钢箱梁截面（通用9篇）
钢箱梁截面 篇1
1概述
为了解决行人过街、人车分流问题以及方便建筑物之间的联系,人行天桥在城市交通中的作用日显重要。随着经济和社会的发展进步,人们对城市建设的审美要求日渐提高,人行天桥的设计理念也发生了很大的变化。设计人员开始注重结构细部设计,崇尚以人为本,加强天桥与周边环境的协调一致,在设计中融合体现高技术与新结构的形式美,使天桥成为塑造城市景观的重要元素。同时科学技术的不断发展,新材料、新工艺不断涌现,修建形态优美的人行天桥难度日渐减小,但与常规的桥梁结构体系相比,体型优美的人行天桥结构受力相对复杂,必须通过细致的有限元模拟和分析才能准确确定其受力状况和承载能力。
本文采用壳单元对某变截面钢箱梁人行天桥进行了详细的空间有限元模拟,详细分析了该桥主梁在人群荷载、电梯荷载、栏杆及扶手水平线荷载以及重力等各种荷载组合作用下的受力状况。
2设计依据
2.1 基本设计资料
人行天桥上部结构采用变截面钢箱梁,梁高800 mm,箱梁全宽为4 m,全长22.870 m。箱梁设置预拱度3 cm。钢箱梁一端与主梁桥墩顶钢板焊接,另一端简支在车站牛腿上,支座采用GJZ250 mm×300 mm×47 mm板式橡胶支座,环氧树脂与牛腿顶面相贴。桥面和梯道贴防滑地砖;所有钢构件做防锈漆两度,外露部分做防腐涂料。
2.2基本假定
1)材料在荷载作用下处于小变形和线弹性阶段;2)各种荷载对结构的作用符合线形叠加原理的条件。
2.3设计规范
设计规范包括:《公路桥涵设计通用规范》《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》《城市人行天桥与人行地道技术规范》《公路桥涵施工技术规范》《钢结构设计规范》。
2.4荷载组合
1.35D+0.98L,1.2D+1.4L,1.2D+1.4W,1.2D+1.4L+0.84W,1.2D+0.98L+1.4W。
其中,D为恒载;L为活载;W为风载。
3有限元分析
3.1几何模型
本钢结构桥有限元分析的几何建模是通过ABAQUS6.3建立,结构的网格划分、边界条件、荷载施加及结果处理都是通过ABAQUS6.3来完成的。钢结构桥的几何模型根据设计方提供的详细资料建立,如图1所示。
3.2单元选用
本钢桥结构为箱形截面,板厚与板的尺寸相比很小,故有限元分析采用壳单元,具体为ABAQUS6.8内部的S4R单元。S4R单元为4节点有限应变单元,每个节点有6个自由度,包括3个平动自由度和3个转动自由度。
3.3材料参数
根据设计方提供的资料,本结构采用的材料为Q345钢材,钢材的弹性模量为2.06×105MPa,质量密度为7 850 kg/m3,泊松比为0.3。
3.4边界条件及荷载施加
3.4.1边界条件
本钢桥的钢箱梁一端与桥墩顶钢板焊接,另一端简支在车站牛腿上,支座采用GJZ250 mm×300 mm×47 mm板式橡胶支座,所以为一端固定一端简支。在ABAQUS6.8中模型的边界条件为与桥墩顶钢板焊接部分为固定约束,简支在牛腿上的部分为简支,即约束支座的中轴线,如图2,图3所示。
3.4.2荷载施加
结构的恒载分为结构的自重和桥面恒荷载(砂浆、地砖、栏杆、雨棚、扶梯对桥面荷载)。钢结构自重是通过施加重力加速度来实现的,砂浆地砖荷载通过施加面荷载实现,如图4所示;栏杆荷载为线荷载,在ABAQUS6.8中导为两边的面上均布力来实现,如图5所示;雨棚荷载是通过雨棚柱传递到桥面上,所以施加集中荷载,如图6所示;扶梯及楼梯荷载如图7所示。结构的活荷载为人行荷载。
3.5分析结果
3.5.1应力
在最不利荷载组合作用下,用ABAQUS6.8分析得出结构的应力云图。图8为应力云图剖视图。
从图8可以看出:1)在最不利荷载作用下,结构整体应力水平较低,跨中位置全截面mises应力不超过70 MPa。2)结构最大应力为240 MPa,最大应力点在变截面处的加劲肋与横向腹板的交汇处,最大应力点周围应力不超过120 MPa,可以看出最大应力是由应力集中引起的。3)固端支座上方的10个加劲肋应力分布较均匀,且其周围应力分布均匀,应力水平较低,可见加劲肋对该区域的加固作用较明显。
3.5.2位移
图9为最不利荷载作用下结构的位移云图,图10为位移云图剖视图。
从图9,图10中可以看出,在最不利荷载作用下,结构的最大位移发生在简支段的跨中,大小为18 mm。
有限元分析表明,在最不利荷载作用下,结构的最大应力发生在应力集中点,大小为240 MPa,除应力集中外的其他区域应力水平较低,应力比在0.4左右;结构的最大位移在简支段的跨中,大小为18 mm,位移分布连续。因此,此结构设计满足规范要求。
4结语
本文讨论了变截面钢箱梁人行天桥空间有限元模拟和分析的方法,准确地验算了主梁的强度、变形等,可为类似结构形式的人行天桥设计研究提供参考。
参考文献
[1]GB 50017-2003,钢结构设计规范[S].
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[4]JTG D60-2004,公路桥涵设计通用规范[S].
[5]JTJ 041-2000,公路桥涵施工技术规范[S].
[6]程昭波,陈文祥,陈涛.超长环形连续钢箱梁天桥结构设计要点[J].山西建筑,2009,35(16):343-344.
钢箱梁截面 篇2
1引言
悬臂浇筑预应力混凝土连续箱梁的合拢段施工,是桥梁上部构造施工的关键环节。在施工图设计中,合拢段长度比较短,调整梁体线形的余地非常小。由于连续箱梁在进行合拢施工时,箱梁悬臂部分较长,而此时荷载和温度的微小变化都将会对桥梁体系节段前端的标高和伸缩变形产生很大的影响。在合拢段施工过程中,昼夜温度变化、新浇混凝土的早期收缩和水化热、已完成结构混凝土的收缩与徐变、结构体系变化以及施工荷载等因素,都影响着合拢段新浇混凝土的质量。在预应力混凝土连续箱梁的合拢施工过程中,通常容易出现下列问题:
(1)由于模板支立不够牢固、浇筑混凝土时顶板表面未认真抹平,合拢后箱梁顶面不平顺、不平整。
(2)合拢施工温度选择控制不当。由于连续箱梁在合拢前悬臂较长,随着气温的变化,箱梁悬臂端的高程和梁的长度也相应发生变化。合拢后体系转换,连续箱梁的顶面高程和梁体长度变化明显减小,但将产生温度应力。合理的合拢时间会大大减小结构的温度内力。
(3)合拢后箱梁顶面因养护不及时而出现收缩裂缝。
(4)模板支立不牢固出现模板沉降变形,使梁段之间混凝土表面有明显的高低差。因此,对合拢段进行必要的施工控制,可以保证桥梁上部构造线形顺畅,内力分配和传递合理,从而确保工程质量。
2工程概况
该项目工程为一座大桥,全桥共有27孔,桥长927.20m。主桥位于大桥的第12孔至第20孔,上部构造为30m+7×45m+30m=375m九跨一联的预应力混凝土等截面连续箱梁,按双幅布置。箱梁采用单箱单室结构,箱梁顶板宽度为12.75m,底板宽度为5.00m,翼板悬臂长度为2.875m,箱梁高度为2.50m,45°斜式腹板厚度为0.50m,底板厚度支点处为0.56/0.50m、跨中为0.32m。箱梁采用C50强度等级的混凝土,纵向、横向、竖向三向预应力。
纵横向预应力均采用公称直径Φ15.24mm标准强度Rby=1860MPa的低松弛高强钢绞线,顶板束采用27股钢绞线,配YM15-27锚具;底板及腹板束采用12股钢绞线,配YM15-12锚具;横向预应力束采用3股钢绞线,配YMB15-3锚具;竖向预应力束采用Φl32mm精轧螺纹钢筋,配YGM-32锚具。
施工图设计规定,除0～2号块及边跨6.35m段采用支架施工外,其余梁段均采用挂篮悬臂浇筑。单T划分为6个梁段,施工最大悬臂长度为21.50m,悬浇块件最大长度为3.50m。全桥共计4个边跨现浇段,18个合拢梁段。每个现浇梁段长6.35m,C50混凝土量为81.06m3;每个合拢段长均为2.00m,C50混凝土量为18.16m3。
3合拢段施工
3.1合拢段施工顺序
合拢时,先合拢边跨,拆除边跨主墩临时锚固;再合拢次边跨,拆除次边跨主墩临时锚固;直至中跨合拢。
3.2施工准备
3.2.1混凝土配合比设计
主桥现浇连续箱梁设计强度等级为C50,梁段混凝土强度达到设计强度等级的90%时方可施加预应力。施工时采用混凝土输送泵进行混凝土浇筑施工。由于合拢段主要施工时间在9、10月份,正值
天气炎热阶段。按照泵送、缓凝与早强的要求,进行掺加减水剂和粉煤灰的高性能混凝土配合比设计。
3.2.1.1 原材料试验情况
采用徐州巨龙牌42.5级普通硅酸盐水泥。水泥细度为2.9%,初凝时间2h09min,终凝时间3h34min,抗压强度3d为30.4MPa、28d为49.9MPa,抗折强度3d为5.9MPa、28d为6.7MPa。碎石压碎值为5.5%,针片状含量为6.5%,筛分试验符合16～31.5mm级配,含泥量为0.43%,泥块含量为0.13%。
