]。
1.2 有限元离散
本文研究的拱桥所采用线性为悬链线,设定参数有:跨径L、矢跨比f/L和拱轴线系数m。使用ANSYS对其变参计算弹性和非线性在重力下的作用,以此得出非线性影响关系。截面形式采用箱形截面,按照劲性骨架钢管混凝土拱桥的特点,采用钢管混凝土做骨架,拱箱采用混凝土结构;计算模型采用空间有限元单元,钢管和钢管混凝土采用Beam单元,拱箱采用Shell单元。
2 拱桥非线性影响
2.1 拱轴线对非线性的影响
通过图1和图2可看出:
1)非线性影响系数对挠度的影响在跨径约L/4～L/2的区域是相对稳定,非线性影响系数由0逐渐正值增大,称为正影响区域;
2)在正影响区域内,同截面的非线性影响系数随着拱轴线系数的增大而增大,近似成直线关系;
3)非线性影响系数对挠度的影响在跨径约L/4至拱脚的区域是相对不稳定,非线性影响系数由0逐渐负值减小,称为负影响区域;
4)在负影响区域内,同截面的非线性影响系数随着拱轴线系数的增大而急剧减小,当非线性影响系数趋向于负无穷时,将突变为正影响;
5)在同一拱轴线系数不同跨径情况下,随着跨中非线性影响系数的增大,非线性影响系数零截面(非线性影响系数为零的截面)将向跨中移动,但范围减小。
2.2 拱桥挠度非线性规律分析
拱桥结构在恒载荷载的作用下挠度规律与直线梁桥在弯矩(相应于拱桥的)和自重共同作用下挠度的规律相似;直线桥在竖向力作用下不会产生二次力从而也不会产生二次挠度,故非线性对其无影响;直线桥在弯矩作用下的挠度会产生二次弯矩进而产生二次挠度,故非线性对其有影响。拱桥弯矩的反弯点在L/4左右,非线性影响系数在挠度方面的影响也在L/4左右分为正负影响区域2个部分。
从非线性影响系数、挠度和拱轴线系数的分析,可以看出随着拱轴线系数的增大,挠度在L/4至跨中之间为增大趋势,相应非线性影响系数增大;挠度在拱脚至L/4之间为减小趋势,相应非线性影响系数绝对值却增大。但如果我们将挠度曲线中拱脚—L/4—跨中连成一条折线,我们会发现随着拱轴线系数的增大,挠度曲线偏离该折线越来越大,即弯矩对其影响越来越大,因二次弯矩而影响的非线性影响系数的绝对值也将增大。
3结语
针对目前拱桥非线性研究现状,对钢管混凝土劲性骨架拱桥改变其参数的1 000多个模型进行线性和非线性分析,得出以下结论:
1)非线性对挠度的影响,在跨径约L/4～L/2的区域是相对稳定的正影响,在拱脚至跨径L/4区域是相对不稳定的负影响,在L/4左右的零截面位置较为稳定;但在刚度较小的拱桥上,若拱轴线系数小且矢跨比大的情况下,会出现拱脚至跨径L/4左右的区域为正影响,跨径约L/4～L/2的区域为负影响的现象;对于正影响区域一般小于20%,负影响区域有超过-100%的现象;
2),,在正影响区域内基本呈直线增长,在负影响区域内呈指数增长;
3)为了减小非线性对拱桥挠度的正影响,可以选择小拱轴线系数和大矢跨比,为拱桥初步设计时主拱圈参数选择提供依据。
摘要：针对目前拱桥非线性研究现状,对钢管混凝土劲性骨架拱桥改变其参数的1 000多个模型,用ANSYS有限元程序进行线性和非线性分析,并进行比较分析,得出拱桥的拱轴线参数对几何非线性的影响,为此类桥型设计提供经验。
关键词：拱桥,非线性分析,挠度,线形参数
参考文献
[1]顾安邦,王荣,刘湘江.大跨径钢管混凝土劲性骨架肋拱桥的稳定性研究[A].中国公路学会桥梁和结构工程学会2000年桥梁学术年会论文集[C].北京:人民交通出版社,2000:782-787.
