登录
注册
2022年 第37卷 第4期
2022, 37(4): 1-13.
doi: 10.13206/j.gjgs21121901
摘要
PDF (22578KB)
摘要:
正交异性钢桥面板结构优势明显，是大跨度桥梁的首选桥面板结构，然而正交异性钢桥面板结构疲劳问题突出。近年来，在国家重大工程项目建设的推动下，我国正交异性钢桥面板制造理念和模式不断进步，制造技术装备和工艺水平大幅度提升，为提升正交异性钢桥面板疲劳性能提供了全流程、多维度、专业化的解决方案：在零件下料切割中，通过引入数控激光切割机实现了横肋齿形板的高品质加工；在U肋板单元焊接中采用基于埋弧焊工艺的多头U肋内焊专机、多头U肋外焊专机，实现U肋双面焊缝的优质高效焊接；将基于离线编程和三方向传感技术的焊接机器人用于桥面板立体单元焊接；采用超声相控阵检测技术，实现U肋焊缝内部缺欠的精确识别与检测。
近些年正交异性钢桥面板制造技术的进展主要包括：1）从以手工焊接为主的制造模式发展到以机械化和自动化为主的制造模式，研制了各类自动化制造装备，大幅提升了焊接质量和生产工效，以机器视觉技术为代表的智能化焊接技术已在正交异性钢桥面板制造中得到了应用；2）成功研发了正交异性钢桥面板U肋内焊技术，并在此基础上发展了U肋双面焊工艺技术，从根本上解决了U肋传统单面焊缝焊根处极易疲劳开裂问题，大幅提升了正交异性钢桥面板关键焊缝抗疲劳性能，有力支撑了正交异性钢桥面板结构的进一步发展；3）为解决U肋焊缝内部质量检测问题，将超声相控阵检测技术引入正交异性钢桥面板U肋焊缝的无损检测中，在U肋焊缝质量控制中发挥了重要作用；4）开发了钢桥面板立体单元机器人焊接技术，实现了正交异性钢桥面板U肋和横肋板连接焊缝的自动化焊接，改善了该部位焊缝的抗疲劳性能。通过关键技术研发和推广应用，有效提升了钢桥面板的制造品质和疲劳性能，建立了融合智能化制造技术、高效化焊接技术、先进检测技术的新一代钢桥面板制造技术体系。为此，结合实际工程案例，从制造理念和模式、钢桥面板U肋焊接技术发展及钢桥面板立体单元机器人焊接技术等方面，对正交异性钢桥面板制造技术的发展现状进行总结和评述。
正交异性钢桥面板结构优势明显，是大跨度桥梁的首选桥面板结构，然而正交异性钢桥面板结构疲劳问题突出。近年来，在国家重大工程项目建设的推动下，我国正交异性钢桥面板制造理念和模式不断进步，制造技术装备和工艺水平大幅度提升，为提升正交异性钢桥面板疲劳性能提供了全流程、多维度、专业化的解决方案：在零件下料切割中，通过引入数控激光切割机实现了横肋齿形板的高品质加工；在U肋板单元焊接中采用基于埋弧焊工艺的多头U肋内焊专机、多头U肋外焊专机，实现U肋双面焊缝的优质高效焊接；将基于离线编程和三方向传感技术的焊接机器人用于桥面板立体单元焊接；采用超声相控阵检测技术，实现U肋焊缝内部缺欠的精确识别与检测。
近些年正交异性钢桥面板制造技术的进展主要包括：1）从以手工焊接为主的制造模式发展到以机械化和自动化为主的制造模式，研制了各类自动化制造装备，大幅提升了焊接质量和生产工效，以机器视觉技术为代表的智能化焊接技术已在正交异性钢桥面板制造中得到了应用；2）成功研发了正交异性钢桥面板U肋内焊技术，并在此基础上发展了U肋双面焊工艺技术，从根本上解决了U肋传统单面焊缝焊根处极易疲劳开裂问题，大幅提升了正交异性钢桥面板关键焊缝抗疲劳性能，有力支撑了正交异性钢桥面板结构的进一步发展；3）为解决U肋焊缝内部质量检测问题，将超声相控阵检测技术引入正交异性钢桥面板U肋焊缝的无损检测中，在U肋焊缝质量控制中发挥了重要作用；4）开发了钢桥面板立体单元机器人焊接技术，实现了正交异性钢桥面板U肋和横肋板连接焊缝的自动化焊接，改善了该部位焊缝的抗疲劳性能。通过关键技术研发和推广应用，有效提升了钢桥面板的制造品质和疲劳性能，建立了融合智能化制造技术、高效化焊接技术、先进检测技术的新一代钢桥面板制造技术体系。为此，结合实际工程案例，从制造理念和模式、钢桥面板U肋焊接技术发展及钢桥面板立体单元机器人焊接技术等方面，对正交异性钢桥面板制造技术的发展现状进行总结和评述。
2022, 37(4): 14-24.