中砂细度模数为2.63,含泥量为1.4%,泥块含量为0.4%。外加剂采用JM-A型高效减水剂。减水率为15.7%,泌水率为7.9%,1d、3d、7d、28d抗压强度比分别为198%、188%、171%、165%,达到GB8076-1997中早强减水剂的一等品指标。混合材料选用Ⅰ级粉煤灰,细度8.9%,烧失量1.02%,含水量0.1%,氧化硫含量0.46%。
3.2.1.2 混凝土配合比设计
C50高性能混凝土配合比设计是以基准混凝土为基础,用粉煤灰超量取代法进行调整后得出的。
工地中心试验室根据计算,经多次试验确定出设计混凝土配合比。按此配合比拌制的混凝土拌和物，坍落度T=140mm,1h坍落度的损失为20%,含气量为1.7%,标准养护条件下混凝土试件各龄期抗
压强度平均值为:R3d=44.0MPa,R7d=53.4MPa,R28d=62.7MPa。
表1 每m3混凝土原材料用量(kg)
3.2.2观测气温变化情况
为了保证在设计规定的气温条件下进行合拢施工,在合拢施工前一周起,对工地的气温变化情况进行连续认真观测。夜间10:00至早晨6:00每两个小时进行一次观测,并及时准确填写测温记录。
3.3边跨现浇段及边跨合拢段施工
图1边跨现浇段与合拢段支架立面简图
3.3.1边跨现浇段施工 3.3.1.1 施工工艺流程
地基处理→支立边跨现浇段箱梁支架→预压试验→支立箱梁底模板→调整模板高程和中线→支立箱梁侧模板→绑扎底板钢筋及端横隔板钢筋,进行预应力孔道定位,安装波纹管→穿底板钢束,在过渡墩侧安装挤压套管式锚具→支立芯模和端模板→绑扎顶板钢筋,安装顶板预应力波纹管管道→浇筑混凝土→混凝土养护→拆除侧模和芯模模板
3.3.1.2 施工要点
(1)处理边跨6.35m现浇梁段与边跨合拢段的支架地基。将现浇段范围的原地面整平压实,填筑一层200～300mm厚的砂砾,碾压密实,四周挖排水沟做好防排水处理。采用碗扣式脚手架支设满堂式支架,道木基础。按照施工计算,支架立杆顺桥向间距为0.9m、横桥向间距为1.2m,沿高度方向每1.2m间距做一横向连接以增加稳定性。帽梁横桥向为24a工字钢,顺桥向为10工字钢间距0.8m。
(2)加载试压。在现浇支架上底板范围内布设水箱,分三级向水箱内注水(G/2,3G/4,G。G为箱梁重量)。加载前和每级加载后,观测支架沉降量,最后一级加载后每6h观测一次沉降量。24h后卸载。
(3)支立模板,安装钢筋。首先按照试压成果调整支架的预留沉降值;然后铺设底模板;再依次进行底板钢筋骨架与预应力管道安装,端横隔板钢筋骨架安装,腹板钢筋骨架与预应力管道安装;钢绞线穿束,过渡墩处P锚安装;安装芯模和端模;最后安装顶板钢筋骨架与预应力管道,并调整校正模板。
(4)浇筑混凝土。采用混凝土拌和站拌制混凝土,混凝土搅拌运输车运输、混凝土输送泵向模内输送混凝土。箱梁混凝土浇筑从一侧向另一侧连续进行。混凝土浇筑完成表面收浆后,及时洒水养护。当梁体混凝土强度达到设计强度等级的75%以上时,拆除侧模和芯模。
3.3.2边跨合拢段施工
边跨合拢通常根据该合拢段所处地形、河(湖)水深度及上部构造距地面高度等实际情况,确定采用支架或吊架(挂篮)法施工。采用吊架(挂篮)法浇筑混凝土施工时,需要在合拢段两侧设置对称配重水箱,采用同步卸载法以消除附加内力。本桥边跨合拢段位于岸边陆地上,且梁底距地面高度为
8.22m,采用碗扣式钢管脚手架搭设满堂式支架进行施工边跨合拢段施工(与边跨现浇段相同)。
图2合拢段临时劲性钢接杆示意图
3.3.2.1 施工工艺流程
支架预压试验→调整支架高程、校核中线→支立底模与侧模→焊接一侧临时劲性钢接杆→绑扎底板钢筋骨架、安装预应力管道→安装腹板钢筋骨架与腹板预应力管道→安装芯模→绑扎顶板钢筋、安装顶板预应力管道→顶板临时钢束穿束→夜间最低气温时焊接纵向主筋与另一侧劲性钢接杆→张拉顶板临时钢束→浇筑合拢段混凝土→洒水养护→穿入底板、腹板预应力钢束→张拉钢束→解除临时钢束与临时劲性钢接杆→穿顶板钢束→张拉顶板钢束→孔道压浆→解除边墩临时锚固
3.3.2.2 施工要点
(1)支立模板时,使合拢段与已浇筑完成的箱梁间接合紧密,连接顺畅,无错台和缝隙,防止浇筑混凝土时漏浆。模板支立牢固。
(2)安装钢筋骨架时,先绑扎成型,焊接一侧的钢筋接头,待日最低气温时再焊接另一侧钢筋接头。
(3)安装临时劲性钢接杆时,先焊接一侧焊缝,待日最低气温时再焊接另一侧焊缝。劲性钢接杆与梁内预埋钢板应接触密实,否则用薄钢板垫塞,焊缝饱满,焊缝长度≥0.6m,余下长度采用间断点焊。施工图设计中,顶板处的临时劲性钢接杆设置在顶板下侧与腹板的根部。施工中刚接杆焊接后,芯模安装比较困难。经设计单位同意,将其改在顶板上表面腹板根部位置,相应的预埋件在悬浇施工时按调整后的位置设置。
(4)为防止混凝土收缩变形过大出现裂缝及避免合拢段混凝土在接缝处产生较大的拉应力,合拢段混凝土浇筑在日最低气温下进行,采用混凝土输送泵连续浇筑成型。
(5)混凝土浇筑时充分振捣密实,顶板采用平板振捣器振捣,与已完梁段间用插入式振捣器振捣。
顶板表面用长的直尺沿纵横方向仔细刮平。浇筑完成,混凝土表面收浆后及时苫盖并洒水养护,保持混凝土表面始终湿润。
(6)当梁体混凝土强度达到设计强度等级的90%以后,进行合拢段纵向、竖向和横向预应力钢束 的张拉。张拉顺序为先短束后长束,先底板后腹板,并对称进行张拉施工;底板束和腹板束张拉完成后,解除顶板临时钢束。
(7)当合拢段张拉压浆结束后,解除边主墩临时锚固,撤除墩顶临时支座,注意避免损坏盆式支座。将支座部位彻底清理干净,仔细观察盆式支座的下沉量并做好记录,以校核转换效果。
3.4次边跨及中跨合拢段施工
由于一个合拢段混凝土数量只有18.16m3,重量较轻,而挂篮、施工平台及模板的重量达到了
295kN,重量较重。为了减小施工荷载,降低因施工荷载产生的附加内力,次边跨及中跨合拢段施工利用工地已有的材料,使用6根24a工字钢组合拼装成轻型吊架,加上模板的重量只有98kN。同时利用底板劲性钢接杆作为支承梁,采用吊架法施工。
3.4.1 施工工艺流程
在两个悬臂端设置配重水箱→按计算配重重量向水箱注水→安装合拢段模板吊架→铺设底模与侧模→调整模板高程、校核中线→焊接一侧临时劲性钢接杆→绑扎底板钢筋骨架、安装预应力管道、穿束→安装腹板钢筋骨架与腹板预应力管道、穿束→安装芯模→绑扎顶板钢筋、安装顶板预应力管道→顶板临时钢束穿束→夜间最低气温时焊接纵向主筋与另一侧劲性钢接杆→张拉顶板临时钢束→浇筑合拢段混凝土同时逐级解除配重→洒水养护→张拉底板和腹板钢束→解除临时钢束与临时劲性钢接杆→穿顶板钢束→张拉顶板钢束→孔道压浆→解除临时锚固。
3.4.2 施工注意事项
合拢段施工前,对悬臂端混凝土连接面进行凿毛和洗刷处理,以利新旧混凝土连接形成整体。在
当天最低气温时完成劲性钢接杆的焊接,在当天最低气温时浇筑合拢段混凝土。在浇筑合拢段混凝土前最好将预应力钢束穿入孔道,以减小预应力钢束穿束的难度。在中跨两悬臂端加配重,严格控制两对称点标高;配重通常采用水箱法,浇筑合拢段混凝土时同步放水,分四级解除配重,每级卸载约50kN。
图3中跨合拢现浇吊架示意图
4合拢施工的质量控制
4.1 选用优质的水泥、碎石、中粗砂、外加剂和混合料,根据具体的施工条件、作业环境、天气气候特点等认真确定合拢段施工混凝土配合比,保证混凝土满足设计图纸和施工技术规范的要求。
4.2 认真做好边跨现浇段、边跨合拢段、中跨合拢段的支架(吊架)、模板设计和安装施工,按要求对支架进行试压,消除减小支架(吊架)以及模板的不均匀沉降和变形。
4.3 加强施工期间气温的观测,在日最低温度(一般在凌晨3:00～5:00之间)时采用4台电焊机同时焊接劲性钢接杆,保证合拢段两侧不产生高差和伸缩变形,使合拢后连续箱梁线形顺畅。为缩短焊接合拢段劲性钢接杆的时间,宜采取先焊接一侧劲性钢接杆,待钢筋、模板等工序完成后再焊接另一侧劲性钢接杆。
4.4 严格按照设计和计算在合拢段两对称悬臂端设置配重,并在合拢段混凝土浇筑施工时同步卸载,消除附加应力对梁体结构的不利影响。
4.5 合拢段钢筋骨架安装前,对悬臂端混凝土连接面进行凿毛和洗刷处理,以利新旧混凝土连接形成整体,避免新老混凝土间出现裂缝。
4.6 控制合拢段混凝土浇筑时间,在当天最低温度时浇筑合拢段混凝土,避免合拢段接缝处产生较大的拉应力。加强合拢段混凝土的养护工作,使箱梁混凝土表面保持经常潮湿状态7d以上,在炎热的天气时加以覆盖,避免阳光直接照射在混凝土表面,保证混凝土强度和弹性模量的顺利增长,消除混凝土因突然升(降)温或失水产生裂缝。