[2]吕和祥,蒋和洋.非线性有限元[M].北京:化学工业出版社,1992.
大跨径拱桥 篇5
关键词：钢管混凝土,系杆拱,先拱后梁,施工技术
1 工程概况
本桥梁工程位于上海浦东新区,横跨大治河(见图1),全桥长559.84 m,于2011年12月建成通车。
主跨上部结构为下承式系杆拱桥,跨径125 m,计算跨径120 m,计算矢高30 m,矢跨比1/4。桥梁分上、下行2幅,每幅桥采用2片拱肋,每片拱肋采用2根φ900 mm×14 mm钢管,呈哑铃型截面,拱肋间用钢管横撑及米字形和K字形风撑连接;每片拱肋设17根吊杆,吊杆间距6 m,吊杆一端张拉,张拉端位于纵梁底部。系梁为1 950 mm×2 000 mm箱型截面,采用C50预应力混凝土劲性骨架结构。横梁共42道,采用C50预应力混凝土结构。桥面板为6 m长的预制混凝土空心板,板厚30 cm。主墩桩基础采用φ1 000 mm钻孔灌注桩,桥墩采用预应力混凝土双柱,墩柱为矩形截面。本文着重于关键工序,结合工程实例,对系杆拱桥主要施工阶段的控制要点进行了总结和分析。
2 施工工艺流程
本工程跨大治河,为尽可能减少对航道的影响,采用先拱后梁法实施主桥,其主要施工工艺流程见图2。
3 施工质量控制要点
3.1 钢管拱加工和整体吊装
钢管拱的制作加工和吊装是本工程施工的重点和难点,故采用事先预制的方法,严格质量控制。
1)钢管拱的制作加工。本工程钢管拱肋每片长达120 m,通过公路运输至现场进行二次拼装,运输距离约100 km,为减少对接焊缝的数量、方便运输,每个拱肋分成9段制作成形,厂内制作所有节段均按1∶1放样控制坐标及尺寸,出厂前进行试拼装,拼装轴线坐标实测与理论值(包括预留拱度)竖向及水平向误差控制在允许范围内方可出厂。拱肋加工过程中质量控制要点如下。
(1)严把原材料关,选用质量信得过的厂家,按相关规定进行抽检。
(2)对于不同的焊接方式均进行焊接工艺评定,评定合格后,按设计图要求做好除锈与初始涂装。
(3)焊缝外观质量要求成形美观、整齐,尺寸符合设计和工艺要求,做到无裂纹、无气孔、无夹渣等焊接缺陷,并按一级焊缝进行100%超声波探伤,对接接头焊缝内部质量应按一级焊缝进行射线探伤检验。
(4)当横向对接焊缝长度>1 200 mm时,焊缝中部增加探伤范围250~300 mm。针状气孔直径分别不得超过2 mm和3 mm。不记点数的气孔尺寸为0.5 mm,但在视场内任意10~20 mm范围内不记数的气孔点不允许存在10个以上。
(5)考虑到钢管拱肋在恒荷载作用下的变形,拱顶设置65 mm的预拱度,另外考虑到节段切割和温度等因素,增加20 mm施工预拱度。
2)钢拱管吊装。为了校正钢管拱运输中的扭曲、变形,确定拱肋的横联位置。在大治河的南岸现场拼接场内按照设计图和施工图制作1∶1胎样,在胎样上进行拱肋的拼接使拱肋整体形态便于调整和控制,确保吊装节段制造几何尺寸符合整个拱肋线形精度要求,同时在胎样上进行临时施工平台、走道、监控点的设置。每个拱肋2个端头节段在拱脚施工时事先预埋入拱脚,其余7个节段在胎架上拼接成整体进行吊装。
