单塔单索面斜拉桥论文

单塔单索面斜拉桥论文（共4篇）

单塔单索面斜拉桥论文 篇1

1 工程概况

某单塔单索面无背索斜拉桥, 采用墩、塔、梁全固结体系。共1跨, 桥长130m, 桥面宽30.5m。索塔采用单柱式倾斜钢筋混凝土塔, 索塔全高124.2m, 与水平面夹角为55°。下塔柱为变截面箱型截面, 上塔柱为变截面矩形截面。斜拉索采用钢绞线拉索, 竖琴型布置, 梁上拉索锚固点横向间距1.6m, 斜拉索在主梁上的标准索距为12.0m。第一对拉索至塔梁交叉点为22.0m, 全桥拉索共18根。主梁采用钢筋混凝土组合箱梁, 中心梁高为3.0m, 其顶板为混凝土桥面板。箱梁底板及腹板采用钢材形成钢箱梁, 钢筋混凝土组合梁顶宽30.5m, 底宽10.0m, 横断面采用三箱结构, 外侧设置悬臂横梁, 其纵桥向间距为4.0m。钢梁底板厚24mm, 翼板厚30mm, 外腹板厚20mm, 内腹板厚30mm, 横隔板厚20mm。桥型布置图见图1。

2 有限元模型

对结构刚度、质量和边界条件的准确模拟是进行动力分析的基础。本文采用midas civil程序对结构进行模拟。主梁采用单主梁脊骨模型;斜拉索采用桁架单元, 并用Ernst公式对拉索弹性模量进行修正, 以此考虑斜拉索的轴力和自重垂度表现出的几何非线性;主塔采用弹性梁单元进行模型;未考虑桩土相互作用, 墩底采用固结处理, 有限元模型见图2。

3 静载试验

3.1 试验荷载

采用三轴载重汽车作为等效荷载, 各加载工况最多需加载车18辆, 加载车具体参数见表1。

3.2 试验工况及测试内容

根据该桥的受力特点及现场情况, 确定以下7个试验工况。

工况1:主梁L/4截面在最不利活载作用下最大正弯矩工况;

工况2:主梁L/2截面在最不利活载作用下最大正弯矩工况;

工况3:主梁3L/4截面在最不利活载作用下最大正弯矩工况;

工况4:主塔塔顶在最不利活载作用下最大变位工况;

工况5:主塔下塔柱塔脚截面在最不利活载作用下最大弯矩工况;

工况6:主塔下塔柱塔脚截面在最不利活载作用下最大轴力工况;

工况7:C3#拉索在最不利活载作用下最大拉力工况。

3.3 试验工况测点布置

(1) 应变测点布置:在主梁的L/4、L/2、3L/4截面共3个主梁截面布置正应力 (应变) 测点, 每个截面布置3个测点, 如图3所示。

(2) 位移测点布置:在主梁的L/4、L/2、3L/4截面, 共3个主梁截面布置挠度测点, 每个截面在左、右侧及中央分隔带处桥面处各置1个测点, 主梁位移测点布置如图4。

(3) 主塔测点布置:在主塔塔脚截面布置应力 (应变) 测点, 共4个应变测点;在主塔塔顶处设置1个位移测点, 共1个位移测点。测点布置详见图5。

3.4 车辆横向布置

试验中根据试验项目的不同要求, 试验车辆横桥向布置分为对称加载布置和偏载布置两种方式, 偏载布置时为左侧单侧加载。荷载横向布置图见图6。

3.5 试验结果分析

3.5.1 应变测量结果

荷载试验后, 得到各工况下的控制截面和测点的实测值, 将其与理论值进行比较, 对比结果如表2所示。可以看到, 主梁应力增量较均匀, 校验系数介于0.30~0.76之间, 在合理范围之内, 卸载后归零较好, 这说明主梁结构具有足够的强度, 符合设计要求。

3.5.2 位移测量结果

表3为各工况下位移测量结果, 可以看到, 主梁各试验工况 (工况1~工况3) 下, 实测值接近于理论值, 但均小于1.00, 挠度实测值与理论计算值吻合较好, 说明主梁具有良好的整体刚度, 结构受力合理, 符合设计要求。

3.5.3 索力增量测量结果

试验荷载作用下索力增量值见表4, C3#索索力增量校验系数为0.79, 拉索实测索力值与计算值吻合较好, 说明桥梁体系受力合理, 满足设计要求。

4 动载试验

4.1 脉动试验方案

脉动试验的激励采用天然状态, 通过布置在桥面的传感器拾取结构在大地脉动和周围环境的各种扰动引起的振动信号, 进行数据的采集, 然后进行试验模态分析, 从而获得结构的动力特性参数。