doi: 10.13206/j.gjgs21070501
摘要:
钢结构框架柱采用闭口截面具有截面承载效率高、抗扭模量大等优势。利用螺纹锚固单边螺栓可以解决钢梁-钢管柱无法采用普通高强螺栓直接连接的问题。螺纹锚固单边螺栓是通过在柱壁上加工带有螺纹的螺栓孔，直接将高强螺栓拧紧在柱壁的螺纹孔上来代替传统螺母，实现在钢管柱外侧安装和拧紧。在螺纹锚固单边螺栓双T形节点模型研究的基础上，进一步研究了螺纹锚固单边螺栓连接T形件-钢管的受力机理和破坏模式。对10个采用螺纹锚固单边螺栓连接T形件-钢管节点进行了受拉试验研究，分析和对比了不同节点破坏模式、承载力机理、位移-荷载曲线、屈服承载力和极限承载力等。
试验发现：节点共发生了四种破坏，分别为螺纹剪切破坏、管壁局部屈服伴随螺纹剪切破坏、螺栓杆拉断破坏和管壁屈服破坏。当钢管壁厚度较小时，节点发生螺栓孔内螺纹剪切破坏，当管壁较厚，螺栓直径相对较小时，发生螺栓杆拉断破坏，但螺纹孔内螺纹保持完好，表明当螺栓孔内螺纹长度足够时，钢管壁螺栓孔内螺纹具有足够的承载力，螺纹锚固方式可行。
同时对比分析了螺栓间距、螺栓直径及管壁厚度对节点承载力的影响。试验结果表明：增大螺栓直径、管壁厚度、螺栓间距等，均可以提高节点的承载力；螺栓间距对节点承载力的影响与钢管壁在螺栓拉力作用下屈服线的形状有关，当螺栓间距较小时，各受拉螺栓对钢管壁的屈服线相互叠加，随着螺栓间距增大，节点承载力明显提高；但当螺栓间距较大，各受拉螺栓对钢管壁屈服线为长圆形，随螺栓间距的增加，节点承载力将保持不变；随着螺栓直径的增加，节点的破坏模式逐渐从螺杆拉断破坏改变为钢管壁螺栓孔螺纹破坏或钢管壁屈服破坏，节点承载能力增加；管壁厚度增加显著提高钢管壁屈服承载力，其增长率与壁厚的增长率近似呈平方的关系。
为了避免钢管壁较薄时，管壁螺栓孔内螺纹锚固力不足的问题，进一步研究了钢管内设垫板对螺纹锚固单边螺栓T形件-钢管连接节点受力性能的影响。试验结果表明：垫板增加了螺纹锚固长度，加强后的节点承载力显著提高，有效地避免螺纹剪切破坏，但初始刚度变化不大。
钢结构框架柱采用闭口截面具有截面承载效率高、抗扭模量大等优势。利用螺纹锚固单边螺栓可以解决钢梁-钢管柱无法采用普通高强螺栓直接连接的问题。螺纹锚固单边螺栓是通过在柱壁上加工带有螺纹的螺栓孔，直接将高强螺栓拧紧在柱壁的螺纹孔上来代替传统螺母，实现在钢管柱外侧安装和拧紧。在螺纹锚固单边螺栓双T形节点模型研究的基础上，进一步研究了螺纹锚固单边螺栓连接T形件-钢管的受力机理和破坏模式。对10个采用螺纹锚固单边螺栓连接T形件-钢管节点进行了受拉试验研究，分析和对比了不同节点破坏模式、承载力机理、位移-荷载曲线、屈服承载力和极限承载力等。
试验发现：节点共发生了四种破坏，分别为螺纹剪切破坏、管壁局部屈服伴随螺纹剪切破坏、螺栓杆拉断破坏和管壁屈服破坏。当钢管壁厚度较小时，节点发生螺栓孔内螺纹剪切破坏，当管壁较厚，螺栓直径相对较小时，发生螺栓杆拉断破坏，但螺纹孔内螺纹保持完好，表明当螺栓孔内螺纹长度足够时，钢管壁螺栓孔内螺纹具有足够的承载力，螺纹锚固方式可行。