根据拼装完成后拱肋实际状况建立电脑模型,运用计算机辅助软件计算出拱肋的重量和重心位置。每片整体吊装的钢拱肋的安装弧长为120.68 m,跨径106.10 m,重95.5 t,考虑附属施工机具及操作平台的附加重量,总重量取110 t。大治河桥常水位为2.7 m,至拱顶距离约40 m,吊装设备选用一艘160 t和一艘120 t浮吊进行抬吊。因拱肋较长,为协助拱肋从平面翻身成竖向,在拱肋两端各设置1个吊点,拱顶布置1个吊点,两端用2台65 t汽车式起重机,中间用1台130 t汽车式起重机配合浮吊起吊。拱肋在空中完成姿态转换后,由2台浮吊吊装至预定位置进行就位,岸上施工人员通过缆风绳协助拱肋入位。经测量复核检查拱肋正确归位后,即可对拱脚接头进行施焊作业。当2片拱肋吊装就位后,在拱顶加设一道横向临时风撑,使2片拱肋连成整体,以抵抗风力等水平外载。吊装过程的质量控制要点如下。
(1)在拱肋吊装前对拱肋平面进行加固,减少其柔性和变形。
(2)重视拱肋吊装前检查,重点复核其拱度、构件尺寸和吊装前的除锈和涂装质量,测量确认拱脚尺寸、座标、标高。
(3)综合考虑吊装时拱肋的天气和空间受力状况,确定吊点位置和吊装方案。
(4)拱肋就位后,其根部立即进行锁定措施,垂直度的校正采用河两岸各2根缆风绳调整。
(5)现场焊接需进行焊接工艺评定。焊缝质量经检查无误后,才可撤除浮吊吊钩。
(6)2片拱肋吊装完成后及时进行横向连接,只有当横向连接完成后,方可撤除缆风绳。
3.2 钢拱管填充混凝土施工
1)混凝土质量控制。钢管混凝土管内混凝土采用C50微膨胀商品混凝土。为了便于浇筑,混凝土坍落度控制在(20±2)cm,且充分发挥钢管套箍作用,并在混凝土中添加减水剂和适量的膨胀剂。
2)混凝土压注。拱桥钢管内混凝土采用泵送顶升浇灌法。为了减少管内的空气受压缩而产生的反压力,在钢管上每隔约8 m开设排气孔(兼作观测孔)。同时,为使拱顶混凝土密实,在拱顶设置1节溢流管。压注过程质量控制要点如下。
(1)为减少泵送过程中混凝土和管壁之间的摩擦力,在泵送混凝土前,先用压力水冲洗(或用水泥浆通过)钢管内壁。
(2)在泵送过程中,做到对称顶升,特别是接近拱顶时,要避免一侧上升过快越过拱顶。
(3)压注的混凝土达到90%强度后检查钢管内混凝土的密实情况,以超声波检查为主,敲击听音法为辅。如局部检测出空洞,则在钢管上钻孔,用压浆泵压同标号砂浆补平。
3.3 吊杆安装施工
系杆拱桥外部是无推力结构,但在内部却是高次超静定结构,吊杆作为系杆拱桥的主要组成部分和传力构件,其安全性和耐久性关系到桥梁结构的安全[1]。本工程桥梁的吊杆采用镦头锚及工厂预制的纽铰型平行钢丝束。当钢管拱安装并完成焊接,经超声波检查合格后,采用船吊安装吊杆。吊杆安装的质量控制要点如下。
1)安装吊杆时,吊点应采用软吊绳进行吊装。先利用吊机将吊杆索穿入系梁张拉端的下预埋管,再将吊杆索拱上固定端准确就位。
2)吊杆张拉在拱肋混凝土强度达到设计要求后进行,张拉力应按监控方和设计提供的数据为准,尽量对称张拉,减少不平衡力。
3)吊杆上下锚头处是吊杆受锈蚀作用的薄弱环节,连接处的焊接施工尤为关键。锚具的保护在系梁张拉端是通过平齐系梁表面用钢板焊接的办法来实现,而在拱肋锚固端则通过焊接保护罩的方法来实现。
4)由于在所有吊杆中短吊杆的受力最为复杂,也最容易造成损伤,因而对于短吊杆的安装通过反复量测和调整,保证吊杆安装过程中的竖直度,以及吊杆的防腐措施实施到位。
5)吊杆张拉完成后,在预埋管内及连接缝隙处压填防锈油脂,对于焊接部位进行涂刷防锈漆施工作业,最大程度地隔离空气和减少水渗入。