测点布置:为了测量主梁的竖向振动, 在主桥中间带十三分点附近处均匀布置竖直振动测点, 共14点, 参考点选在主桥跨中附近, 具体见图7。

4.2 脉动试验结果

通过现场的结构基频测试, 得到该斜拉桥的实测频率、实测阻尼, 并将其与理论结果进行对比分析, 主梁前三阶实测振型与理论计算振型见图8~图10, 实测频率与理论计算值的比较见表5。

从上面的测试结果及分析可以得出:

(1) 实测主桥一阶竖弯频率为0.635Hz, 大于理论计算值, 说明主梁的实际竖向抗弯刚度大于理论计算值, 结构的动力特性良好;其它高阶次的实测频与理论计算值基本吻合, 说明结构动力计算简化模型与实际结构相符。

(2) 实测各阶阻尼比在1.50%~6.90%范围内, 处于该类结构形式桥梁的正常范围内。

4.3 跑车试验

跑车试验是由一辆载重汽车以40km/h、50km/h、60km/h和70km/h速度在桥面上行驶, 模拟桥面无破损状态时车辆对桥梁的冲击作用。在不同车速各工况下的实测冲击系数见表6。

根据《公路桥涵设计通用规范》 (JTGD60-2004) 第4.3.2条, 当结构基频f<1.5Hz时, μ=0.05。

检测结果表明该桥在各跑车工况下, 该桥的冲击系数在1.00~1.02范围内 (最大值出现在60km/h时) , 满足设计值1.05的要求, 因此, 说明当桥面平顺时, 桥面的行车荷载对桥跨结构的冲击作用较小, 这与该桥结构的受力形式是一致的。

5 结论

(1) 结构在试验荷载作用下处于弹性受力状态, 主梁、主塔的刚度性能良好, 受力状况合理, 斜拉索受力合理, 主梁具有较好的强度。桥跨结构能够满足设计要求。

(2) 该桥一阶竖弯频率为0.635Hz, 大于理论计算值, 说明主梁的实际竖向抗弯刚度大于理论计算值, 结构的动力特性良好。

(3) 在不同跑车工况下, 冲击系数均较小, 且小于规范值, 说明当桥面平顺时, 桥面的行车荷载对桥跨结构的冲击作用较小, 这与该桥结构的受力形式是一致的。

(4) 该桥的试验频率、模态与计算频率、模态吻合较好, 验证了模型的准确性, 可将该模型进行适当修正, 作为基准模型, 为大桥进一步健康监测提供依据。

参考文献

[1]宋雨, 刘红国, 张军.斜拉桥模态测试与分析[J].桥梁与结构, 2004, 1 (107) :33-34.

[2]张浩, 陈应波.大跨斜拉桥模态测试与分析[J].武汉理工大学学报, 2007, 4 (29) :79-82.

[3]交通部公路科学研究所.大跨度桥梁试验方法[R].北京:交通部公路科学研究所, 1982.

[4]姚玲森.桥梁工程[M].北京:人民交通出版社, 2008.

[5]邓昌宁.滨海公路辽河特大桥斜拉桥动力特性试验研究[J].北方交通, 2012 (12) .

[6]王洪涛.某预应力混凝土变截面连续箱梁荷载试验研究[J].北方交通, 2014 (3) .

单索面斜拉桥薄壁钢箱梁受力研究 篇2

1 工程概况

乌苏斜拉桥位于黑龙江省黑瞎子岛, 跨乌苏里江。为独塔单索面长挑臂钢箱梁斜拉桥, 桥跨布置为140 m+140 m, 桥面板与钢箱梁之间采用剪力钉连接。钢箱梁两侧挑臂采用变高度工字形梁, 单侧挑臂长10.75 m;钢箱主梁为单箱双室截面[2]。于2012年9月对乌苏斜拉桥进行荷载试验, 乌苏大桥布置如图1所示。

2 钢箱梁剪力滞效应分析

由于薄壁箱梁翼板内剪切应力的影响, 使箱梁同一高度的各点在横向产生弯曲应力不等的状况, 即所谓的剪力滞后现象。另外剪力滞还有“正剪力滞”“负剪力滞”之别[3]。

2.1 剪力滞计算分析理论简介

按照简便计算梁体正应力的方法, 即假设主梁的应力与高度位置成正比, 也就是说我们认为在同一高度位置处主梁各个点的正应力值是相等的, 这对于简单的梁体来说计算结果误差不大, 但对于薄壁箱梁来说, 这种方法会产生很大的计算误差。在桥梁结构的设计计算时应充分考虑, 其计算理论常采用能量变分法分析。