同时对比分析了螺栓间距、螺栓直径及管壁厚度对节点承载力的影响。试验结果表明：增大螺栓直径、管壁厚度、螺栓间距等，均可以提高节点的承载力；螺栓间距对节点承载力的影响与钢管壁在螺栓拉力作用下屈服线的形状有关，当螺栓间距较小时，各受拉螺栓对钢管壁的屈服线相互叠加，随着螺栓间距增大，节点承载力明显提高；但当螺栓间距较大，各受拉螺栓对钢管壁屈服线为长圆形，随螺栓间距的增加，节点承载力将保持不变；随着螺栓直径的增加，节点的破坏模式逐渐从螺杆拉断破坏改变为钢管壁螺栓孔螺纹破坏或钢管壁屈服破坏，节点承载能力增加；管壁厚度增加显著提高钢管壁屈服承载力，其增长率与壁厚的增长率近似呈平方的关系。
为了避免钢管壁较薄时，管壁螺栓孔内螺纹锚固力不足的问题，进一步研究了钢管内设垫板对螺纹锚固单边螺栓T形件-钢管连接节点受力性能的影响。试验结果表明：垫板增加了螺纹锚固长度，加强后的节点承载力显著提高，有效地避免螺纹剪切破坏，但初始刚度变化不大。
2022, 37(4): 25-32.
doi: 10.13206/j.gjgS21111701
摘要:
采用风洞试验和有限元分析对考虑塔与抱杆耦合的超大型输电高塔施工过程的抗风性能进行研究，计算和验证了危险强风工况下输电塔及抱杆抗风措施的有效性。对江苏凤城—梅里500 kV输电线路385 m高跨长江输电铁塔施工装备双平臂抱杆进行风洞试验，完成了抱杆标准节节段模型及抱杆整体模型的风洞高频天平测力试验，得到了抱杆风力系数，并与GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》进行了比较。分别建立了抱杆软连接有限元模型、抱杆与铁塔耦合有限元模型，对比分析了两种抱杆模型在不同工况风荷载作用下的结构力学性能差异。通过有限元计算得到了平衡、不平衡起吊和不同风向角等多种组合工况下抱杆最大位移及腰环主拉索最大拉力计算结果，分析了抱杆施工过程中的不利因素。针对非工作工况强风条件，计算和分析了平臂可自由转动和降低抱杆悬臂高度等主要抱杆抗风措施对抱杆与塔耦合系统整体力学性能的影响，为超大型输电高塔施工期抗风安全提供参考。
结果表明：抱杆整体风力系数试验结果与规范取值存在一定差异，规范取值偏于风险，风洞试验得到的x向和y向风力系数最大值分别为2.40和2.51；不平衡起吊和45°风向角均为抱杆结构的抗风不利工况，施工过程中应尽量避免不平衡起吊并且避免平臂与来流风向成45°角时吊装重物；抱杆与铁塔耦合模型的最大风致位移计算结果大于抱杆独立模型，而腰环主拉索最大拉力计算结果小于抱杆独立模型。此外，抱杆与铁塔耦合有限元模型的计算结果显示：在主塔施工后期，由于高空铁塔截面减小、刚度降低，不能给予抱杆足够的抗侧刚度，导致腰环主拉索最大拉力急剧增大，且拉力最大值出现位置下移；非工作工况强风条件下平臂自由转动可有效降低抱杆腰环主拉索最大拉力，降幅可达30%~40%。建议在强风条件下采取平臂可自由转动和降低抱杆悬臂高度相结合的抗风措施，确保输电高铁和抱杆耦合系统的施工期抗风安全。