4 施工监控措施
钢管混凝土拱桥的拱肋线形直接影响成桥后的内力状态,因此,对每一施工阶段桥梁的拱肋线形和内力状态进行监控,形成的监控数据为桥梁后续运营养护提供参考。
4.1 拱肋线形和应力控制
1)为了便于拱肋坐标的定位测量,在制作加工过程中,要求钢结构厂将测点在拱肋底样上进行定位,并将测量用的棱镜定位螺杆直接焊接在拱肋上,便于在现场施工定位时测量测点的三维坐标。
2)在拱肋吊装作业过程中,在桥的两岸上游各设置一个测量观测点,采用全站仪对岸侧钢管拱节段在拱肋的安装、检测、焊接的环节进行全程跟踪测量,重点对拱肋抛物线高程、拱轴线、接口位置、吊杆节点等方面进行监控。
3)因拱肋混凝土灌注时,拱肋受力发生较大变化,为保持拱肋的线形受控,在混凝土压注时实时观测拱肋的竖向线形变化和拱肋1/4、3/8、1/2处的应力。每次混凝土泵送完毕后,根据观测资料绘制拱肋线形随时间变化的曲线,并报设计复核。
4.2 拱脚水平位移控制
在施工过程中需对临时成品索进行多次张拉以平衡拱脚不断增加的水平推力,减少拱脚水平位移。拱脚的平面状态影响着拱肋的受力和线形,因此,在拱脚处设置了双向观测点以监控拱脚的平面位移。
4.3 系梁变形观测
系梁是系杆拱桥实现水平力自平衡的关键,系梁变形直接影响着吊杆的受力状态。因此,桥梁的系梁监控点布置在吊杆所在断面,共15个断面,30个监测点(除了两端位于拱脚段的4个吊杆)。在监测点布置后进行日常定期观测系梁混凝土浇筑和吊杆张拉过程中系梁的变形,确保吊杆的受力状态符合设计要求。
4.4 施工监测成果
1)从拱肋的变形和应力观测结果可知,其实测结果与理论计算值在变化趋势上基本一致,除在绝对值相对较小时两者存在一定偏差外,大部分的实测结果与理论值是接近的,拱肋竖向变形的实测最大值为11 mm,理论值与实测值最大相差2 mm。各监测断面应力实测值与理论值相差也较小,且都在理论允许范围内。
2)系梁变形的监测结果显示,变形的理论值与实测值最大相差18.3 mm,吊杆和系梁的受力符合控制要求。
3)在各工况下实测拱座水平位移均≤1 mm,与理论计算值非常接近,墩身的最大水平位移为0.6 mm,满足设计≤3 mm的要求。拱座水平位移控制确保了结构在施工过程中的安全,由此也说明了结构的实际应力状态与理论计算值是接近的。
5 结语
在施工过程中,对各质量控制要点实施情况进行动态分析,并不断地对施工方案进行优化调整,成桥后整体线形良好,质量控制达到了预期目标,桥梁荷载试验的结论表明:在相当于设计规定的车辆荷载等级(城-B级)及人群荷载的试验荷载作用下,桥梁结构总体达到设计的强度和刚度要求。通过总结大跨径钢管混凝土系杆拱桥施工中的质量控制要点,既为同类桥梁的施工及监督管理提供参考,又为桥梁的运营养护中拱肋和吊杆的防腐提供基础资料,保证桥梁的健康运营。
参考文献
净跨径120m箱型肋拱桥设计 篇6
某山区水库库区河道呈V型深谷,两岸基岩裸露,基岩承载力良好,根据地质和地形条件,在该处选择桥型为箱形肋拱桥。
该桥的结构形式为2×9.8m简支钢筋混凝土空心板+120m钢筋混凝土箱形肋拱桥+4×9.8m简支钢筋混凝土空心板,主桥下部构造为重力式拱座,引桥采用桩柱式墩,重力式桥台。