能量变分法是1946年由瑞斯针对薄壁箱梁剪力滞效应提出的计算方法和理论[4], 此种理论体系基于3项基本假定:

1) 定义ω (x) , u (x, y) 为两个广义的位移函数, 且假定箱梁翼板的位移值沿横向呈二次抛物线的规律分布, 即:

其中, u (x, y) 为翼板的纵向位移值;ω (x) 为主梁的竖向位移, 即挠度值;u (x) 为翼板的最大转角之差函数;b为两腹板之间净距的1/2。

2) 箱梁的腹板在荷载作用下符合平截面假定之理论。

3) 上、下翼板的竖向由挤压引起的变形, 翼板平面外的剪切变形及横向的应变值大小忽略不计。

此外, 比拟杆法、有限元分析法等也是分析剪力滞后效应常用的方式方法[5], 结合此次乌苏斜拉桥荷载试验结果, 此文中借助剪力滞系数λ来分析长挑臂单箱双室钢箱梁顶、底板的剪力滞后效应。所谓剪力滞系数, 为考虑剪力滞效应计算的正应力值与按照初等梁理论计算的应力值之间的比值大小, 即:

2.2 主梁剪力滞结果分析

为了测得乌苏斜拉桥的钢主梁剪力滞效应, 此次荷载试验在箱梁多个关键位置布置正应力测点, 采用14辆35 t重车进行加载并借助应力传感器装置测得各个测点位置处的应力值, 再经过理论计算公式的转化、整理, 最终以上述剪力滞系数λ来表征主梁顶、底板剪力滞后效应的实测情况。主梁内部正应力测点布置如图2所示;荷载试验加车布置如图3所示。

如图2所示, 在所分析断面顶、底板均布置正应力测点。各个应力测点处布设装置与主梁固定牢靠, 从而保证了现场数据采集的准确性, 从而测定带有长挑臂钢主梁跨中截面在活载作用下顶、底板的剪力滞后效应, 并且换算为各个位置处的剪力滞系数。为了验证荷载试验测得数据的可靠性程度, 针对乌苏斜拉桥建立了MIDAS/Civil全桥有限元模型, 提取图4中各个测点应力的模型计算值, 从而得到有限元模型计算的截面横向各个位置处的剪力滞系数, 并与荷载试验得到结果作对比, 最终得出跨中截面顶、底板在荷载作用下的横桥向正应力分布规律。

MIDAS/Civil全桥有限元模型如图4所示。

此处分析的是桥梁跨中截面及靠近主塔区域截面在汽车荷载作用下箱梁弯曲正应力沿横桥向的分布规律, 由式 (2) 可知, 其分母为按照简便算法初等梁理论计算的钢箱梁正应力值, 此值可以在建立的MIDAS有限元模型中直接提取, 实际应力大小则通过钢弦式应力传感器获得。

为直观、清晰地分析跨中截面及靠近主塔区域钢箱梁截面在桥梁汽车荷载作用下各测点模型计算及实测剪力滞系数, 将不同位置测点的剪力滞系数绘制成图, 如图5~图8所示 (顶、底板测点排序均以图2中左侧为1号) 。

由图5~图8剪力滞系数数据对比结果可以得出:在汽车荷载作用下, 斜拉桥钢主梁顶板、底板剪力滞系数实测值与模型计算值接近, 且实测值大部分要大于模型计算值。跨中截面顶、底板剪力滞系数最大值分别为2.1和3.2, 均比较大, 这说明此处钢主梁正应力值较截面平均应力值大很多, 在设计计算时应充分考虑;塔端位置处钢箱梁截面顶、底板剪力滞系数实测最大值分别为1.41和1.6, 剪力滞后现象较塔端截面而言表现的不明显。因此在长挑臂斜拉桥钢箱梁的设计计算中对于跨中截面受力计算不能忽视剪力滞效应的影响, 这种正应力沿横向分布不均匀的现象理应得到设计者足够的重视。

3 钢箱梁受荷扭转分析

乌苏斜拉桥为单索面体系, 此类桥型会使主塔部分区域主梁在活载作用下产生很大的扭矩及扭转变形, 因此一般将单索面斜拉桥做成塔、梁、墩固结体系[6]。为了分析此桥钢主梁在偏载作用下的扭转问题, 选取靠近塔端钢箱梁截面为控制截面, 荷载试验过程中布置应力测点, 加载方式为一侧偏载, 采用4辆35 t重车偏载作用;扭转角度的测量则是采用精密水准仪测量钢箱梁控制截面在偏载下的标高变化, 进而推算主梁扭转角。