4.7 合拢段梁体混凝土强度达到混凝土设计强度等级的90%以上时,方可实施张拉。张拉程序和张拉顺序按照施工图设计执行,一般按纵向、竖向、横向的顺序进行张拉施工;纵向钢束张拉为先顶板束(顶板处设置合拢段临时预应力钢束除外)、后底板束、再腹板束,先短束后长束的顺序,并同时对称张拉。张拉千斤顶、张拉泵、压力表配套校验、使用。
5结束语
合拢施工是悬臂浇筑施工的关键,在施工中必须加强各施工环节的控制。除了按照设计要求设置劲性刚接杆和临时预应力钢束等构造措施外,特别注意采取控制施工混凝土配合比、设置配重、认真控制两个重点施工阶段的施工气温、加强混凝土养护、履行张拉程序等多项有效的技术措施,严格执行施工图设计、施工技术规范和质量检验评定标准,保证了工程施工质量。全桥18个合拢段顺利完工,分项工程质量评定均达到优良。
参考文献:
钢箱梁截面 篇3
(1.西华大学流体及动力机械教育部重点实验室, 四川 成都 610039; 2.西南交通大学风工程试验中心， 四川 成都 610031)
大跨度变截面连续钢箱梁桥涡激振动线性分析法
秦 浩1,2， 廖海黎2， 李明水2
(1.西华大学流体及动力机械教育部重点实验室, 四川 成都 610039; 2.西南交通大学风工程试验中心， 四川 成都 610031)
涡激力沿主梁跨向具有偏相关性，基于Scanlan涡激力经验线性模型，假定涡激振动风速下，整个梁段涡脱频率锁定，提出适用于变截面连续梁桥的三维涡激力经验线性模型，从而建立节段模型与变截面梁实桥之间涡激振动幅值之间的关系。通过变截面梁几个典型位置截面的节段模型风洞试验，获得描述整个变截面主梁三维涡激力经验线性模型等效参数，实现对整个变截面连续梁桥涡激振动响应的评估。通过某典型的三跨变截面连续钢箱梁桥涡激振动风洞试验，验证理论的有效性。
涡激振动； 线性理论； 变截面； 偏相关； 风洞试验
引 言
引起桥梁产生涡激振动的涡激力，通常是由流体绕经钝体桥梁断面而形成的周期性交替脱落的涡漩引发的。来流风速比涡激振动发生风速低时，涡激频率与来流风速近似为线性关系，桥梁结构振动表现为强迫振动特性，当涡激频率与结构固有频率接近时，涡激力开始呈现出自激特性。风速进一步增大，涡激频率与结构振动频率完全一致，结构振动达到涡激共振状态，此时，涡激频率在一定范围内不随风速变化而变化，就像被“锁定”一样[1]。涡激振动的特点是发生风速较低，是一种限幅振动，不具发散性且不会对桥梁本身造成具大的破坏作用，但会对桥梁施工安全及行车舒适性产生影响，严重时甚至会产生结构疲劳破坏[2]。半经验模型依据一定的理论和试验，通过适当选取模型参数，可准确地描述钝体涡激振动现象，在研究大跨度桥梁涡激振动中具有重要价值[3-4]。假定涡激力和结构运动是二维的，目前已建立多种涡激气动力半经验模型，具有代表性的有经验线性模型[1]、Scanlan半经验非线性模型[5]、Larsen广义非线性模型[6]等。由于涡激力的非线性特性，使得这些模型不适合直接推广到全桥。Wilkinson利用刚性节段模型风洞试验，研究了方柱涡激气动力的相关性，利用不同振幅下测压获取相关性函数拟合了涡激力相关性经验公式[7]。Ehsan[8]采用Scanlan非线性模型和Wilkinson相关性函数，给出了主梁沿跨向涡激振动振幅的近似公式。朱乐东指出了考虑涡激力相关性的重要性[4]，鲜荣研究了箱梁的涡激力相关函数，初步将其应用于大跨度桥梁的涡激振动分析[9]。李明水基于涡激力经验线性模型，研究了涡激力沿跨向的相关性，给出了节段模型涡振试验结果应用到原型桥梁的具体方法[10]。
以上研究均局限于等截面梁桥。而在大跨度桥梁中，连续钢箱梁桥由于其受力特点，一般采用墩顶加高的变截面梁设计。与等截面的斜拉桥和悬索桥相比，连续钢箱梁桥本不易发生风致振动，但随着跨度增加，结构变柔，阻尼又小，在常遇风速下，主梁存在发生竖弯涡激振动的可能[11]。变截面桥梁沿跨向具有明显的不同，其气动特性是整个跨度范围内的综合，任一截面的气动特性均没有代表性。因此上述的理论方法无法直接应用于变截面梁桥。
本文基于Scanlan涡激力经验线性模型，提出适用于变截面连续梁桥的三维涡激力经验线性模型，建立节段模型与变截面梁实桥之间涡激共振幅值之间的关系。通过变截面梁几个典型位置截面的节段模型风洞试验，获得描述整个变截面主梁三维涡激力经验线性模型等效参数，实现对整个变截面连续梁桥涡激振动响应的评估。
1 变截面梁涡激振动线性理论
在某一涡激共振风速下，涡激力一般只激发起某一阶固有模态的共振，使得基于单自由度振动的涡激力模型具有了实际意义。对于大跨度钢箱梁连续梁桥，因其扭转振动频率很高，扭转涡激振动锁定风速很高，可以不考虑扭转涡激振动[11]。
基于文献[1]中Scanlan线性自激力模型，假定涡激振动风速下，整个梁段涡脱频率锁定。考虑涡激力(升力)沿跨向存在相位差，可将竖向涡激振动运动方程写为
(1)
将上述方程广义坐标化
y(x,t)=φ(x)ξ(t)
(2)
式中φ(x)为主梁振型函数，以下简记为φ；ξ(t)为广义坐标。代入模型整理可得
(3)
其中
从上式可以看出，自激力通过等效阻尼及等效气动刚度来体现，可分别定义为
(4)
式中ζev，ωev为涡激方程中自激力Y1,Y2的参数。对于具体的变截面梁，应为跨向位置x的函数。工程应用中，可通过几个典型位置截面的节段模型试验获得典型位置的Y1和Y2，然后插值拟合整个梁段的Y1和Y2，从而得到气动阻尼及气动刚度参数。
由于稳定的涡激振动，其解应为正(余)弦形式，则可求得方程(3)关于涡激振动稳态解的表达式
(5)
在广义坐标下，涡激振动方程稳态解(5)两边乘以mφ2，然后对方程两边沿跨向x积分，得到整跨涡激振动的稳态解
(6)
其中参数分别为：
参数λ(x)体现了涡激振动中，自激力及涡激力对涡激振动的综合作用。在工程应用中，例如变截面连续梁桥，可定义跨中截面为参考截面，定义由截面变化引起的气动力变异系数μλ(x)为其余截面的λ(x)与参考截面λ(x0)的比值，即
(7)
则涡激振动稳态解可表示为
(8)
进而讨论Ft相关系数，其相关函数
(9)
式中Rf(τ)表示f(t,x)=sin(ωst-α)对应的相关函数。
根据Fourier变换
(10)
再利用空间谱相关函数关系[10]
涡激振动在锁定区，涡脱频率与结构频率一致，工程中涡激振动一般为单一频率，S(ω)可以看作纯二维的涡激力谱，认为R与频率ω无关，上式可改为
SF(ω)=RFS(ω)
(11)
式中
定义如下卷积分[10]
(12)
可以求得折算系数表达式为
(13)
基于以上推导，公式(8)可改为
(14)
此时，涡激振动振幅值为W0Φ/(meqψ)，其中R(Δx)为涡激力沿跨向相关函数，精确的相关函数R(Δx)可通过风洞试验获得。参考文献[7-10]详细论述了通过引入涡激力相关性时的意义和具体的方法，建立等截面梁节段模型和实桥之间的关系。
目前尚缺乏桥梁断面沿跨向的涡激力相关性研究，下文以Wilkinson涡激力相关函数为例，讨论将节段模型试验的结果应用到原型桥梁的方法。
Wilkinson通过对方柱体节段模型测压试验提出涡激力相关函数的公式
(15)
式中η为涡激振动振幅和梁高D之比。Ehsan拟合得到如下参数[8]
2 线性模型方程结果讨论
2.1 等截面动力节段模型
等截面动力节段模型风洞试验是讨论变截面涡激振动的基础。其涡激振动振型系数φ(x)=1，且μλ(x)=1，不沿跨向变化，下面针对涡激力沿跨向全相关和偏相关进行分别讨论。
全相关情况，R(Δx)≡1，此时
(16)
从公式(14)可以得出
(17)
其涡激振动振幅值为W0/meq该值与现行传统试验方法采用的理论计算值完全一致，即认为节段模型试验结果可以按缩尺比直接折算出实桥结果。该情况可作为以下振幅结果的基准值，并定义以下各种该情况振幅与该情况振幅比值为振幅折算系数μA。
(18)
2.2 等截面连续梁桥
对于等截面连续梁桥，μλ(x)=1。其振型函数φ(x)是跨向位置x的函数。由于主梁发生涡激振动的振型为前几阶振型，这些振型一般可近似为正弦或余弦函数。例如针对第1阶振型,按涡激力沿跨向全相关和偏相关进行讨论，其振型函数近似为φ(x)=cos(πx/L)，全相关时，即R(Δx)≡1，且φ(x)=cos(πx/L)，则ψ=1/2及Φ=2/π，代入公式(14)可得振幅，与结果(17)相比，可知振幅折算系数
μA=4/π
(19)
该值与文献[4]中值一致。
2.3 变截面主梁
由截面变化引起的气动变异系数μλ(x)不为常数，可根据风洞试验来确定。振型函数φ(x)是坐标的函数，大跨度变截面连续梁桥发生涡激振动的振型为前几阶竖弯振型，这些振型一般也可近似为正弦或余弦函数，如针对第1阶振型进行讨论，其振型函数近似为φ(x)=cos(πx/L)，则ψ=1/2。