采用风洞试验和有限元分析对考虑塔与抱杆耦合的超大型输电高塔施工过程的抗风性能进行研究，计算和验证了危险强风工况下输电塔及抱杆抗风措施的有效性。对江苏凤城—梅里500 kV输电线路385 m高跨长江输电铁塔施工装备双平臂抱杆进行风洞试验，完成了抱杆标准节节段模型及抱杆整体模型的风洞高频天平测力试验，得到了抱杆风力系数，并与GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》进行了比较。分别建立了抱杆软连接有限元模型、抱杆与铁塔耦合有限元模型，对比分析了两种抱杆模型在不同工况风荷载作用下的结构力学性能差异。通过有限元计算得到了平衡、不平衡起吊和不同风向角等多种组合工况下抱杆最大位移及腰环主拉索最大拉力计算结果，分析了抱杆施工过程中的不利因素。针对非工作工况强风条件，计算和分析了平臂可自由转动和降低抱杆悬臂高度等主要抱杆抗风措施对抱杆与塔耦合系统整体力学性能的影响，为超大型输电高塔施工期抗风安全提供参考。
结果表明：抱杆整体风力系数试验结果与规范取值存在一定差异，规范取值偏于风险，风洞试验得到的x向和y向风力系数最大值分别为2.40和2.51；不平衡起吊和45°风向角均为抱杆结构的抗风不利工况，施工过程中应尽量避免不平衡起吊并且避免平臂与来流风向成45°角时吊装重物；抱杆与铁塔耦合模型的最大风致位移计算结果大于抱杆独立模型，而腰环主拉索最大拉力计算结果小于抱杆独立模型。此外，抱杆与铁塔耦合有限元模型的计算结果显示：在主塔施工后期，由于高空铁塔截面减小、刚度降低，不能给予抱杆足够的抗侧刚度，导致腰环主拉索最大拉力急剧增大，且拉力最大值出现位置下移；非工作工况强风条件下平臂自由转动可有效降低抱杆腰环主拉索最大拉力，降幅可达30%~40%。建议在强风条件下采取平臂可自由转动和降低抱杆悬臂高度相结合的抗风措施，确保输电高铁和抱杆耦合系统的施工期抗风安全。
2022, 37(4): 33-39.
doi: 10.13206/j.gjgS21121902
摘要:
装配式弦支钢-混凝土组合楼盖是一种新型大跨度预应力组合结构，为了探究该组合楼盖中楼板部分的力学性能，从装配式弦支钢-混凝土组合楼盖中选取由4块槽型叠合板通过板间连接件连接组合形成的标准楼板单元，以此为研究对象，对其在正常使用阶段的受力性能进行有限元模拟分析。
模拟结果显示，该组合楼板单元由于肋梁及后浇带的存在，在加载初期，单块槽型叠合板单元率先发生双向弯曲变形且跨中挠度最大，随着荷载的不断增加，组合楼板单元发生整体弯曲变形，跨中位置的挠度变形最大，当加载结束时，跨中挠度值为59 mm。在外荷载作用下，组合楼板单元沿跨度方向混凝土出现明显的塑性损伤，这表明两端简支组合楼板单元整体的抗弯刚度与垂直于跨度方向的截面有关。为详细探究混凝土强度、叠合层厚度、肋梁高度以及板间连接件的高度等参数对组合楼板抗弯刚度等力学性能的影响，建立13个有限元模型，对槽型钢筋桁架叠合板及板间连接件进行变参数分析，通过对比相同荷载与边界条件作用下跨中荷载-位移曲线，探究了不同因素对组合楼板抗弯性能的影响。