主桥为净跨径120m、净矢高24m的箱形肋拱桥,主桥净矢跨比为1/5,主桥计算跨径为121.483m,计算矢高为24.287m,主拱圈为悬链线无铰拱,拱轴系数m=2.0。每片拱肋为单箱双室,考虑施工因素,每片箱室分5段预制,箱形拱肋高2.2m,除拱脚外顶底板厚度均为18cm,在拱脚处顶底板厚度由18cm线性渐变为38cm。该桥位于VI地震区。拱桥总体布置图如图1所示,拱箱截面示意图如图2所示。
2 设计参数
汽车荷载为汽车II级,行车道宽度为2×3.75m,汽车荷载的偏载系数为1.313;无挂车荷载,冲击系数为0.388;人群荷载为3.5kN/m2,人行道宽度为2×1m。
拱肋和桥面系空心板采用C40混凝土,其余均采用C30混凝土,受力钢筋采用HRB335钢筋。
结构的总体温度变化采用升温20℃和降温20℃。
拱圈由于不直接受太阳照射,拱圈的非线性温度采用顶板升温5℃。
在计算时采用结构梁柱非线性,考虑拱圈的弹性压缩变形对拱圈受力的影响;混凝土容重为27kN/m3;结构重要性系数为1.0;计算时考虑混凝土的收缩徐变;拱圈抗压承载能力计算时采用的0.36倍压杆长度为48.095。
该拱桥的静力计算采用桥梁博士3.0软件计算。
3 裸拱计算
拱圈吊装后,浇筑拱脚混凝土、接缝混凝土和拱顶混凝土,形成裸拱,计算整个拱圈截面的内力。
裸拱状态下拱圈的轴力图和弯矩图如图3和图4所示:
拱圈控制截面的结构抗力验算结果如表1所示:
4 拱圈使用状态下计算
按规范JTG D60-2004中第4.1.6节的规定,计算主拱圈在组合I、组合II和组合III作用下的内力值。
4.1 承载能力极限状态荷载组合I内力计算
主拱圈在承载能力极限状态荷载组合I作用下的轴力和弯矩包络图如图5和图6所示。
4.2 正常使用状态状态荷载组合I内力计算
主拱圈在正常使用状态荷载组合I作用下的轴力和弯矩包络图如图7和图8所示。
4.3 正常使用极限状态荷载组合II内力结果
主拱圈在正常使用状态荷载组合II作用下的轴力和弯矩包络图如图9和图10所示。
4.4 正常使用极限状态荷载组合III内力结果
主拱圈在正常使用状态荷载组合III作用下的轴力和弯矩包络图如图11和图12所示。
4.5 截面承载能力验算
按规范JTG D60-2004中第5.2节和第5.3节的规定,验算结构的承载能力极限状态强度,计算结果如表2所示。
经验算,拱圈截面的承载能力符合规范要求
4.6 裂缝验算
经过计算可知:主拱圈正常使用极限状态裂缝宽度如表3所示。
经计算可知:最大裂缝宽度为0.0318mm。根据规范JTG D62-2004第6.4.2规定,I类和II类环境钢筋混凝土最大裂缝宽度为0.2mm,所以主拱圈的裂缝宽度符合规范要求。
5 工程经济分析
经过施工图设计,主拱圈共用C40混凝土612.4m3,II级钢筋用量为241.7kg/m3,I级钢筋用量为44.7kg/m3。
该桥的结构和工程数量和以往已建成同类型同跨径的桥梁相比略有增加,计算结果合理。
6 结论
(1)该桥经过静力计算,和已建同类同跨径桥梁的结构对比,计算结果可靠。说明可以采用类似的有限元软件进行钢筋混凝土肋拱桥设计。
(2)采用新规范后较大跨度的箱型钢筋混凝土肋拱桥的结构尺寸和工程数量比旧规范相比均有所提高。
参考文献
[1]JTG D60-2004,公路桥涵设计通用规范[S].