完全相关有
(20)
式中
代入公式(14)并与解(17)相比，可得振幅折算系数
(21)
偏相关时，按照方柱测压结果考虑相关系数R(Δx)代入公式(13)
(22)
由于η为振幅的函数，在振幅未知的情况下不能直接通过公式(22)得到Φ。计算时需通过数值迭代计算来完成。即可先通过变截面梁全相关下的计算公式(20)计算出全相关下的Φ，代入公式(14)计算得出振幅A0并作为初始值，对应的无量纲振幅记为η0。然后利用公式(15)计算偏相关函数，代入公式(22)求得该振幅下的Φ1，代入公式(14)计算出新的振幅A1及对应的η1。之后，再一次利用公式(22)计算出Φ2，代入公式(14)计算出新的振幅A2及对应的η2。如此往复，直到计算出收敛的振幅A。
3 节段模型结果计算变梁高全桥实例
某典型的三跨连续梁桥为110 m+150 m+110 m变梁高大悬臂钢箱梁桥，如图1所示。主梁采用单箱双室整幅变梁高钢箱，梁宽36.0 m，中间两墩顶箱梁梁高6.5 m，墩顶段长5 m，变高段长37.5 m，采用直线变化，其余截面为等截面段，箱梁梁高为4.5 m。
图1 某变截面连续梁桥Fig.1 Continuous steel variable section box girder bridge
3.1 节段模型试验
由于高阶振动锁定风速超过该桥的设计基本风速，仅需关注一阶竖向弯曲振型，其振型函数φ(x)=cos(πx/L)。分别设计对应于跨中梁高4.5 m的常规尺度节段模型(缩尺比1∶50)，常规尺度节段模型的长度为2.095 m和一个大尺度节段模型(缩尺比1∶20)进行风洞试验，大尺度节段模型的长度为3.460 m，如图2所示。刚性的节段模型由8根拉伸弹簧悬挂在支架上，形成可以竖向振动的系统来模拟竖弯涡激振动。
图2 节段模型实验(上：1∶50 下：1∶20)Fig.2 Sectional model testing (Up: 1∶50 Down: 1∶20)
由于涡激共振的发生不依赖于弯扭耦合机制，因而对模型系统无扭弯频率比的要求。鉴于涡振通常发振风速较低，为降低模型风速比，采用刚度较大的弹簧以提高模型的自振频率。试验阻尼比按中国《公路桥梁抗风设计规范》所规定的0.5%设置。
模型振动阻尼比为0.5%量级(质量和阻尼修正方法见文献[4])，均匀流场条件下，0°风攻角时，常规尺度和大尺度节段模型均出现了明显的涡激振动，结果见图3。
图3 节段模型涡激振动试验结果Fig.3 Sectional model testing results
常规尺度节段模型的涡振区最大涡振振幅为70 mm，大尺度节段模型风洞试验得到的最大涡振振幅为78 mm。大尺度节段模型的试验结果比常规尺度节段模型的试验结果大11%，这种不一致性是由节段模型的长高比不同引起的。不同长高比导致涡激力沿模型跨向的相关性不一致，从而造成振幅差异。根据两种节段模型的长高比以及各自的振幅，若不考虑振型系数，应用涡激力偏相关理论对模型试验结果进行修正后，原型桥涡激振动振幅分别为62和65 mm，两者结果比较接近。
3.2 实桥计算结果
为了获得梁高不同所产生的气动变异系数μλ(x)，设计了对应于梁高5.5,6.5 m的常规尺度节段模型(缩尺比1∶50)进行风洞试验，识别气动参数λ，以跨中截面风洞试验结果为参考对象，得到梁高5.5,6.5 m对应的参数μλ，然后通过插值计算得出因梁高变化引起的气动变异系数μλ(x)，线性插值结果见图4。按照前文所述，通过迭代算法可以计算得出，实桥第1阶竖弯涡激振动第二跨跨中最大振幅幅值92 mm。
图4 梁高D和气动力变异系数μλ插值函数Fig.4 The linear interpolation of μλ vs D
3.3 气弹模型验证
为了验证实桥计算结果的可考性，设计缩尺比1∶70全桥气弹模型。全桥气弹模型风洞试验能真实地反映结构的风致振动响应，按照气弹模型与原型桥动力相似的原则，主要对大桥主梁模拟了质量、竖向及横向弯曲刚度；对桥墩模拟了质量、顺桥向和横桥向的弯曲刚度；对栏杆及检查车轨道等附属设施模拟了气动外形。变截面芯梁采用A3钢，激光切割，再通过焊接制作成槽型截面。主梁气动外模由硬质塑料板制作。梁段外模各小段之间留有1 mm的缝隙，以消除梁段外模对刚度的影响。铅配重置于梁段内部，从而使主梁质量达到相似性要求。外模和芯梁之间垫有硬质小垫块，通过螺栓刚性连接。栏杆和导轨都按照比例缩尺制作，模拟外形。桥墩的弯曲刚度由A3钢制成的芯梁提供，芯梁截面为矩形，使墩在顺桥向和横桥向两个弯曲刚度满足相似关系。桥墩的气动外形采用木质材料，其构造原则与主梁相同。设置非接触式激光位移传感器，分别测量每一跨跨中涡激振动的位移时程，流场条件为均匀流，试验照片见图5。
图5 全桥气弹模型实验(1∶70)Fig.5 Full bridge aeroelastic model testing(1∶70)
全桥气弹模型(缩尺比1∶70)涡激振动振幅结果见图6，第1阶竖弯涡激振动第二跨跨中最大振幅幅值为85 mm，该结果与前文基于本文提出的方法由节段模型试验结果计算得出的结果基本一致。
图6 全桥气弹模型涡激振动试验结果Fig.6 Full bridge aeroelastic model testing results
经修正后的节段模型试验结果与全桥气弹模型试验结果仍存在一定的误差。其原因主要是沿跨向变化涡激力相关函数R(Δx)是Ehsan基于方柱测压结果拟合的，与变截面大悬臂钢箱梁断面的涡激力相关系数不同。此外，截面变化引起的变异系数μλ(x)是插值实现的，与整个梁段真实的气动非线性不同。
4 结 论
讨论了由变截面梁典型位置处的节段模型风洞试验得到整个变截面梁段涡激振动振幅的方法，以实际的变截面连续梁桥为例，通过气弹模型风洞试验验证了本文提出的方法。
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A linear theory of vortex-induced vibration of long span continuous steel box girder bridge with variable cross-section
QINHao1,2,LIAOHai-li2,LIMing-shui2
(1. Key Laboratory of Fluid and Power Machine, Ministry Education, Xihua University, Chengdu 610039, China; 2. Research Center for Wind Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)
Vortex-induced aerodynamic force was partial correlation along the span. Based on the Scanlan′s semi-empirical linear model, a linear theory of vortex induced vibration of the long span continuous steel box girder bridge with variable cross-section was established by assuming that the vortex shedding frequency of the whole span was locked in. The methodology for applying sectional models which were selected from typical position of variable cross-section box girder bridge into prototype bridge was discussed. The line theory parameters which provided detailed depiction of variable section box girder 3-D vortex induced force were obtained. And the vortex induced resonance of the whole span was evaluated. Validity of proposed theory was proved by a series of wind tunnel tests on a three spans continuous variable section bridge.