结果表明：在保持其他条件不变的情况下，随着肋梁高度的增加，抗弯刚度急剧增大而位移迅速减小，肋梁高度从400 mm增大到700 mm，抗弯刚度增加322.6%，位移减小99%；随着叠合层厚度的增加，抗弯刚度增大而跨中位移减小，叠合层厚度从40 mm增大到70 mm时，抗弯刚度增加24.2%，位移减小54.7%；随着混凝土强度等级的增加，抗弯刚度略有增加而跨中位移未见明显变化，混凝土强度等级从C25增大到C40，抗弯刚度最大增加10.1%，位移在55~60 mm间波动；仅改变板间连接件高度并不改变其中心作用位置时，对抗弯刚度及位移影响不大，板间连接件高度从300 mm增大到360 mm，抗弯刚度增加8.0%，位移减小未超过10%。综上，对组合楼板整体的抗弯刚度及跨中位移影响最大的是肋梁高度，其次是叠合层厚度，混凝土强度及板间连接件高度影响较小。
装配式弦支钢-混凝土组合楼盖是一种新型大跨度预应力组合结构，为了探究该组合楼盖中楼板部分的力学性能，从装配式弦支钢-混凝土组合楼盖中选取由4块槽型叠合板通过板间连接件连接组合形成的标准楼板单元，以此为研究对象，对其在正常使用阶段的受力性能进行有限元模拟分析。
模拟结果显示，该组合楼板单元由于肋梁及后浇带的存在，在加载初期，单块槽型叠合板单元率先发生双向弯曲变形且跨中挠度最大，随着荷载的不断增加，组合楼板单元发生整体弯曲变形，跨中位置的挠度变形最大，当加载结束时，跨中挠度值为59 mm。在外荷载作用下，组合楼板单元沿跨度方向混凝土出现明显的塑性损伤，这表明两端简支组合楼板单元整体的抗弯刚度与垂直于跨度方向的截面有关。为详细探究混凝土强度、叠合层厚度、肋梁高度以及板间连接件的高度等参数对组合楼板抗弯刚度等力学性能的影响，建立13个有限元模型，对槽型钢筋桁架叠合板及板间连接件进行变参数分析，通过对比相同荷载与边界条件作用下跨中荷载-位移曲线，探究了不同因素对组合楼板抗弯性能的影响。
结果表明：在保持其他条件不变的情况下，随着肋梁高度的增加，抗弯刚度急剧增大而位移迅速减小，肋梁高度从400 mm增大到700 mm，抗弯刚度增加322.6%，位移减小99%；随着叠合层厚度的增加，抗弯刚度增大而跨中位移减小，叠合层厚度从40 mm增大到70 mm时，抗弯刚度增加24.2%，位移减小54.7%；随着混凝土强度等级的增加，抗弯刚度略有增加而跨中位移未见明显变化，混凝土强度等级从C25增大到C40，抗弯刚度最大增加10.1%，位移在55~60 mm间波动；仅改变板间连接件高度并不改变其中心作用位置时，对抗弯刚度及位移影响不大，板间连接件高度从300 mm增大到360 mm，抗弯刚度增加8.0%，位移减小未超过10%。综上，对组合楼板整体的抗弯刚度及跨中位移影响最大的是肋梁高度，其次是叠合层厚度，混凝土强度及板间连接件高度影响较小。
2022, 37(4): 40-62.