[2]JTG D62-2004,公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].
大跨径拱桥 篇7
论证设计的拱桥采用上承式无铰拱结构形式, 计算跨径拟定为600 m, 计算矢高100 m, 矢跨比1/6, 拱轴线采用悬链线, 拱轴系数m=1.64。桥面系主梁采用了预应力混凝土刚构连续梁, 跨径布置为7×40 m+90 m+7×40 m, 其中在1号~3号立柱、12号~14号立柱上主梁与墩固结, 形成刚构体系;4号~6号立柱、9号~11号立柱处设置支座形成连续梁体系;拱顶处的主梁与拱圈形成整体结构。桥面横桥向布置为2.2 m人行道+净14 m桥面+2.2 m人行道, 全宽18.4 m。总体布置如图1所示。
主拱圈为单箱三室截面, 拱脚截面顶底板厚0.40 m, 侧腹板与中箱腹板板厚分别为0.4 m和0.4 m。主拱圈沿纵桥向变高变宽, 拱脚到纵桥向75 m处拱圈宽度由22.0 m减小到14.5 m, 高度由16.0 m减小到12.0 m。75 m处—拱顶截面顶底板厚0.4 m, 侧腹板与中箱腹板板厚都为0.4 m, 拱圈宽度不变, 高度由12 m减小到10 m, 主拱圈具体构造见图2。主梁采用单箱单室截面, 纵向等截面布置, 梁高2.5 m, 顶板宽17.4 m, 厚0.20 m, 底板宽9.8 m, 厚0.30 m, 腹板厚0.25 m。
由于RPC是新材料, 在目前缺乏通用相关规程和通用的结构设计规范。本文将参考已有的研究成果和技术规范进行材料参数的拟定。
1) 强度:参照JTG D62—2004钢筋混凝土和预应力混凝土设计规范和《超高强度纤维补强混凝土结构设计与施工指南》, 对于RPC150, 取α=0.82, 由于RPC材料的延性较好, 本文参照文献[3][4], 取脆性折减为0.67, RPC150轴心抗压强度标准值为72 N/mm2。承载能力极限状态, RPC150抗压强度设计值为47 N/mm2。承载能力极限状态, RPC150抗拉强度设计值为3.88 N/mm2。正常使用极限状态, RPC150抗拉强度设计值为5.04 N/mm2。
2) 弹性模量:由于研究者使用的材料的差异, RPC的弹性模量会有差异, 文献给出, 弹性模量值约为42 GPa~63 GPa。本文拟定RPC的弹性模量为55 GPa。
3) 泊松比:泊松比参照文献[4][5]的试验研究成果, 取RPC泊松比为0.196。由于线膨胀系数未见有详尽的文献资料涉及, 故按照普通混凝土进行选取, 其值取为10-5。
2 计算模型建立
采用MIDAS/Civil2012软件, 建立了使用阶段的有限元模型, 见图3。全桥采用梁单元模拟, 为简化计算, 有限元模型中不考虑承台和桩基础。拱圈在拱脚处固接;主梁与长立柱 (1号~3号立柱、12号~14号立柱) 固接形成刚构, 主梁与短立柱 (4号~6号立柱、9号~11号立柱) 采用弹性连接。拱顶处主梁与拱圈采用刚性连接形成整体, 立柱与拱圈固接。全桥共有784个节点, 740个单元。
依据JTG D60—2004公路桥涵通用设计规范进行承载能力极限状态的作用效应组合。
组合一:1.1× (1.2×自重+1×0.45×收缩+1.4×汽车荷载) 。组合二:1.1× (1.2×自重+1×0.45×收缩+1.4×汽车荷载+0.8×1.4×0.7×整体降温) 。组合三:1.1× (1.2×自重+1×0.45×收缩+1.4×汽车荷载+0.8×1.4×0.7×整体升温) 。组合四:1.1× (1.2×自重+1×0.45×收缩+1.4×汽车荷载+0.7×1.4×0.7×整体降温) 。组合五:1.1× (1.2×自重+1×0.45×收缩+1.4×汽车荷载+0.7×1.4×0.7×整体升温) 。