vortex-induced vibration (VIV); linear theory; variable cross-section; partial correlation; wind tunnel testing
2013-12-25；
2015-04-03
国家自然科学基金资助项目(50978223);国家重点基础研究发展计划(973计划)(2013CB036300)
U441.3
A
1004-4523(2015)06-0966-06
10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2015.06.015
变截面连续箱梁施工及质量控制 篇4
1.1 普通钢筋的施工
钢筋骨架制作完成后, 将骨架用机械吊入模内, 对于钢筋骨架受力相对大的地方不能进行钢筋的接长, 焊接接头时, 一定要按照钢筋的有关规范要求, 将接头错开。严格控制同一个断面内的钢筋接头的数量, 最多不能超过总接头的1/3, 如果在钢筋骨架制作的过程中不能满足这一要求时, 一定要首先考虑粗钢筋然后再考虑细钢筋, 先考虑受力筋再考虑分布筋的原则。要准确地控制预埋筋的位置, 例如护栏、伸缩缝等。钢筋骨架入模以后, 需要开展焊接工作时, 一定要垫铁皮以免烧伤周围的波纹管和模板。为了使钢筋保护层的厚度满足要求, 需要用硬塑料垫板垫在底板钢筋的下面, 塑料垫块垫在腹板两侧。
1.2 预应力钢筋的施工
在对预应力钢筋下料时, 使用切割机进行切割, 考虑到一些其他因素对纵向预应力钢筋的影响, 预应力钢筋在下料的过程中, 为了使工作长度足够, 通常比设计的长度长出30～50 cm。完成普通钢筋的吊装工作后, 开始波纹管的施工, 按照设计的要求精确地将波纹管的坐标给予确定, 同时需要用电焊将定位的钢筋焊接牢固, 以免波纹管在施工过程中出现位移的现象。波纹管的排气孔用直径>20 mm的钢管, 以便压浆的水泥从最高点冒出。在浇筑混凝土之前, 全面地对波纹管进行检查, 出现损坏的地方及时地进行整修, 留的开口和孔给以修复。为了避免意外的漏浆将孔道堵塞, 需要在灌注混凝土前抽动, 终凝后抽出。
2混凝土的浇筑
2.1 混凝土的施工
在浇筑混凝土时, 悬臂浇筑施工一定要对称进行, 严格控制不平衡的偏差, 通常将偏差控制在小于理论值的30%。
浇筑箱梁混凝土时, 每一节段一次性浇筑完成。在浇筑混凝土前, 先检查钢筋骨架、模板是否满足要求, 为了保证施工中不出现差错, 需要复测标高中的轴线。检查原材料是否满足要求, 不合格的原材料严禁入场。加入外加剂时, 安排专人负责, 严格控制外加剂的用量, 准确地确定混凝土搅拌的时间, 同时对坍落度进行测定。混凝土的拌和选用集中搅拌的方式。
浇筑混凝土时, 选用插入式振动式振动棒进行振捣, 振动棒在工作的过程中一定要控制好与模板的距离, 以免出现触碰模板的不良现象, 模板与振动棒的距离最好控制在5 cm上下。
在振动的过程中一定要确保模板的稳固性, 不得出现位移的现象, 同时还需要注意不能触碰波纹管, 以防出现破损。当混凝土的表面有泛浆, 不再下沉, 同时没有气泡的出现, 即为振动合格的标准。此外, 为了避免有大量的混凝土冒出, 需要在底板和内膜之间设置一个水平模板。为了使施工的强度加快, 需要对混凝土做一些早强处理。
2.2 混凝土浇筑质量的控制
混凝土浇筑的过程中一定要严格按照规范的要求进行施工。混凝土倾落时严格控制其下落的高度在2 m以内, 如果倾落的高度>2 m, 就需要使用溜槽或导管进行引流, 然后再进行振捣。振捣一定要按照顺序, 插点移动均匀, 遵循快插慢拔的原则, 确保振捣的密实性。对混凝土进行浇筑时, 需要观测支架和挂篮的位移情况和沉降情况, 如果发现有不妥之处需要及时找出原因, 同时制定合适的解决办法, 保证箱梁的施工质量。新旧混凝土衔接处的施工, 将松动的石子清除, 将表面的污渍用清水冲洗干净, 同时涂抹一层水泥浆。
2.3 混凝土的养护
浇筑的混凝土终凝前, 需要对其实施保湿养护, 夏季养护, 连续洒水同时用毯子盖在混凝土的上面。在混凝土浇筑的前10 d, 混凝土的表面一直要处于湿润的状态。冬季养护, 需要控制好养护的温度。内膜的拆除时间在混凝土强度达到70%时进行。
3箱梁的防裂措施
为了使混凝土不会因过度收缩而出现裂缝, 将混凝土的用量控制在一定的范围内, 水泥的用量尽量减少。与此同时, 还需要对水灰比进行控制, 选择合适的清水骨料, 有利于降低骨料的温度。
混凝土浇筑的时间不应在高温下进行, 最好选择在早上或晚上进行浇筑, 浇筑工作完成后及时地进行养护, 以免因热胀冷缩产生收缩裂缝的不良现象。对称均衡地对混凝土进行浇筑, 浇筑腹板混凝土时, 两侧腹板应该同时进行分层对称均衡浇筑, 而在浇筑顶板和翼板时, 应该从端头向内侧浇筑。要严格控制好相邻节段混凝土的龄期差, 新旧混凝土的接头, 要凿毛并清洗干净。
4总体的质量控制
相关质量监控人员必须熟悉图纸, 并且要建立审核把关制度, 领会设计图的本意, 对结构图以及轴位尺寸标高必须一一验证, 并要实地核对, 做到准确无误, 以免因出现缺陷而返工造成浪费。而且, 还要熟悉掌握施工技术规范和质量验收标准。技术规格和质量标准是提高工程技术管理的重要依据, 对施工过程起着制度性、指导性的作用。
技术交底要及时、全面、彻底, 手续一律按书面形式出现, 做到责任明确, 有技术主管负责执行。在施工过程中, 要对质量控制进行层层把关, 实验室负责实验配比和剂量配合, 还要进行现场过磅, 质检人员在履行全面质检评测外, 还必须配合监理做好施工和监理程序工作。
参考文献
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[2]宗道明, 马毅, 刘念华.先简支后连续预应力砼梁 (板) 施工技术[J].青海交通科技, 2004 (2) .