doi: 10.13206/j.gjgS20112501
摘要:
钢结构桥梁处于复杂自然环境中，其温度将随太阳辐射和气温的影响而变化。这种温度变化不仅有均匀的整体温升温降，也有沿横桥向和主梁竖向的不均匀分布。桥梁结构温度的变化和不均匀分布将导致结构热胀冷缩，使得结构发生位移或形变，当这种位移或形变受到约束时，将在结构中产生较大的次内力和温度次应力。在某些不利条件下，结构某些部位产生的温度次应力可能大于车辆或其他活载产生的应力。桥梁设计如忽略或未能正确估计温度荷载效应可能会导致桥梁损坏甚至发生倒塌。
为研究太阳辐射下闭口钢箱梁的竖向温度梯度大小和分布特征，首先比较了国内外四个主要规范对主梁或钢箱梁竖向温度梯度的规定，其中，仅欧洲规范1明确规定了钢箱梁的竖向温度梯度模式。然后以长沙湘江三汊矶大桥钢箱梁内的温度实测为研究对象，通过在钢箱梁同一个横隔板上横桥向布设两个温度测试断面，在夏季强太阳辐射和高环境温度的天气条件下，对两个断面上的测点温度进行了多次测量，获得了24 h内铺装层顶面、钢箱梁面板、箱内空气、钢箱底板和环境温度，分析了横隔板上不同测点的竖向温度随时间的变化规律。
研究表明：在高温天气和强烈太阳辐射作用下，铺装层顶面、钢箱梁顶板、箱内空气、钢箱底板和环境温度表现出相同的变化趋势；太阳辐射使得桥面铺装快速升温并在14：00左右达到最大值；钢箱梁面板温度在16：00左右达到最高值；面板和底板在14：00—18：00之间存在较大的温差，记录的最大正温差在14：30左右达到最大值（16.8℃）；竖向正温度梯度分布为非线性，观测到的梁顶正温差大，但其负温差明显偏小。基于获得的顶底板最大温差，采用四折线拟合了横隔板竖向温度梯度，5个参考点离开顶板的距离分别是0，100，300，650 mm和梁高h，对应的5个温度梯度值分别是ΔT1=17℃、ΔT2=13℃、ΔT3=8℃、ΔT4=4.5℃和0℃。研究表明，欧洲规范1的四折线模式能用于描述该钢桥钢箱梁竖向温度梯度。
钢结构桥梁处于复杂自然环境中，其温度将随太阳辐射和气温的影响而变化。这种温度变化不仅有均匀的整体温升温降，也有沿横桥向和主梁竖向的不均匀分布。桥梁结构温度的变化和不均匀分布将导致结构热胀冷缩，使得结构发生位移或形变，当这种位移或形变受到约束时，将在结构中产生较大的次内力和温度次应力。在某些不利条件下，结构某些部位产生的温度次应力可能大于车辆或其他活载产生的应力。桥梁设计如忽略或未能正确估计温度荷载效应可能会导致桥梁损坏甚至发生倒塌。
为研究太阳辐射下闭口钢箱梁的竖向温度梯度大小和分布特征，首先比较了国内外四个主要规范对主梁或钢箱梁竖向温度梯度的规定，其中，仅欧洲规范1明确规定了钢箱梁的竖向温度梯度模式。然后以长沙湘江三汊矶大桥钢箱梁内的温度实测为研究对象，通过在钢箱梁同一个横隔板上横桥向布设两个温度测试断面，在夏季强太阳辐射和高环境温度的天气条件下，对两个断面上的测点温度进行了多次测量，获得了24 h内铺装层顶面、钢箱梁面板、箱内空气、钢箱底板和环境温度，分析了横隔板上不同测点的竖向温度随时间的变化规律。
研究表明：在高温天气和强烈太阳辐射作用下，铺装层顶面、钢箱梁顶板、箱内空气、钢箱底板和环境温度表现出相同的变化趋势；太阳辐射使得桥面铺装快速升温并在14：00左右达到最大值；钢箱梁面板温度在16：00左右达到最高值；面板和底板在14：00—18：00之间存在较大的温差，记录的最大正温差在14：30左右达到最大值（16.8℃）；竖向正温度梯度分布为非线性，观测到的梁顶正温差大，但其负温差明显偏小。基于获得的顶底板最大温差，采用四折线拟合了横隔板竖向温度梯度，5个参考点离开顶板的距离分别是0，100，300，650 mm和梁高h，对应的5个温度梯度值分别是ΔT1=17℃、ΔT2=13℃、ΔT3=8℃、ΔT4=4.5℃和0℃。研究表明，欧洲规范1的四折线模式能用于描述该钢桥钢箱梁竖向温度梯度。