另外, 在建立的MIDAS有限元模型中提取相应位置处截面在偏载下的扭矩大小, 与实测结果对比。而且将测得的数据与规范相比较, 验证乌苏斜拉桥钢主梁的抗扭能力是否达标, 还可分析此类薄壁钢箱梁形式的结构扭转受力问题。控制截面应力测点布置示意图如图9所示, 偏载加载示意图如图10所示, 钢箱梁局部有限元分析计算结果如图11所示。

由模型分析计算得到塔根部钢箱梁截面在偏载作用下产生的扭矩为25 462 k N·m, 通过实测箱梁各个应力测试值推算的钢箱梁扭矩实测值为22 850 k N·m。

查阅现行规范, 对于斜拉桥钢箱梁横向刚度问题并无明确的规定指标, 通常做法是借鉴以前单索面斜拉桥设计计算经验, 钢箱梁横向扭转角度只需小于桥面横坡, 不使桥面发生反向横坡即可, 结合公式:τT=MT/ (2ATδ) 可以求得钢箱梁扭转应力为30.5 MPa, 与桥梁其余荷载叠加后总应力为76.4 MPa, 小于规范规定值125 MPa。此外, 根据荷载试验结果, 由精密水准测得的钢箱梁偏转后的高差而求得的扭转角为0.006 2 rad, 小于乌苏斜拉桥桥面设计横坡2%, 不会使横坡反向, 亦满足规范经验要求。

4 结语

以乌苏斜拉桥为工程背景, 分析了长挑臂钢箱梁结构的剪力滞后效应及钢箱梁在偏载作用下的扭转变形问题。结合现场的荷载试验数据及MIDAS/Civil 2010有限元模型计算结果, 对研究指标进行数据搜集整理和对比分析, 并最终与规范接轨, 可为同类桥梁的设计计算提供参考。分析得出以下结论:

1) 在汽车荷载作用下, 斜拉桥钢主梁顶板、底板剪力滞系数实测值与模型计算值接近, 且实测值大部分要大于模型计算值, 因此在计算时应考虑充分的安全储备;

2) 塔端位置处钢箱梁截面顶、底板剪力滞系数较小, 剪力滞后现象不明显;而斜拉桥跨中区域截面剪力滞系数达到3.2, 这说明该处钢主梁正应力峰值较截面平均应力值大很多, 因此在此类桥梁的设计计算时应充分考虑正应力横向分布不均匀的现象;

3) 钢箱梁实测扭转总应力小于规范规定值125 MPa;另外, 通过实测偏载下的钢箱梁扭转角亦小于设计桥面横坡2%, 不会使横坡反向, 表明乌苏斜拉桥横向抗扭刚度满足经验设计要求。

摘要：介绍了单索面斜拉桥薄壁钢箱梁体系剪力滞后效应的研究现状, 并列举了剪力滞分析方法。结合一实际斜拉桥荷载试验, 分析了单索面斜拉桥体系下薄壁钢箱梁的整体受力性能, 通过实测数据与有限元计算结果对比分析, 结果表明:塔端位置处截面剪力滞后效应不明显, 而跨中截面处主梁剪力滞效应则非常突出;实测主梁抗扭性能满足要求。

关键词：斜拉桥,长挑臂钢箱梁,剪力滞,箱梁扭转

参考文献

[1]方俊.薄壁箱梁剪力滞效应分析[J].山西建筑, 2012, 38 (1) :209-211.

[2]中铁大桥勘测设计院有限公司.乌苏大桥上部结构设计图纸[Z].2011.

[3]周世军.箱梁的剪力滞效应分析[J].工程力学, 2008 (25) :204-206.

[4]王晶.薄壁箱梁考虑剪力滞效应几何刚度矩阵的推导[J].山西建筑, 2009, 35 (13) :324-326.

[5]吴文清, 叶见曙, 杨效中, 等.薄壁箱梁剪力滞效应研究理论的若干问题讨论[J].桥梁建设, 2001 (53) :53-57.

单塔单索面斜拉桥论文 篇3

1 工程概况

泰州市新通扬运河特大桥为独塔单索面混凝土梁斜拉桥 (见图1) , 孔跨布置为43 m+117 m+185 m。边跨设有辅助墩, 桥梁全长345 m。主梁为单箱5室混凝土梁, 梁高3.9 m, 顶板宽35.5 m, 底板宽12 m, 单块节段长度3.5 m, 共计74节, 采用长线法进行陆上预制后悬臂拼装。现浇段长58 m, 采用梁式支架现浇。塔柱为单箱单室变截面钢筋混凝土结构, 塔柱高90.4 m。

该桥斜拉索采用平行钢铰线拉索, 斜拉索上端锚固于塔柱内, 下端锚固于主梁中间两腹板之间, 两索面间距1.8 m。全桥共计斜拉索96根, 索导管均采用三维坐标法进行测量定位。