变截面连续箱梁桥静载试验研究 篇5
近20年来, 连续箱梁由于其独特的结构特点和适用性在我国得到了广泛应用, 其设计理论和施工技术也有了很大提高[1]。但近几年发现这种桥型的箱梁裂缝病害越来越多, 发展越来越严重, 甚至施工期间也会出现坍塌事故, 危及到桥梁与交通安全, 已引起专家们的共同关注[2]。其中有因变形引起的裂缝, 如温度变化、收缩、膨胀、不均匀沉陷等原因引起的裂缝;有因外载作用引起的裂缝;有因养护环境不当和化学作用引起的裂缝等[3]。
以某变截面连续箱梁桥为例, 该桥箱梁顶板、腹板、横隔板及其它部位存在着多条横纵向裂缝, 为了判断该桥正常使用性能和承载能力, 笔者充分利用该工程结构的现状参数, 结合有限元分析软件Midas进行模拟分析, 对其进行了静载分级试验。
1工程概况及主要外观缺陷
某大桥正桥主跨为 (62+92+124+92+62) m预应力混凝土连续变截面箱梁桥, 梁高2～7 m, 整体式双箱单室。主桥采用盆式橡胶固定支座, 最大吨位1 000 t。下部结构采用高桩承台双悬臂实体板式桥墩, 采用300号混凝土 (对应C30) , 桩基为钻孔灌注桩, 桩径1.5 m, 嵌入未风化整体基岩5 m, 容许最大单桩承载力1 500 t。经过20多年运营, 受到车辆冲击和重车的考验, 桥梁受到不同程度的损伤, 特别是箱梁出现较多裂缝, 已影响交通运营安全。主桥结构简图见图1所示, 横隔板裂缝统计见表1所示, 腹板裂缝统计见表2所示。
从裂缝的形态、长度、宽度及以前检查的情况看:箱梁端部斜裂缝为结构性裂缝 (多数已封闭) ;顶板纵向裂缝疑为施工时顶模拆除过早, 在荷载试验中加载和卸载中无明显变化;横隔板及其他部位的裂缝疑为收缩和温度影响所致裂缝。
2试验基本情况
2.1 试验工况及效率系数
为对该桥做全面分析, 选取该桥第4#～6#跨进行静载试验, 按试验构件截面“等效内力”原则确定每次加载时的汽车总数量和排列位置, 使加载汽车组成的行列荷载与设计荷载在该截面产生的内力基本相等。对各测试截面活载内力进行计算分析, 确定静载试验时荷载的大小。试验时共需14台装载后总重约为30 kN的加载车 (前轴重:66kN, 中、后轴重132 kN) 。根据设计荷载标准, 在所测试截面的内力影响线上, 按最不利位置, 根据实际加载车辆轴重、轴距等参数进行布载, 计算出控制截面在试验荷载作用下的最大内力值, 它与按设计规范要求布置荷载作用下的控制截面理论内力值的比值即为静载试验荷载效率。荷载效率系数计算见表3。
2.2 影响线及试验荷载布置 (三个工况示意)
经过计算确定工况Ⅰ静载试验需用7辆加载试验车。第4跨跨中截面弯矩影响线如图2所示, 工况Ⅰ (偏载) 加载车辆布置见图3。
经过计算确定工况Ⅱ静载试验需用7辆加载试验车。第5跨跨中截面弯矩影响线见图4, 工况Ⅱ (偏载) 加载车辆布置见图5。
经过计算确定工况Ⅴ静载试验需用14辆加载试验车。第5#墩支点截面弯矩影响线见图6, 加载车辆布置见图7。
3试验结果
3.1 应变测试结果及数据分析
静力荷载试验各工况下, 各控制截面箱梁底板应变测试结果见表4。
注:正数表示拉应变, 负数表示压应变。
由表4可知, 静载试验各工况下实测应变校验系数为0.62～0.88, 满足桥梁校验系数取值范围0.6～0.9要求。相对残余应变最大值为14.3%, 符合《大跨径混凝土桥梁的试验方法》中所规定的容许值20%的要求。
3.2 挠度测试结果及数据分析
静力荷载试验各工况下, 各控制截面挠度分布曲线对比见图8。由图8数据计算可知, 在静载试验各工况下实测挠度校验系数为0.57～0.88, 基本满足桥梁校验系数取值范围0.7～1.0要求, 且箱梁实测挠度均小于按弹性理论计算值。相对残余变位最大值为14.9%, 满足《大跨径混凝土桥梁的试验方法》中所规定的容许值20%的要求作为判定依据。
3.3 静载试验过程中裂缝观测
在静载试验期间, 除对箱梁挠度进行测试外, 还仔细寻找可能出现的各种裂缝, 特别是加载至最大荷载时对桥梁裂缝进行了观测。观测结果表明, 在加载工况工程中, 未发现新增裂缝, 原有裂缝宽度及长度均未发生变化。
4结论
通过该桥的静试验实测结果和理论分析对比, 对该桥的整体受力性能综合评定结论如下:
(1) 各工况静力试验荷载作用下, 应变校验系数在0.62～0.88之间, 满足桥梁校验系数取值范围0.6～0.9要求。挠度校验系数在0.57～0.88之间, 基本满足桥梁校验系数取值范围0.7～1.0要求, 表明该桥梁结构处于弹性工作状态, 结构强度、刚度满足设计规范要求。
(2) 各试验工况下各跨跨中截面的最大实测挠度均远小于设计规范允许值, 说明结构安全储备较大, 能够满足正常运行使用。
(3) 各工况试验荷载作用下, 未发现该桥出现新增裂缝, 且原有裂缝的裂缝宽度及长度均未发生变化, 说明裂缝对桥梁正常使用承载能力并无影响, 但为了提高桥梁使用的耐久性, 应该采取措施对现有裂缝及时修补。
综上所述, 该桥在设计使用荷载作用下, 整体工作性能良好, 安全储备较大, 结构处于弹性工作状态, 其强度和刚度满足设计规范要求, 但应对已发现的裂缝及时修补, 保证桥梁使用的耐久性。
摘要：针对某变截面连续箱梁桥顶腹板存在多条裂缝和超载超速现象, 为确保该桥使用安全, 本文通过静载试验, 将实测得到的应力、位移值与有限元分析软件建模计算得出理论值进行对比, 并结合相关规范对该桥实际受力性能进行了评估。试验结果表明:该变截面连续箱梁桥处于弹性工作范围之内, 安全储备较大, 能够满足正常使用所需要的承载力。
关键词：变截面连续箱梁,静载试验,裂缝,试验研究
参考文献
[1]谭可源, 刘伟军, 郭良中.连续箱梁施工阶段温度裂缝的成因分析[J].中外公路, 2003, 23 (5) , 11-14.
[2]周明华.大跨度变截面预应力混凝土连续箱梁的裂缝病害与施工阶段箱梁底板水平撕裂的机理分析[A].结构混凝土创新与可持续发展——第十三届全国混凝土及预应力混凝土学术交流会论文集[C].北京:2005.
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火损箱梁的增大截面抗剪加固 篇6
南通市204 国道如泰运河大桥跨径组成为7×30m + (48+80+48) m +7×30m , 主桥采用变截面预应力混凝土连续箱梁;引桥为先简支后连续组合箱梁桥, 下部结构采用桩柱式墩台、钻孔灌注桩基础。因意外发生火灾, 5#孔1#箱梁距5#墩0~5m范围内腹板、底板火损严重, 混凝土大面积剥落, 钢筋外露。
火灾引起的梁体损伤已严重影响桥梁的安全运营, 为确保桥梁的安全运营, 对该桥进行了全面的损伤调查和评估工作, 并进行了加固设计和加固施工。
2 评估计算
5#孔1#梁受火损后, 箱梁的极限承载能力、刚度和抗裂性均下降, 需对其进行定量计算分析, 以确定损伤程度和加固方法。
钢筋混凝土构件及预应力混凝土构件受高温作用后, 构件表面混凝土出现开裂、剥落等损伤, 构件有效尺寸减小, 同时混凝土、钢筋及预应力钢绞线在高温作用后, 强度以及粘结性能受影响, 评估计算中均应考虑。对本桥箱梁根据检测结果考虑如下折减:
2.1 构件尺寸折减
火损后结构计算考虑结构损伤对构件尺寸的折减:
式中:a—损伤后构件有效计算尺寸;
a0—构件设计尺寸;
abl—构件表层剥落深度, 由现场检测获得;
as1—构件表面疏松层厚度, 由现场检测获得;
as2—损伤层厚度, 即受火后强度下降较多的混凝土层。根据构件表面受火温度, 按照升温曲线, 推断结构内部达到的最高温度, 由此根据相关规范, 判断受火后的强度。
2.2 钢筋及预应力钢束强度折减
1) 根据构件表面受火温度, 推断普通钢筋及预应力钢束达到的最高温度, 由此根据相关规范, 确定受火后的普通钢筋及预应力钢束的强度。
2) 结构火损后抗剪承载能力计算时, 混凝土剥落区域外露纵向钢筋及箍筋忽略不计。
2.3 混凝土强度
梁体混凝土受损严重, 但内部和上部混凝土不受影响, 混凝土强度取用钻芯取样测试的混凝土强度。
计算表明:1#梁距5#墩梁端0.5~5m范围抗剪极限承载力不满足规范要求, 抗剪极限承载力较设计状态降低最大约47% , 较设计值差31.3% 。
该桥火灾后损伤区域主要集中在5# 孔1# 箱梁近支点0~5m范围, 该区段箱梁荷载作用下弯矩较小, 剪力较大, 故梁体抗弯承载能力富余较多, 抗剪承载能力富余相对较少。损伤区域混凝土剥落露筋, 导致抗剪承载能力损失较大, 局部区段抗剪承载能力不满足规范要求。
3 加固方案设计
针对以上结构主要病害, 加固设计的重点应提高5#孔1#箱梁近支点受损区域的抗剪承载能力, 经分析确定采用增大截面法加固。
增大截面加固法, 也称为外包混凝土加固法, 它通过增大构件的截面和配筋, 来提高构件的承载力、刚度、稳定性和抗裂性。该法是在构件的单侧、双侧、三侧、或四周外包加固, 对提高结构刚度和承载力都非常有效。