3 计算结果分析
3.1 拱圈内力计算
结构自重、收缩、整体降温、整体升温等单项荷载作用下拱圈的弯矩和轴力见图4, 图5。汽车荷载作用下拱圈弯矩包络图与对应的轴力见图6和图7。拱圈关键截面在单项荷载作用下的内力值如表1所示。
表2为拱圈关键截面在承载能力极限状态荷载组合作用下的内力值。其中Mmax与Mmin为最大、最小弯矩工况。
3.2 拱圈截面强度验算
由于目前未见RPC拱桥的设计规范可供遵循, 因此其截面的强度验算仍按JTG D61—2005公路圬工桥涵设计规范第4.0.8条~第4.0.10条的规定计算。拱圈截面强度验算应在各受力不利截面进行, 其受力不利截面为拱脚, 拱顶, 拱跨1/4或3/8。本文选取了拱脚, L/8, 2L/8, 3L/8和拱顶作为验算截面 (计算中不计横向偏心的影响) 。根据式 (1) 求得拱脚, L/8, 2L/8, 3L/8, 拱顶截面强度, 验算结果见表3和图8。从表3可知试设计的拱圈截面强度满足规范要求。
3.3 拱圈整体稳定验算
根据JTG D61—2005, 进行拱的整体“强度—稳定”验算。计算中将拱换算为直杆, 根据直杆承载力计算公式验算拱的承载力, 它需要考虑偏心距和长细比双重影响。按规范验算拱圈稳定性的结果见表4。
规范规定的稳定验算, 是将拱圈换算为相当长度的压杆, 也没有考虑拱轴在荷载下变形对稳定性的影响。另外考虑到论证设计的拱桥跨径和长细比非常大, 为了保证稳定验算的准确性, 所以采用MIDAS/Civil2012有限元软件, 建立模型进行面内和面外稳定性计算。计算中只考虑恒载工况下的结构稳定计算。计算结果如表5所示, 从表5中可看出, 面内和面外稳定安全系数均大于4~5, 满足要求。
3.4 拱圈局部稳定验算
由于试设计采用箱形截面, 箱形截面尺寸的宽厚比以及腹板的高厚比很大, 有可能发生局部失稳, 因此需要进行局部稳定的验算。
RPC材料与钢材特性接近, 本文依据GB 50017—2003钢结构设计规范进行拱圈截面局部稳定性验算。根据式 (2) ~式 (5) 对拱圈关键截面局部稳定验算。验算结果见表6。计算结果表明拱圈的顶底板的宽厚比和拱圈腹板的高厚比都比限值小, 完全能满足设计要求, 不需要设置加劲肋。
3.5 变形计算
为了保证拱桥在活载作用下不至于有过大的变形, 设计时要对其竖向变形加以验算。根据JTG D61—2005规定, 计算时取在一个桥跨范围内的正负挠度的绝对值之和的最大值不应大于计算跨径的1/1 000。本文对L/8截面、2L/8截面、3L/8截面、拱顶截面的刚度进行验算, 表7结果表明最大正挠度绝对值与最大负挠度绝对值之和远远小于允许挠度[δ], 可知RPC拱圈的刚度大, 满足规范要求。
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4 结语
本文以超长跨径RPC拱桥的设计可行性进行研究, 借鉴了国内外研究成果, 进行拱桥结构形式、构造尺寸和RPC材性参数的拟定, 依据国内现行的圬工拱桥规范进行强度和稳定验算, 计算结果显示论证用RPC拱桥的主要控制截面的抗力与结构效应的比值均大于1, 满足强度设计要求;拱圈结构的纵、横桥向的稳定承载力均大于最不利内力值;其面内和面外稳定安全系数均大于4, 满足稳定设计要求。从上述的计算分析结果来看, 超大跨径RPC拱桥从结构受力性能上而言是可行的。
参考文献
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