2 主塔索导管的测量定位

考虑到索导管定位贯穿于主塔爬升、主梁预制及悬臂拼装等施工全过程, 施工周期长, 精度要求高 (锚具轴线与孔道轴线偏差小于±5 mm, 锚固点高程偏差小于±10 mm) , 同时考虑施工时段气候条件及其他外界因素影响, 索导管采用三维坐标法进行测量, 用固定架进行调整和定位。

2.1 三维坐标的推算

根据锚固点O的中心坐标 (X0, Y0, Z0) 、锚垫板尺寸、索导管外径、索导管的水平倾角等参数计算控制点的三维坐标数据, 计算图示见图2。

计算参数如下:

控制点E坐标:

控制点F坐标为:

2.2 索导管的测量定位

结合施工实际情况, 索导管定位分2个步骤, 先定位固定架, 后精确定位索导管。

2.2.1 固定架的定位

固定架采用型钢加工, 设前后2组。固定架结构包括立杆、横梁、弧形板等可横向和竖向调节的装置。立杆为∠100 mm×8 mm角钢, 上部开有22 mm宽滑槽, 横梁采用[12 mm槽钢, 开22 mm宽滑槽, 每端设2根M20螺栓。弧形板采用14 mm钢板加工, 圆弧直径比索导管直径大2 mm, 下端设2根M20螺栓。

利用布设的测量控制网和高精度全站仪 (测角±0.5'、测距1+1 ppm) 采用三维坐标法在定位好的劲性骨架上测放出索导管的中心线和控制面处的索导管下缘切点, 根据中心线和下缘切点牢固焊接固定架立杆, 安装固定架横杆和圆弧板。固定架焊接完成后, 精确测放和调整圆弧板圆弧底部中心点 (与索导管下切点E、F结合点) 的位置。如实测XE、XF值与理论值偏差超过5 mm, 须依据实测XE、XF值反算实际L3、L4值, 从而推算ZE、ZF值, 重新定位圆弧板, 使其中心点实测坐标值与据此新推算的理论值相符, 锁定横梁和弧形板。

2.2.2 索导管的定位

在劲性骨架上挂设2 t手拉葫芦, 在利用塔吊将索导管吊放到位后, 置换吊点, 用手拉葫芦挂住索导管吊耳, 依据实际的L1、L2、L3、L4值, 将索导管落放在弧形板内, 精确调整, 使索导管的E、F点与圆弧板底部中心点重合。利用全站仪实测A、A'点的三维坐标, 如实测坐标与理论值的偏差超出允许范围, 则重新调整横梁和弧形板位置, 反复校调, 直至A、A'实测值与理论值的偏差满足要求。完成后, 焊接横梁与立杆、圆弧板与横梁、索导管与弧形板, 防止混凝土浇注过程中索导管发生位移。索导管定位示意图见图3。

3 主梁索导管的测量定位

梁上索导管和塔上索导管的安装区别很大。由于主梁处于一个不断变化的施工过程中, 从主梁预制到拼装、调索、合龙, 索导管的三维坐标随主梁的变化而变化, 因此严格控制索导管与主梁的相对位置关系是主梁索导管定位的关键。

根据事先确定的预制主梁线形, 精确定位主梁轴线、模板高程和平面位置。利用索导管长度L、锚垫板厚度t、索导管与梁面高差、夹角等相对位置关系, 计算出索导管锚固点以及其它控制点的三维坐标。在主梁内模上定位出索导管锚固点位置, 吊装、安放索导管就位, 利用全站仪实测出索导管控制点的三维坐标;然后利用手拉葫芦、建筑顶托等微调设备进行调整, 采用逐渐趋近法移动索导管, 直至控制点实测三维坐标与理论值偏差在允许范围以内;最后, 用钢卷尺对索导管与主梁模板等重要部位的相对位置尺寸进行反复测量, 合格后采取焊接措施牢固定位。实践证明, 通过严格控制索导管与主梁的相对位置, 让索导管在混凝土浇注、预应力张拉、主梁拼装、斜拉索张拉等施工过程中与主梁协调一致地变化, 有效保证了索导管、预制主梁和斜拉索之间的关系, 确保了斜拉索的线形和工程质量。

4 测量控制措施

通过对本工程已成型索导管的测量结果分析认为, 在索导管精确测量定位的过程中, 来自外界条件的影响有日照、风力、温度、河面蒸汽等因素。为此, 制定合理的测量时间计划, 尽量减少外界气候条件的影响。为保证斜拉桥索导管的定位精度, 最终保证斜拉桥成桥线形, 泰州市新通扬运河特大桥主要从以下几个方面对测量成果进行控制。