对本桥, 加固方案如下图所示。在凿除疏松层混凝土后, 对外露钢筋进行除锈阻锈处理后加挂钢筋网, 并外包高性能聚合物砂浆, 加固后构件尺寸较原构件尺寸加厚5cm 。
4 加固效果
对采用增大截面法加固后的箱梁的抗剪极限承载能力进行验算, 加固前后1#梁抗剪承载能力对比见图4 所示。
可见, 在对箱梁采用钢筋网+ 高强聚合物砂浆增大截面加固后, 加固区段极限抗剪承载能力显著提高, 满足规范要求。
5 加固施工技术要点
增大截面加固法加固能否达到加固效果, 新旧混凝土能否有效粘结, 形成整体共同受力是关键点, 因此, 对加固施工提出了较高的要求。增大截面加固法施工中必须注意一下几点:
1) 加固前的卸荷。加固一般都存在新增加部分应力滞后问题, 为了使新旧部分尽可能共同工作受力, 加固前应尽量卸去原有结构所承受的荷载, 若要完全和精确的卸荷可用千斤顶反向加载进行, 简单的卸荷可移去活荷载, 并及时控制好施工荷载。
2) 连接处的表面处理。对原有混凝土的缺陷清理至密实部位, 凿除疏松层、油污层以及碳化锈层, 严格按照规范及设计上要求对原混凝土表面进行凿毛处理。施工时按加固规范和设计要求将表面打成沟槽, 其深度一般为10mm , 间距不大于箍筋间距或者200mm , 打掉旧混凝土的棱角, 并将尘土和浮渣除去。只有让结合面混凝土的粘结抗拉强度和抗剪强度不低于混凝土本身的强度, 这样才能避免其过早开裂而破坏, 原有混凝土表面应冲洗干净, 原混凝土表面保持湿润, 擦干滞留水, 在浇筑新混凝土前, 喷涂1层30% 白乳胶水泥浆界面剂。除去原有和新设的受力钢筋的锈蚀情况, 对受力钢筋进行施焊前需采取卸荷或支撑措施来处理, 并且在焊接时应该逐根分区分段分层, 这样可以最大限度的避免焊接热量对钢筋的影响。
3) 新增混凝土层的施工。为提高结合面的粘结性能, 保证新旧混凝土整体工作和共同受力, 要求加固混凝土收缩性小, 则在混凝土中加入适量的膨胀剂以此来减少后浇混凝土的收缩。因为后浇混凝土较薄, 而且在该范围内要配置大量的钢筋, 所以为了保证混凝土的浇筑质量, 混凝土的坍落度不能太小。由于加固混凝土设计强度一般较高, 在混凝土中掺加高效减水剂来控制水灰比的大小, 这样其强度和坍落度就得到了保证。同时也要加强振捣混凝土来保证其施工质量。因为后浇混凝土层较薄, 所以现场一定要定时洒水, 保证其表面长期保持湿润状态, 以此保证混凝土对水分的需求, 其养护期最好不得小于14 天。
参考文献
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异形变截面曲线箱梁桥有限元分析 篇7
以南京某地铁高架桥为工程背景, 通过大型有限元软件midas/civil建立空间有限元模型, 对异形变截面曲线梁桥进行了强度、抗裂性及应力等方面的计算。
1 工程概况
1.1 箱梁构造
本工程为南京某跨河地铁高架桥, 上部结构为27.5+40+40+27.5四跨双线变宽曲线连续梁, 主梁变宽度范围9.022～12.331m, 采用斜腹板单箱单室与单箱双室截面。跨中梁高1.8m, 中支点梁高2.8m, 梁高变化采用直线过渡;箱梁顶板尺寸考虑纵向预应力顶板钢束的构造要求, 以及局部受力, 采用变厚度25～50cm;底板厚度由跨中25cm变至支点55cm;腹板厚度45～65cm。每个墩 (台) 顶设置一道横隔梁, 中横梁厚度2.5m, 端横梁厚度1.5m。梁缝为100mm。全桥采用满堂支架法施工。
1.2 设计荷载
1.2.1 恒载
结构自重按《铁路桥涵设计基本规范》 (TB10002.1-2005) 采用。
1.2.2 二期恒载
除设计规范中明确的荷载外, 本工程所采用的双线桥二期恒载:88.044～94.662kN/m。
1.2.3 基础变位影响
连续结构强迫位移按10mm考虑, 更换支座按10mm考虑。
1.2.4 活载
南京市地铁线性电机列车荷载, 列车重车轴重 160kN。列车长度:按六节编组计算列车活载, 活载图式如图1所示。
2 有限元分析模型
2.1 有限元建模
采用Midas/Civil计算软件进行空间梁单元建模, 本桥为在缓和曲线上的变宽连续梁桥, 模型仿真按实际曲线变化建立梁单元, 如图2所示。全桥按照截面变化规律, 以梗胁、变高、跨中等关键变化截面对称划分单元, 共分94个单元, 115个节点, 并设置双支座模拟支座受力, 以求解支座反力。其中, 3、25、54、81、103号节点为边、中支点, 39、67号节点为跨中节点。
2.2 荷载组合信息
本桥共采用7种组合形式, 其中1, 2, 3组合为主力组合, 4, 5, 6, 7组合为主力+附加力组合, 见表1。
3 有限元分析结果
3.1 混凝土截面正应力验算
计算结果如图3所示, 图中压应力为负, 拉应力为正。
3.2 混凝土斜截面抗裂验算
计算结果如图4所示, 图中压应力为负, 拉应力为正。
3.3 混凝土正截面抗裂验算
验算选取中支点截面和各跨中截面, 计算结果见表2。
3.4 混凝土截面剪应力验算
计算结果如图5所示。可见最不利组合作用下截面最大最小剪应力分别为2.25MPa和-2.05MPa, 小于0.17fc=5.7MPa。
3.5 正截面抗弯强度计算
正截面强度计算选取中支点截面 (对应节点号为25、54和81) 和各跨跨中截面 (对应节点号依次为15、39、67和91) 验算, 计算结果见表3。计算弯距和强度以下缘受拉为正。
3.6 斜截面抗剪强度计算
取7、19、35、70、75、90和100号截面进行验算, 计算结果见表4。
4 总结
1) 根据《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》规定, 全桥强度、抗裂性及各截面应力均满足规范要求。
2) 通过计算分析预应力钢束对曲线梁受力状态的影响可以看出:顶底板钢束对梁体的影响主要体现为径向力产生的扭矩, 顶扳束对梁体的抗扭有利, 但产生竖向的正弯矩, 所以布置顶板束需综合考虑其对弯扭的影响;底板束与顶板束正好相反;腹板束主要用来抵抗主梁弯矩, 但其对主梁扭矩也产生了很大影响, 可以通过分别调整内外侧钢束的高度来改善抗扭效果。
3) 基于工程实例应用空间有限元单元程序, 对异形变截面曲线箱梁在各种荷载作用下进行分析, 给出了在“弯扭耦合”的状态下, 箱梁截面的应力分布情况, 结果表明, 截面内侧的正应力大于截面外侧。
4) 以上这些力学特点可为类似的异形混凝土箱梁桥的设计提供参考。
摘要：以南京某地铁高架桥为工程背景, 采用midas/civil空间有限元软件, 针对异形变截面曲线箱梁进行了结构分析, 根据规范要求验算了强度、抗裂性和应力等受力特性, 并列出了计算结果, 为同类桥型的分析计算提供了参考。
关键词：异形曲线梁桥,有限元分析,应力验算
参考文献
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[2]范立础.桥梁工程[S].北京:人民交通出版社, 2001.
钢箱梁截面 篇8
1 连续箱梁剪力滞效应的求解
本文综合采用解肢法和能量变分法求解连续梁剪力滞效应, 对多跨连续箱梁, 先计算其弯矩为零的点, 然后分别取弯矩等于零的邻点区间按简支梁处理, 再求解该简支梁在荷载作用下的剪力滞系数[5,10], 如图1所示。
1) 连续梁解肢成简支梁。
2) 基于能量变分法, 求出简支梁的剪力滞系数。
2 实例计算
2.1 模型概况
试验箱梁原模型为广东省境内一座 (62+110+62) m预应力混凝土箱梁桥。试验箱梁结构为 (3.38+27.5+3.38) m预应力混凝土连续梁, 由一个单箱单室箱形断面组成。箱梁根部高度1.5 m, 跨中梁高0.75 m, 下缘曲线按2次抛物线变化, 其下缘曲线方程为y=-0.002 3×2+0.078 9× (-1.5) 。箱梁顶板宽3.75 m, 底板宽1.95 m, 底板厚度由跨中的0.08 m变化至根部0.20 m, 腹板分别为0.18 m, 0.15 m。在桥墩位置设置厚0.6 m的横隔板, 边跨顶板、底板厚0.30 m。箱顶面不设坡度, 箱梁采用满堂支架悬臂浇筑法施工, 分为八段施工。结构支点截面、跨中截面尺寸如图2所示。
2.2 理论计算
对本试验模型进行理论计算时, 按照下面的步骤和原则:
1) 计算出在荷载作用下, 试验模型的弯矩为零点的位置, 将相邻的弯矩零点区间构成简支梁。
2) 本试验加载和测试截面为跨中和四分跨截面 (由于现场在四分跨位置处无法加载, 故本文规定距离跨中为7.8 m处为四分跨截面, 见图3) , 荷载对称加载在肋处, 见图4。
3) 加载荷载F的大小, 在跨中截面为7.5 t, 四分跨截面为15.0 t。
4) 每个测试截面计算板中和肋处 (左右偏离88 cm) 的剪力滞系数, 见图5。
2.2.1 跨中截面集中荷载作用剪力滞系数求解
试验模型箱梁在中跨跨中作用集中荷载7.5 t, 约合73.55 k N, 如图6所示。