(1) 建立并定期复测测量控制网。泰州市新通扬运河特大桥主桥控制网以整个路线控制导线网作为基线, 建立以GCD01、GCD02、GCD03、GCD04 4个强制对中观测墩为基站的大地四边行控制网作为主桥施工测量的独立平面、高程控制网。控制网的确定既保证了主桥测量控制的精度, 也实现了主桥与引桥的合理顺接。

(2) 泰州市新通扬运河特大桥塔上劲性骨架采用∠80 mm×∠80 mm×10 mm和∠56 mm×∠56mm×8 mm等角钢制作。根据塔柱的分节高度和索导管位置, 劲性骨架顺桥向安装在塔柱内层和外层主筋之间, 按框架结构进行设计。为方便安装, 劲性骨架在后场分节段加工, 用塔吊吊装到位, 与前节骨架采用螺栓临时固结, 测量、调整合格后, 与前节骨架牢固焊接。劲性骨架的设置不但满足了定位架、索导管的定位需要, 同时方便了塔柱钢筋、预应力管道和其它预埋件的定位。

(3) 由于主梁上索导管与主梁相对位置关系是靠锚固点和控制点确定的, 所以主梁线形的确定、模板高程的放样精度要求十分高。实践证明, 在保证索导管与主梁相对位置的前提下, 索导管会随主梁的变化自行调整, 最终协调好与斜拉索的居中关系。

(4) 索导管定位后的保护十分重要, 泰州市新通扬运河特大桥施工时, 测量人员加强了混凝土浇注过程中和浇注后对索导管的监测和复测, 对现场作业人员进行了提醒, 避免后续施工的扰动。

5 结语

泰州市新通扬运河特大桥索导管采用三维坐标法进行测量, 用固定架进行调整和定位, 有效保证了斜拉桥索导管位置的准确性, 确保了斜拉索的顺利安装和整个斜拉桥施工的质量, 是一种理想的、切实可行的测量控制技术, 在未来大型斜拉桥工程施工中具有广阔的应用空间。

参考文献

[1]王国云.大型斜拉桥主梁索管精密定位的方法[J].中南公路工程, 2004, 29 (1) :112-114.

[2]张敏.大桥主塔劲性骨架定位测量和索导管精密定位测量[J].福建建材, 2005 (5) :25-27.

单塔单索面斜拉桥论文 篇4

风险起源于20世纪50年代的美国保险行业, 目前在国外已经形成了比较完善的风险控制体系[1]。2006年, 巩春领[2]在其博士论文《大跨度斜拉桥施工风险分析与对策研究》研究了人为因素对桥梁施工风险影响途径和影响内容, 提出了量化的计算方法, 实现了桥梁风险分析的全面化和系统化。2009年, 同济大学和中交公路规划设计院合作研究的交通部西部科研项目《桥梁工程全寿命设计理论与方法研究》, 首次提出了桥梁全寿命设计的基本框架、设计过程和决策方法, 从而提高了桥梁的耐久性, 延长了桥梁使用寿命, 确保投资的长期效益, 优化了工程资本配置。2010年4月, 交通部下发《关于初步设计阶段实行公路桥梁和隧道工程安全风险评估制度的通知》, 标志着风险评估制度在全国开始实行。中华人民共和国交通运输部于2011年5月拟定了《公路桥梁和隧道工程施工安全风险评估指南 (试行) 》, 这标志着公路桥梁风险评估的发展进入了一个新的历程, 得到了前所未有的重视。

1 风险控制体系的建立

通过查阅文献, 现场调研等方式, 确定桥梁的风险控制体系[3], 将桥梁风险控制分为风险识别、风险评估、风险应对三部分内容。其旨在根据桥梁结构形式和具体的工作环境, 确定桥梁施工过程中可能发生的风险, 从而做到提前预防、过程控制、主动控制风险的目的。

大跨度单索面公轨两用斜拉桥施工风险控制方案, 如图1所示:

1.1 风险识别

风险识别是整个风险控制体系的基础工作。因此, 我们需要结合桥梁自身的结构特性和复杂程度以及桥梁施工的周边环境、施工组织设计和施工方案、材料和设备的选择等桥梁施工的各个方面, 仔细辨别桥梁施工的风险源, 通过对桥塔、主梁、斜拉索等的分析得到桥梁可能出现的风险如图2所示:

1.2 风险评估

识别出风险因素后, 结合定性与定量两种风险评估方法估算出可能发生风险的概率以及风险可能造成的损失。

本文采用的概率水平等级划分及其定性描述如表1:

风险损失实际上是实际结构体施工过程中的实际状态与施工前我们假定的理想状态的偏离程度, 由于桥梁工程是一个极为复杂的系统工程, 所以桥梁工程的风险损失很难被准确的确定。

本文将其分为人员伤亡、时间损失和货币损失。

三种损失的划分标准如表2:

在单个风险情况下, 工程领域普遍认可的较通用与实用的风险表达式[4]如下:

R=P×C (1)

式中:R—风险量的大小, 通常情况下为无量纲数;

P—风险事件发生的概率, 通常情况下为无量纲数;

C—风险事件造成的损失, 通常情况下为无量纲数。

由于我们需要制定大跨径单索面公轨两用斜拉桥的风险控制水平, 对风险进行合理的控制。为此我们根据风险量损失、风险概率的大小以及桥梁结构的重要程度、桥梁所在地区周边的社会环境, 将风险水平划分为A～E五个等级水平。

1.3 风险应对

(1) 施工前的预防

桥梁工程的风险管理, 我们应当采取主动预防的态度, 主要包括以下几方面的内容:

①掌握桥梁施工的周边环境

在施工前要对桥梁所在地的地形、地貌、气候、航海等条件做到全面的了解, 若施工企业对这些因素的掌握不够全面, 风险也将会增加。

②提高项目成员的组织管理水平与技术水平

通常情况下, 人的因素是决定事物成败的关键性因素, 施工队伍的组织管理水平、技术水平与施工风险成反比, 只有其不断的提高, 桥梁风险才有可能不断降低。

③熟悉桥梁本身的结构特性

桥梁的跨径越大, 所用的技术越复杂, 桥梁的风险因素就越多, 因此, 熟悉桥梁本身的结构特性, 减少失误, 也是降低桥梁风险的有效途径。

(2) 施工过程中的应对

施工风险过程控制对应的流程如图3:

目前施工风险的过程控制仍占主导地位。施工风险的过程控制, 应当明确风险控制的目标, 寻找目标与经济效益的最佳结合点, 将风险应对措施与风险应对计划付诸于实际行动。

2 工程实例分析

2.1 项目概述

位于重庆渝中半岛千厮门处的重庆千厮门嘉陵江大桥是重庆市目前在建的单索面公轨两用钢桁梁斜拉桥, 该桥将渝中隧道和位于东水门的东水门长江大桥贯通, 形成连接南岸弹子石片区、解放碑CBD和江北城区的公轨两用快捷通道, 南穿渝中区洪崖洞旁沧白路, 跨嘉陵江, 北接江北区江北城大街南路。主桥为单塔单索面钢桁梁斜拉桥, 跨径布置为80m+240m+312m+88m=720m。

2.2 风险识别

通过对桥梁结构形式、施工方案的分析及现场环境的调查, 风险识别结果如下:

(1) 桥塔:对于大体积混凝土的水化热问题

使得结构物产生裂缝的重要原因归结于大体积混凝土的温度应力。

(2) 主梁:混凝土塔壁与侧拉板的连接问题

由于千厮门大桥采用分离式主塔, 这种结构形式斜拉索的锚固是通过塔肢与钢锚箱的结合, 将钢锚箱焊接在两端的侧拉板上, 侧拉板与混凝土塔壁的结合则是采用剪力钉相连, 由于国内之前没有涉及该结构的实例, 对于工程实践经验非常欠缺, 对该结构受力体系的认识还不够充分。

(3) 斜拉索:索力调整难度大, 均匀性难控制

斜拉索被称作斜拉桥的生命索, 作为连接结构和主梁的主要受力构件。千厮门大桥斜拉索采用单塔单索面钢绞线斜拉索, 索力大, 单索钢绞线数量大, 最大索力达14500kN/根, 每索钢绞线139根, 调整索力难度大, 均匀性控制难度大。

2.3 风险评估

风险是无处不在, 无时不有的, 零风险的状况是不存在的。对风险的控制必须具有一定度的范围, 不能盲目决策。基于以上原则, 英国国家健康和安全委员会于1999年提出了ALARP风险决策准则。

ALARP决策准则的具体使用方法是通过确定风险不可接受水平和风险可忽略水平, 将整个风险域划分为风险不可接受区域、风险可忽略区域和合理控制区域[5]。落于风险不可接受区域的风险, 表明其风险水平高于可接受水平, 必须降低。落于可接受水平的, 表明其风险水平远低于项目可接受水平, 不需要采取任何措施, 而在两者之间的称之为合理控制区域, 表明其处于可接受和可忽略的水平之间, 需要采取适当的措施进行控制。

该方法以合理控制区域的英文首字母而得名, 典型的ALARP准则如图5所示:

风险矩阵是ALARP准则函数的表达, 风险评估矩阵是基于风险后果和风险概率结合后得出的一个风险标准。

基于ALARP准则的风险矩阵法具有简单明了、灵活适用的特点, 它使得项目决策者制定基本的风险对策更加科学。

由于我们需要制定大跨径单索面公轨两用斜拉桥的风险控制水平, 为此我们根据风险量损失、风险概率的大小以及桥梁结构的重要程度, 结合风险评估矩阵, 确定风险的等级水平。

(1) 对于千厮门大桥, 塔墩根部5m、塔墩分叉段及中、下塔柱连接段有混凝土实心段;下塔墩采用单箱多室结构形式, 壁厚2.0m;桥塔横系梁为预应力钢筋混凝土实心结构, 最小截面尺寸为2m×4m塔墩根部、塔墩分叉段及中、下塔柱连接段有混凝土实心段;均为大体积混凝土, 进而需要大体积混凝土的水化热设计。

大体积混凝土水化热问题风险场景分析如表5、表6:

(2) 钢-混凝土组合桥塔是拉索锚固区采用钢锚箱, 其他部位采用混凝土的桥塔, 由于是两种材料的相互作用, 其承载力高于纯钢材料或混凝土材料。在斜拉索力的作用下, 钢锚箱充分利用钢材抗拉强度高和混凝土抗压性能好的优势, 避开了钢板受压易失稳和混凝土受拉易开裂的劣势, 是一种形式新颖、受力比较合理的结构, 一般用于较大跨径、索力很大的斜拉桥中。

侧拉板与混凝土塔壁的连接不可靠风险场景分析如表7、表8:

(3) 斜拉索通常被称为斜拉桥的生命索, 它作为连接主梁和主塔的主要受力构件, 如果某一个斜拉索突然破坏, 很可能导致整个结构的损坏, 造成很大的经济损失和人员伤亡。

索力调整难度大, 均匀性难控制风险场景分析如表9、表10:

2.4 风险应对

(1) 大体积混凝土面临的水化热问题

①薄层浇注

将大体积的混凝土采用分层浇注, 但是必须保证层间浇注的时间间隔小于混凝土的初凝时间。

②对混凝土原材料进行降温

为了降低混凝土的入模温度, 在混凝土拌和前, 须对水泥、碎石、砂等配料充分冷却。

③混凝土浇注前预埋冷水管

在浇注过程中通过循环水带走混凝土当中的水化热, 继而降低大体积混凝土的温度。

④延缓拆模时间

根据具体情况, 增加拆模时间, 使混凝土的强度得到充分发展, 以抵抗温度应力。

(2) 混凝土塔壁与侧拉板的连接问题

根据具体的工程实际情况, 尽量增加剪力钉的布置面积、从而增加其布置数量, 以增强混凝土塔壁与侧拉板的连接。

(3) 索力调整难度大, 均匀性难控制

本桥斜拉索吨位大, 单根斜拉索钢绞线根数多, 只能单根张拉, 在实际操作中尽量减少斜拉索的张拉次数, 优化斜拉索的张拉方案, 加强斜拉索的索力测试精度。

3 总结

(1) 桥梁施工风险管理在一定程度上可以确保桥梁施工的正常进行, 本文通过查阅文献, 分析桥梁自身的结构特性、现场调研等方式, 确定了大跨径单索面公轨两用斜拉桥的施工风险控制体系组成:风险识别、风险评估、风险应对。

(2) 将大跨径单索面公轨两用斜拉桥的施工风险控制体系应用于千厮门长江大桥, 结合桥梁自身的结构特性和复杂程度以及桥梁施工的周边环境确定桥梁施工期间的风险因素。通过定性与定量相结合的方法计算桥梁施工期间的风险概率及风险损失, 运用基于ALARP准则的风险评估矩阵, 确定桥梁的风险水平。为了使桥梁能够满足裂缝、应力、强度等控制水平要求, 采取降低材料入模温度、增加剪力钉的布置面积、优化斜拉索的张拉方案等措施对可能存在的风险进行预防, 并取得了一定的成果。

参考文献

[1]徐德志.悬臂浇注预应力混凝土连续梁施工阶段风险评估和风险管理[D].上海:同济大学, 2008.

[2]巩春领.大跨度斜拉桥施工风险分析与对策研究[D].上海:同济大学, 2006.

[3]周正宇, 苏洁.浅埋暗挖法穿越既有桥梁的施工风险控制[J].北京交通大学学报, 2012, 36 (3) :12-18.

[4]郭东尘.钢-混结合连续梁桥施工阶段风险评估研究[D].北京:北京交通大学, 2012.