在跨中集中荷载作用下, 连续梁会产生弯矩为零的点。反弯点及反力值如图7所示, 共有4个弯矩零点:A, E, F, D。
在弯矩零点E和F所构成的简支梁中, 跨中截面和Ⅲ截面, 即G, H, I截面在梁段内, 如图8所示。
问题就转化为简支梁在中荷载作用下的剪力滞系数求解, 易求得相应截面 (G, H, I截面) 剪力滞系数, 如表1所示。
2.2.2 四分跨截面集中荷载作用剪力滞系数求解
同理, 可求得四分跨截面集中荷载作用剪力滞系数, 如表1所示。
2.3 有限元法
应用有限元分析软件ANSYS, 采用Solid65实体单元。有限元模型见图9。
2.4 试验加载
按照理论计算的各荷载工况, 进行试验模型加载, 见图10。
2.5 结果比较
本对比分析为理论计算、有限元分析和试验测试结果进行比较。由表1可知, 利用本文方法计算的理论剪力滞系数与有限元分析值和试验实测值接近, 证明了本文方法计算变截面连续箱梁剪力滞效应的正确性。
3 结语
1) 验证了综合采用解肢法和能量变分法, 即将多跨连续箱梁在弯矩为零处, 解肢成若干变高度的简支体系, 计算剪力滞系数的方法的精确性和便捷性, 工程实践中用此方法计算箱梁桥的剪力滞效应具有重要的现实意义;
2) 集中荷载所作用的截面剪力滞现象很严重, 但离开该截面后, 剪力滞衰减很快, 应力渐趋均匀;
3) 在箱梁桥梁设计与施工中, 应该考虑到由于剪力滞现象带来的理论应力与实际应力的不一致, 从而采取相应控制措施, 以确保桥梁结构的安全。
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钢箱梁截面 篇9
关键词：大跨径,变截面连续箱梁,施工技术
桥梁的施工必须保证稳定的性能以及良好的耐久性, 面对复杂的施工条件, 只有根据精确的计算及设计, 选用适当的施工技术和施工工艺, 才能保障桥梁施工的安全可靠性。若桥梁建设在完工过程中因施工技术或质量问题引起较大的安全事故, 必然对社会的正常秩序带来较大的影响, 引起严重的社会动荡[1]。大跨径变截面连续箱梁在桥梁建设中的运用不仅可以达到更优的行车舒适感, 也具有较低的后期维护费用, 运用该施工技术对桥梁的安全使用提供了有力的保障[2]。
1 工程概况
某桥梁工程采用四跨大跨径变截面连续箱梁的设计, 总桥长为360m, 为 (70+110+110+70) m的跨径布置。桥宽40m, 中间设置2m宽度的纵缝。该桥共分为上下两层结构, 桥面两端均有1.5%的坡度。主桥单幅混凝土主梁梁部为单箱双室的直腹板箱形断面, 单幅箱梁顶宽17.8m (含两侧后浇筑段各15cm) , 悬臂宽4.6m, 箱底宽9.5m, 中支点处梁高7.0m, 边支点处梁高2.5m, 中跨跨中梁高2.5m, 梁底按1.5次抛物线变化。桥梁总体立面图如图1所示。
2 大跨径变截面连续箱梁施工技术
2.1 支撑体系的施工技术
2.1.1 地基处理
在施工地段填筑风化料使其露出水面, 再用压路机将其压实[3]。为了保证水路的畅通, 可先进行改道处理, 施工完毕后可将其改回原有通道。在压实后的风化料上浇注C20的混凝土20cm进行支架搭设的预备工作。
2.1.2 支架搭设
在墩旁搭设支架结构, 对0#和1#段实施支架现浇技术, 其他块段采用挂篮悬臂浇筑技术。支架选用WDJ碗扣式多功能钢支架, 横梁与腹板支架立柱间的距离为0.8m, 其余支架部分的立柱间距均为1.2m。支架的设计荷载力为146720k N, 实际荷载力为68420k N, 实际荷载力未超过支架的承受极限, 说明该支架搭设方案具有一定的可行性。
2.1.3 模板设计
支架搭设完工后, 可在支架顶端分别在横向和纵向铺设方木。于横向方木上进行连续梁底板中心线和两边缘线的放样, 测量所有方木的标高, 将底板部位的方木调整至设计范围内, 之后进行固定。采用大钢模在方木上端进行间隔铺设, 使用定型钢模进行侧模的铺设, 定型钢模是利用钢板与定型骨架共同制作而成[4]。支架结构搭设完工后必须进行逐孔预压, 以免出现非弹性变形。
2.1.4 现浇段施工
0#和1#段实施现浇施工技术, 分别于每个墩身顶面的承台上布置6根钢管桩 (Φ820×10mm) , 将所有钢管桩连接成一个整体。将分配梁支架运用于主梁的建设中, 并将其与钢管桩顶部通过螺栓固定好。然后, 对钢管桩及主梁进行加固。底模支撑体系通过将纵向分配梁布置在主梁顶面及墩顶分配梁顶面形成, 外模支撑体系通过将4组L=21m的贝雷梁纵向布置在主梁顶面并借助脚手架结构形成。单幅单个墩顶的永久性支座设置在4个临时支座两侧, 对0#和1#段的箱梁混凝土与整体混凝土的浇注可同时进行。墩顶的固结必须在每个临时支座内设置多于110根L=2.7mΦ32螺纹钢筋, 以保障墩身与主桥箱梁的整体功能。如图2所示。
2.1.5 挂篮施工
挂篮施工具有刚度大、变形小、灵活度高、适用范围大的特点, 针对该工程可选用正梯形整体行架挂篮的方案, 挂篮结构主要由双导梁系统、压重系统、后锚系统、横梁系统以及底平台系统等构成, 单只总重为80.5t[5]。使用挂篮结构可在施工过程中创造更大的作业空间, 可缩短施工周期。完成挂篮的拼装后, 需要对其进行预压。预压时可在底座加载千斤顶并在翼板进行堆载, 加载过程分为4级, 每级加载后稳定半小时测量变形值。同时, 于卸载后进行非弹性变形的测量。挂篮的预压施工完成后进行悬浇的施工, 悬浇过程需时刻注意各梁段的变形情况, 通过实时的监测数据以及立模标高来进行控制, 保证悬浇施工的有序进行。挂篮在悬浇施工的过程中混凝土的耗用量较大, 必须保证对称浇注。该工程实际施工过程中采用泵送浇注工艺, 将传统的泵送方式改造为三通管的结构, 实现了单向和双向泵送混凝土方式的双重选择, 具有更快的浇注速度, 也满足了两侧对称浇注的高要求。与传统的浇注方法相比, 操作简单、故障事件少, 不仅提高了浇注质量, 也提高了浇注施工的效率[6]。
2.2 混凝土的施工技术
混凝土的配比和施工是影响施工质量的关键性因素, 该工程所使用混凝土是按照招标文件中的要求进行的严格筛选。原材料均使用同一品牌的产品, 其级配由相关专业机构进行了全程监控, 配比按水泥∶水∶砂∶碎石∶泵送剂为486∶180∶737∶977∶11.178的标准, 其中水灰比为0.37。混凝土浇注完工后续使用高压水枪进行冲洗。
2.3 合拢段施工技术
合拢段均利用挂篮主梁及底模平台改制成的吊架并安装钢支撑进行施工。首先进行边跨合拢, 再解除临时固结后中跨合拢。合拢施工时对精度的要求较高, 刚构挠度的变化可能因与设计要求不符而引发混凝土开裂的现象, 为了避免这一现象, 一般要在施工过程中注意温度的变化, 不可在过高的温度下进行施工。依据刚性锁定的原则在一天中温度最低的时段开展施工[7]。该工程使用体内支撑体系完成已浇筑梁段的挠骨连接, 钢结件选用40号槽钢。利用梁体钢束临时张拉至10%的张拉应力, 将边跨不平衡段和T构拉结。
3 大跨径变截面连续箱梁施工过程中需注意的问题
(1) 严格把控施工精度
施工过程中的各项参数均严格按照设计标准进行, 对各部位的构造尺寸和线形进行严格监控。一旦出现较大的线形误差, 可能因参数的调整而出现结构超方的问题, 从而增加了结构挠度及应力。
(2) 把握预应力的张拉时期
不宜过早对预应力进行张拉, 否则会影响混凝土的刚性及弹性, 导致其强度的增长速度大于弹性模量的增长速度, 从而引发结构变形的问题。因此, 要把握好恰当的张拉时期, 龄期过早必然带来变形较大的问题。
(3) 定期对施工设备进行维护检修
桥梁建设在进行大跨径变截面连续箱梁施工时为了保证各项工艺都在设计标准内, 除了对工艺技术进行控制外, 还需对设备进行有效的管理, 保障各项施工器械的参数精准。可利用现代化信息技术对各项施工数据进行监控管理, 实现自动化、智能化的施工管理, 提高施工的质量。通过对设备的严格管理还能有效降低后期的维护费用, 提高了工程的经济效益。
(4) 对预应力管道压浆不饱满的防治
压浆不饱满是桥梁施工中比较常见的问题, 这一问题可能引起预应力钢筋的锈蚀, 从而大大减少了截面的混凝土面积, 降低了整体的预应力效果。当混凝土的预应力达不到设计标准时, 容易造成梁体开裂、梁体下挠或梁体刚性不足, 对桥梁的安全使用带来了较大的隐患。这一威胁常常难以进行检测, 通常是由不可定的人为因素造成。为了解决这一问题, 可以采用循环智能压浆系统进行管道压浆, 以此来保证压浆质量。
4 结束语
综上所述, 该桥梁工程采用四跨大跨径变截面连续箱梁的设计进行施工, 施工过程中需要重点把握支撑体系的施工技术、混凝土的施工技术以及合拢段的施工技术, 其中支护措施对0#和1#段实施支架现浇技术, 其他块段采用挂篮悬臂浇注技术, 本文对现浇技术与挂篮悬臂浇注技术进行了详细分析。最后从该工程的施工中总结出几点常见问题, 只有解决了这些问题, 才能保证桥梁工程的施工质量。
参考文献
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